GLC硅質輕型墻板軸心受壓試驗研究

焦紅，馬海程，王松巖，劉學光，姜曉雯

(山東建筑大學 土木工程學院，山東 濟南 250101)

0 引言

隨著我國裝配式建筑的快速發展及建筑裝配率的不斷提高，三板(樓板、外墻板、內墻板)已成為裝配式建筑中的重要組成部分。在GB/T 51129—2017《裝配式建筑評價標準》[1]中，對非承重圍護墻體采用非砌筑的比例提出了明確要求。我國建筑行業對預制墻板的需求量日益增加，各式各樣的新型預制墻板應運而生，雖然其在力學性能方面能夠滿足圍護結構的基本要求，但是也存在著結構形式復雜、制作工藝繁瑣、綜合造價較高等問題，難以滿足市場需求。而采用濕法常溫成型工藝的玻璃纖維網格布增強型硅質輕型墻板(GLC墻板)在制作過程中一次成型，且其生產工藝在建筑節能及經濟性等方面有著明顯優勢，是一種符合國家裝配式發展戰略的新型預制墻板。

目前，學者們對預制墻板的軸心受壓力學性能的研究主要集中在水泥基-鋼絲網架夾芯板[2-4]、薄面板-冷彎薄壁型鋼骨架組合墻板[5-8]和輕集料混凝土墻板[9-10]等其他材料及結構形式組成的墻板[11-13]。對于水泥基-鋼絲網架夾芯墻板，芯材的彈性模量較小，在豎向軸心荷載作用下忽略其對承載能力及穩定性的貢獻，而鋼絲網架能夠有效增強兩側水泥基面層的協同工作能力，對墻板的極限承載力和穩定性影響較大[14-15]。對于薄面板-冷彎薄壁型鋼骨架組合墻板，其軸心受壓性能主要取決于型鋼骨架的截面形式[16]，而填充材料能顯著提高該類墻板的抗壓、剛度及延性等性能[17]；但在此類墻板的軸心受壓計算公式中只考慮了冷彎薄壁型鋼骨架的影響，忽略了面板與芯材對墻板整體穩定性的貢獻[18]。趙考重等[19]基于混凝土結構軸心受壓計算公式，提出了玻璃纖維混凝土灌芯石膏板的軸心受壓計算公式，并以試驗數據為依托，簡化修正了穩定系數。楊曙蘭等[20]研發了一種玻璃纖維夾芯泡桐木復合墻板，研究了軸向荷載作用下的承載力性能，通過歐拉公式計算復合墻板的臨界荷載。GLC墻板的芯材與面層一體成型，作為其主要組成部分，二者對軸心受壓性能的影響均不容忽視。目前，王松巖等[21-22]、焦紅等[23]進行了GLC墻板的材料力學性能及抗彎性能等相關試驗，得到了GLC墻板的本構關系及抗彎承載力公式。

綜上所述，GLC墻板的材料復合形式不同于其他墻板，并且采用現行規范的公式無法準確預測其軸心受壓承載力。因此，有必要深入研究GLC墻板的軸心受壓性能及穩定性，通過分析高厚比對GLC墻板的承載能力、剛度及穩定性等性能的影響，提出適用于GLC墻板的高厚比限值及承載力計算公式，為該類墻板在工程中的設計和應用提供參考。

1 試驗概況

1.1 GLC墻板及試驗設計

GLC墻板由芯材(發泡水泥)、表皮專用水泥砂漿、耐堿玻璃纖維網格布經濕法成型工藝復合而成；芯材以硅質材料為基材，摻加增強劑、防水劑、發泡劑等外加劑經化學發泡制成。因反力架高度限制，為了保證試件高厚比的變量范圍，試件厚度選擇80 mm，四周砂漿面層厚度均為4 mm，墻板組成及截面具體尺寸如圖1所示。

圖1 GLC墻板組成及截面尺寸示意圖

為研究GLC墻板在軸心豎向荷載作用下高厚比對GLC墻板受力性能的影響，試驗設計了5組不同高度的試件，以此探究GLC墻板的高厚比限值及承載能力，各試件參數見表1。B為GLC墻板的寬度，高厚比β為試件計算高度H0與厚度h之比(試件為兩端鉸接，故計算高度H0取試件高度H)。

表1 軸心荷載試件的試驗設計參數及試驗結果表

1.2 GLC墻板基本力學性能

墻板抗壓強度根據GB/T 23451—2009《建筑用輕質隔墻條板》[24]規定:沿墻板的板寬方向依次截取厚度為條板厚度尺寸、高度為100 mm、長度為100 mm的單元體試件進行抗壓強度試驗，如圖2所示。

圖2 GLC墻板試件破壞形態圖

試件彈性模量根據JGJ/T 70—2009《建筑砂漿基本性能試驗方法標準》[25]進行試驗，試件尺寸為80 mm×80 mm×220 mm，試件尺寸及試驗結果見表2和3。

表2 GLC墻板基本力學性能試驗結果表

表3 GLC墻板基本力學性能試驗結果表

當試件破壞時，砂漿表皮與芯材未脫離，其協同工作效果較好，可看作一個整體。因此，取4 MPa作為GLC墻板的抗壓強度標準值，取2800 MPa作為GLC墻板的整體彈性模量。

1.3 加載方案及測量方法

1.3.1 加載方案

試驗采用自反力架進行加載，墻板頂端放置分配梁，將集中荷載轉化為均布荷載作用于墻板上；為了模擬軸心受壓狀態，GLC墻板上、下兩端放置單向鉸支座，加載裝置如圖3所示。

試驗時采用物理對中、分級加載的方法；預估荷載為試件在豎向荷載作用下軸心受壓的理論破壞荷載，即墻板截面的整體抗壓強度與截面面積的乘積。

(1)預加載，檢測各儀器是否正常運行，加載階段的荷載約為預估荷載的10%，且在2 min內加載完成，隨即卸載，卸載時間與加載時間相同，反復加載、卸載3次后正式加載；

(2)正式加載的每級荷載約為預估荷載的10%，且在2 min內加載完成，每級加載持荷時間為10 min；在試件充分變形后進行數據采集，直至試件喪失承載能力，最后使用表格記錄數據，加載曲線示意圖如圖4所示。

圖4 加載曲線示意圖

1.3.2 測點布置

為了考察軸心豎向荷載對試件不同截面縱向應力應變的影響，分別在試件正反兩面跨中、1/8、3/8、5/8、7/8處布置縱向應變片A1～A5及B1～B5；為測試試件的平面外變形，分別在墻板跨中及上、下1/3處布置位移計；力學傳感器采用輪輻式壓力傳感器，以上測量裝置均連接TZT3826E數據采集系統進行數據采集，測點布置同樣如圖3所示。

圖3 加載裝置與測點布置示意圖

2 試驗現象、結果及分析

2.1 試驗現象

G-1與G-2組試驗現象較為相似，試件加載至極限荷載的65%～77%時試件上端芯材產生豎向裂縫；加載至荷載的69%時，墻板中部表面出現橫向裂縫；加載至極限荷載的80%時，試件發生輕微撓曲；而當加載至破壞荷載時，墻板發出巨響后折斷，墻板受拉面破壞區域表面產生密集的橫向細微裂縫，受拉側芯材產生明顯的受拉裂縫，玻璃纖維網格布未斷裂，但已發生明顯的受拉屈服，受壓面芯材被壓碎，如圖5(a)和(b)所示。

G-3加載前期無明顯現象，加載至極限荷載的70%～74%時，上端部產生豎向裂紋，加載至極限荷載的82%時發出沙沙聲，最終破壞時的墻板發出巨響，墻板上端部兩面鼓曲，芯材被全截面壓碎，如圖5(c)所示。

G-4與G-5試件的破壞特征較為相似，墻板在極限荷載的40%～50%就發生了開裂及明顯的平面外失穩的趨勢。隨著荷載的增加，撓曲程度逐漸加大，最終墻板折斷發生失穩破壞，如圖5(d)和(e)所示。

圖5 GLC墻板試件破壞現象圖

2.2 試驗結果分析

GLC墻板的軸心受壓性能試驗結果見表1。根據統計的數據可以得出:G-1組的各試件加載至極限荷載的65%～77%時試件上端芯材產生豎向裂縫；加載至69%時試件時墻板中部表面出現橫向裂縫；G-2組的各試件加載至極限荷載的34%～40%時試件發出輕微響聲，但墻板整體無彎曲現象；加載至66%～72%時，試件上端出現裂縫；G-3組的各試件加載前期無明顯現象，加載至極限荷載的70%～74%時上端部產生豎向裂紋，G-4與G-5組的各試件破壞特征較為相似，在極限荷載的40%～50%就發生了開裂。

對比5組墻板試件的整體破壞狀態可知:

(1)G-1和G-2組墻板試件的破壞形態為先產生豎向裂縫隨即折斷，加載前期無明顯的撓曲現象，最終雖都有輕微的失穩趨勢，但其破壞形態主要歸咎為截面不均勻材性破壞導致的偶然性折斷；

(2)G-3組墻板為墻板頂部受壓劈裂破壞，其主要破壞機理與G-1、G-2較為一致，最終都是由于板頂因受壓劈裂破壞到導致承載能力和穩定性喪失；

(3)G-4和G-5組墻板試件在加載初期出現了明顯的撓曲，其都是由于高厚比過大，彎曲剛度較低，在撓曲二階效應的影響下，將偶然因素的影響不斷放大，最終發生了平面外失穩破壞。

G-1、G-2組與G-4、G-5組墻板試件的破壞形態較為相似，但其不同的是:由于墻板芯材發泡的不均勻性，G-1和G-2在軸向壓縮階段的墻板材料破壞程度不平衡，使得試件在加載后期產生撓曲現象并隨即破壞；而G-4和G-5試件端部無豎向裂縫開展，只存在折斷處的受彎破壞特征，并且開裂荷載與極限荷載的比值遠小于前者，過早地進入失穩階段，伴隨撓曲二階效應最終發生失穩破壞。

高厚比較小的試件受壓后先在端部出現裂縫，隨著荷載的增加，試件破壞形態發展為折斷破壞或局部受壓破壞，破壞時跨中撓度較小，其撓度位于5～10 mm之間；高厚比較大的試件在加載至極限荷載的40%～50%時，試件過早地開裂及發生明顯的撓曲現象，并隨著撓曲二階效應，撓曲程度不斷增加，最終發展為平面外失穩破壞，破壞時跨中撓度較大，其撓度均位于34～44 mm之間。

2.2.1 荷載-側向撓度曲線

選取每組的典型試件，將試件的側向撓度與軸向荷載變化關系曲線繪制如圖6所示。由荷載-側向撓度曲線表明:G-1、G-2、G-3組墻板試件在加載初期，隨著荷載的增加，各試件側向撓度均呈線性增長，處于彈性階段，且初始剛度基本相同；隨著荷載的增加，高厚比較大的墻板試件極限承載力有所減小，但減小幅度不明顯。G-4、G-5組墻板試件在加載初期無明顯的彈性階段，隨著荷載的增加，墻板試件側向撓度增長較快，并較早地進入塑性階段。

圖6 荷載-側向撓度曲線圖

對比5組試件的荷載-側向撓度曲線可知，與高厚比較小的墻板試件相比，隨著荷載的增加高厚比較大的墻板試件剛度減小較為顯著。當β≤37.5時，隨荷載的增大，試件跨中的側向撓度基本上保持線性增長，側向撓度增長速率緩慢，在荷載達到極限荷載的72%～80%時側向撓度才有所增加；當β＞37.5時，整段曲線已無明顯彈性階段，在撓曲二階效應的作用下，試件跨中的側向撓度增長速率隨荷載逐漸加快，過早地進入失穩階段，側向撓度增長幅度較大。可見，試件高厚比越大撓曲二階效應越顯著，試件也越容易發生失穩破壞；G-4、G-5相對于G-1、G-2、G-3組墻板試件，失穩破壞現象更加顯著，塑性變形階段的偏移量較大，表明試驗中β≤37.5的試件穩定性較好。

2.2.2 荷載-縱向應變曲線

麗晶公司采用了美國聯邦最高法院(以下簡稱最高法院)一百多年前的邁爾斯案中不予支持的轉售價格維持的定價方式。盡管從地區法院到巡回法院均已敗訴，但為了捍衛自己的商業模式，麗晶公司上訴到了最高法院。在麗晶公司的定價策略中處于核心地位的是轉售價格維持。它意味著在經銷商層面取消價格折扣。從表面上看，取消折扣是反競爭的，畢竟折扣有利于消費者。麗晶公司必須說服法庭減少折扣能夠增進消費者福利，它最終獲得了成功，最高法院以5:4的微弱比例判決麗晶公司勝訴。

取1/2處縱向應變片A3和B3的應變值，試件的軸向荷載與其應變值的變化關系曲線如圖7所示，G-1、G-2和G-3組墻板試件在加載前期，兩面的縱向壓應變隨著荷載的增加，增長趨勢較為統一，此時墻板試件剛度也較為穩定；在加載后期兩面的壓應變增長趨勢發生偏離，一面的壓應變持續增長，另一面的壓應變增長緩慢或逐漸減小；而G-4、G-5在加載前期就發生了明顯的偏離，且G-5墻板試件一側的壓應變轉為拉應變，兩組墻板試件剛度下降較明顯。

圖7 荷載-縱向應變曲線圖

分析各墻板試件兩面應變的偏離點，各墻板試件偏離點處的荷載與極限荷載的比值隨著高厚比的增加呈減小趨勢。G-1、G-2和G-3墻板試件兩面的應變在極限荷載的71%～83%時出現偏離，墻板試件在兩面的應變在極限荷載的29%至45%時出現偏離。由此可見，高厚比β≤37.5相比于高厚比β＞37.5時，墻板試件兩面的應變偏離較晚。

G-1、G-2與G-4、G-5的破壞同樣具有明顯區別。G-1、G-2是由于材料的不均勻性等缺陷造成在截面高度方向的壓應力失衡，與G-1、G-2不同的是，G-4、G-5是由于試件高厚比較大，初始彎曲剛度小，產生的初彎曲較大，試件在加載前期就在初彎曲的作用下伴隨撓曲二階效應發生較早的失穩現象。

2.2.3 GLC墻板受壓承載力分析

根據上述分析表明GLC墻板的高厚比對極限承載力影響較大，故應研究其極限承載力與高厚比的關系，GLC墻板隨高厚比變化的極限承載力關系曲線如圖8所示。

圖8 GLC墻板極限承載力-高厚比關系曲線圖

相比于G-1組墻板試件，G-2、G-3、G-4和G-5組墻板試件的極限承載力分別降低了2%、6%、37%、53%；G-4、G-5組相比于G-2、G-3組墻板試件極限承載力下降趨勢較為顯著。

如圖8所示，GLC墻板的承載力隨高厚比的增加呈非線性減小，且在高厚比β＞37.5后有顯著下降的趨勢。上述變化規律的主要原因在于高厚比較大(β＞37.5)的墻板試件，其幾何缺陷(初始彎曲、墻板的初始不平整度)與力學缺陷(彈性模量、截面強度極限的不均勻性)在撓曲二階效應的作用下被逐漸放大，從而墻板試件的彎曲剛度逐漸減小，墻板試件更易發生失穩。

上述試驗分析表明，極限承載力-高厚比關系曲線與試件的破壞形態、荷載-側向位移曲線、荷載-縱向應變曲線的分析結果較為一致，GLC墻板在高厚比β≤37.5時的穩定性更加可靠。但由于試驗條件與生產工藝的限制，試件存在的各種初始缺陷對試驗結果產生了一定的影響，因此應對GLC墻板的高厚比限值與軸心受壓承載力進行理論分析與計算，并對比與驗證了試驗結果。

3 GLC墻板軸心受壓穩定性分析與承載力計算

3.1 GLC墻板高厚比限值理論計算

根據趙成文等[26]建議的高厚比限值理論計算方法，以壓桿穩定理論為基礎計算GLC墻板的理論高厚比限值。

(1)構件是理想的等截面直桿；

(2)壓力始終作用在初始軸線上；

(3)GLC墻板表皮砂漿與芯材協同工作狀態較好，故抗壓強度平均值與彈性模量采用墻板試塊的試驗結果；

(4)材料在失穩前符合胡克定律，即應力應變成線性關系。其中，GLC墻板試塊的比例極限為0.45fm。

文獻[22]中對歐拉公式的推導由式(1)表示為

式中PE為臨界荷載，kN；A為截面面積，mm2；σcr為臨界應力，MPa；E為GLC墻板的彈性模量；I為截面慣性矩，cm4；i為回轉半徑，i＝0.289h，mm。

根據式(1)的推導，高厚比β可由式(2)表示為

式中σcr＝0.45fm。

由上述材性試驗可知抗壓強度標準值fm為4 MPa，整體彈性模量E為2800 MPa，將其代入式(2)計算得GLC墻板軸心受壓理論高厚比限值為35.79。

3.2 GLC墻板高厚比限值研究

與β≤37.5的試件相比β＞37.5的試件更易出現失穩破壞現象，且其極限承載力較為穩定。因此，β≤37.5的試件的整體穩定性較為可靠。

理論計算的β限值為35.79，雖然其小于試驗值，但數值較為接近，可認為理論計算較為合理但偏于保守，具有一定的安全儲備。

結合理論計算與試驗驗證，當β較大時，不但GLC墻板承載力較低，而且穩定性也較差，存在一定安全隱患。因此，建議GLC墻板軸心受壓構件的β限值為35，此建議值為GLC墻板在軸心受壓狀態下的β限值，而GLC墻板上端與結構采用柔性連接，故建議值偏安全。

3.3 GLC墻板承載力計算公式

隨著高厚比的增加，試件將會產生縱向彎曲，因此GLC墻板的承載力受穩定系數的影響，試件承載力將會隨著高厚比的增加而降低；GLC墻板的承載力計算公式可由式(3)表示為

式中Nu為GLC墻板極限承載力，kN；φ0為軸心受壓GLC墻板穩定系數；fgc為GLC墻板的抗壓強度標準值，取4 MPa。

由式(3)可知，穩定系數φ0可由式(4)表示為

各組試件的穩定系數φ0的計算結果見表4。

表4 各組試件穩定系數表

如圖9所示，穩定系數隨著β的增加出現了明顯 的 下 降 段，且 下 降 趨 勢 較 為 顯 著，因 此GB 50003—2011《砌體結構設計規范》[27]中穩定系數計算公式中的參數值不再適用GLC墻板，但其β與影響系數的表示形式在β≤37.5的區段仍然適用；故在β≤37.5的區段采用GB 50003—2011[23]中β和穩定系數關系的表示形式，在β＞37.5的區段采用指數模型。

圖9 穩定系數-高厚比關系曲線圖

GLC墻板的穩定系數φ0可由式(5)和(6)表示為

采用數值模擬軟件對穩定系數φ0與高厚比β關系進行非線性擬合，擬合曲線如圖9所示，可得出各參數的標準誤差較小，式(5)的相關系數為0.94，而式(6)的相關系數為0.99，擬合程度較好，見表5。

表5 擬合參數表

雖然式(5)和(6)擬合程度較好，代入式(3)后計算結果與試驗結果較為吻合，但在實際工程應用中應賦予其一定的安全儲備，因此在承載力計算時將a調整為0.000169，d調整為0.30。將上述調整后的各參數代入式(5)和(6)得到的穩定系數φ0可由式(8)和(9)表示為

式(8)和(9)代入式(3)所得到的計算結果與試驗結果見表6。β≤37.5時的誤差均＜3%，且誤差平均值為1.90%；β＞37.5時，誤差均＜5%，且誤差平均值為4.01%；試驗結果與計算值誤差較小，均在可接受范圍內，式(3)計算的GLC墻板軸心豎向承載力與試驗結果吻合程度較好且偏于保守，有一定的安全儲備。其中，誤差由式(10)表示為

表6 GLC墻板試件試驗結果及計算結果表

4 結論

分析5組GLC墻板的軸心受壓試驗研究結果，得到以下結論:

(1)隨著高厚比的增加，GLC墻板承載力呈非線性減小，并具有顯著下降的趨勢；相比于β≤37.5的墻板，β＞37.5的墻板的承載力與穩定性下降較多，更易發生失穩破壞，因此β≤37.5的GLC墻板更加可靠。

(2)理論計算得到的高厚比限值35是偏于安全的，建議GLC墻板的高厚比不宜＞35。此建議值為GLC墻板在軸心受壓狀態下的高厚比限值，由于GLC墻板上端與結構是采用柔性連接，因此有一定的安全儲備。

(3)提出了GLC墻板的承載力與穩定系數計算公式，計算值與試驗值吻合較好，可為GLC硅質輕型墻板的應用技術規程提供一定的試驗依據，同時可為進一步研究GLC墻板的工程應用提供參考。