改性硅質輕型復合墻板抗彎性能試驗研究

王松巖趙樹峰焦紅吳春靖

(1.山東建筑大學 土木工程學院，山東 濟南 250101；2.濟南金科駿耀房地產開發有限公司，山東 濟南 250101)

0 引言

改性硅質輕型復合墻板(以下簡稱改性墻板)是由發泡水泥芯材、砂漿層以及砂漿層內的鋼絲網3 種材料復合成型的輕質墻板，是在普通硅質輕型復合墻板(以下簡稱普通墻板)的基礎上將砂漿層內的耐堿玻纖網替換成了鋼絲網以達到增強墻板的各項性能的目的。其具有輕質、高強、保溫、隔熱、抗震、環保等特點，主要用于建筑非承重墻體[1-4]，在實際施工中得到了廣泛的應用。

人們對于節能環保要求和勞務成本的不斷提高，為裝配式建筑帶來了難得的發展機遇[5-10]。目前在基礎理論方面，學者們對復合墻板展開了相關的研究。SALGADO 等[11]試驗研究了纖維增強復合材料和蒸壓加氣混凝土芯層夾芯板的彎曲性能，得到了在夾層結構中，復合材料的輔助可使蒸壓加氣混凝土板擁有更好的延性。AHMAD 等[12]分析了發泡聚苯乙烯鋼筋混凝土夾芯板在軸向和面內剪切載荷作用下的結構性能，得到了裂紋的破壞模式、裂紋擴展、軸向極限承載力和面內剪切強度及應力-應變曲線。張國偉等[13]將高效保溫材料內置于普通加氣混凝土板，形成復合板并進行抗彎試驗，得到了復合板的開裂彎矩比普通板有所提高、復合板的跨中撓度隨內置保溫材料厚度的增加而增大的結論。李清海等[14]對采用不同配筋率的鋼絲網片增強混凝土外掛墻板進行抗彎試驗，得到了墻板的比例極限強度、破壞強度及其對應撓度均隨配筋率的增加呈線性增加趨勢的結論。潘毅等[15]研究了碳纖維增強復合網格加固鋼筋混凝土梁的抗彎性能，得到了碳纖維增強復合網格對梁的抗彎加固效果明顯的結論，改良了既有的抗彎承載力計算模型，發現理論計算值與試驗值吻合較好。

綜上所述，對復合墻板的改性研究主要集中于改變墻板的復合方式和添加增強材料兩方面。其中，采用鋼絲網作為增強材料復合墻板的研究有待完善；并且目前通過改變復合層數來提高復合墻板抗彎性能的相關研究較少。墻板應用于高層建筑時，受水平風荷載影響較大，易出現受彎破壞。在此基礎上，文章對改性墻板進行抗彎性能研究，分析其受彎時的破壞機理，同時與普通型墻板進行對比，建立改良計算模型，為墻板的應用提供理論依據。

1 墻板抗彎性能試驗概況

1.1 墻板設計

試驗中共設計了14 塊墻板進行抗彎性能試驗，這些墻板分為7 組，其中2 組為普通型墻板、5 組為改性墻板。墻板的平面尺寸為4 200 mm×600 mm、厚度為200 mm。墻板設計時，考慮了墻板復合方式的不同，其普通型墻板的芯材分為1 層(砂漿層-芯材-砂漿層，Ordinary wallboard，OW 型)和3 層(砂漿層-芯材-砂漿-層芯材-砂漿層-層芯材-砂漿層，Multilayer wallboard，MW 型)兩種復合方式，改性墻板的芯材分為1 層(砂漿層-芯材-砂漿層，Modification ordinary wallboard，MOW 型)、3 層(砂漿層-芯材-砂漿層-芯材-砂漿層-芯材-砂漿層，Modification multilayer wallboard， MMW 型， 包含MMW1、MMW2、MMW3)和4 層(砂漿層-芯材-砂漿層-芯材-砂漿層-芯材-砂漿層-芯材-砂漿層，包含MMW4)3 種復合方式。墻板的具體設計參數詳見表1，類型如圖1 所示，其中b為墻板寬度，h為墻板厚度。

表1 改性和普通型墻板參數表

圖1 改性型墻板類型截面示意圖

墻板澆筑時，留取標準材性試塊在相同環境下養護。試驗開始前，測定發泡水泥芯材、砂漿標準試塊、耐堿玻纖網以及鋼絲網的力學性能，各項性能指標見表2。

表2 材料基本力學性能表

1.2 測點布置

根據GB 15762—2008《蒸壓加氣混凝土板》[16]要求，在板跨中位置的側面布置5 個間距均等的應變測點，在板面跨中位置布置3 個間距均等的應變測點，共設9 個；在板底跨中和1/4 位置以及板面支座處布置相應的位移計，并將其固定在鐵支架上，共設4 個。試驗研究改性墻板的抗彎性能，在均布荷載作用下測試墻板的位移、應變、開裂荷載和極限承載力等。試驗中具體測點位置如圖2 所示。試驗過程采用TST3826E 動態應變測量系統對應變片和位移計進行數據采集。

圖2 試驗裝置和應變片布置圖/mm

1.3 加載制度

墻板一端采用固定鉸支座，另一端采用滾動鉸支座，為確保施加荷載的均勻性，在鋪設紅磚前進行稱重。試驗中采用的加載制度按照GB/T 23451—2009《建筑用輕質隔墻條板》[17]執行:空載靜置2 min，按照≥5 級施加荷載，每級荷載取墻板自重的15%；用紅磚堆荷的方式從兩端到中間均勻加荷，堆長相等，間隙均勻，堆寬與板寬相同，每級持荷時間為5 min。

2 試驗現象與分析

采用數理統計的方法，分析各組試驗數據及現象，描述其中具有代表性的墻板，其中OW、MOW 和MMW 型墻板試驗破壞現象相似，以墻板MMW1 型為例，改性墻板自開始加載直至發生彎曲破壞的整個過程為:墻板在自重的情況下，初始撓度為0；當荷載加至第3 級荷載時，在墻板側面的跨中附近出現首條豎向裂縫，此裂縫靠近板底且有向板底延伸的趨勢，取上一級荷載，即2.84 kPa 為開裂荷載，開裂時跨中撓度為1.56 mm；當荷載加至3.68 kPa時，在首條裂縫兩側出現4 條新增裂縫，且其中的2 條裂縫已經延伸至板底，首條裂縫也繼續向兩側延伸，此時跨中撓度為7.66 mm；隨著荷載的繼續增加，在板的1/4～3/4 處出現新的裂縫，并且原有裂縫不斷加寬，并向板底延伸，直至在板底出現多條貫通裂縫；最終荷載加至第10 級荷載，墻板出現響聲，底部砂漿內的鋼絲被拉斷，墻板發生斷裂，頂面砂漿層無明顯壓潰現象，取上一級荷載，即6.02 kPa 為極限荷載，破壞時跨中撓度為48.32 mm，其裂縫分布如圖3 所示。

圖3 不同墻板裂縫發展情況圖

以MW-2 型為例，MW 型墻板自開始加載直至發生彎剪破壞的整個過程為:墻板在自重的情況下，初始撓度為0；當荷載加至第2 級荷載時，在板側面的跨中附近出現首條較短的豎向裂縫，取上一級荷載，即2.15 kPa 為開裂荷載，跨中撓度為0.44 mm；當荷載加至3 kPa 時，在首條裂縫的兩側出現5 條新增裂縫，新出的裂縫有豎向延伸的趨勢，首條裂縫有斜向延伸的趨勢，跨中撓度為3.89 mm，隨著荷載的繼續增加，在板的1/4 ～3/4 處出現新的裂縫，原有裂縫向板底延伸，寬度激增并發展為斜裂縫，下部砂漿面層開始出現與墻板主體剝離的裂縫；最終加載至第10 級荷載，墻板出現響聲，底部砂漿內的耐堿玻纖網斷裂，頂面砂漿層無明顯壓潰現象，取上一級荷載，即6.09 kPa 為極限荷載，跨中撓度為69.87 mm，其裂縫分布如圖4 所示。

圖4 MW 型墻板裂縫發展情況圖

普通型墻板具有兩種破壞模式，即OW 型墻板的彎曲破壞和MW 型墻板的彎剪破壞；改性墻板的破壞模式以彎曲破壞為主，MOW 型和MMW 型墻板的破壞模式均為彎曲破壞。墻板在破壞的過程中，裂縫主要集中在板的1/4 ～3/4 處，支座處基本無裂縫的產生；墻板在破壞過程中，裂縫發展豐滿，跨中撓度變化明顯，且斷裂面均發生在跨中。墻板的各個破壞模式圖如圖5 所示。

圖5 墻板的破壞模式圖

3 試驗結果與分析

3.1 特征荷載及分析

墻板在均布荷載的作用下，均經歷了未裂、裂縫和破壞階段。但由于墻板的復合方式不同，導致不同類型的墻板在每個階段所表現的性能存在一定的差異。試驗的加載結果見表3。

表3 墻板加載結果(平均值)表

分析表3 中的數據可知，在開裂荷載方面，改性墻板MOW 型和MMW 型比普通墻板OW 型和MW型分別提高了20.71%和29.44%，說明在墻板復合方式不變的情況下，將耐堿玻纖網換成鋼絲網，使墻板的初始剛度增大、墻板的開裂荷載顯著提高。MMW1 型墻板比MOW 型墻板的提高了25.0%，MW型比OW 型墻板的提高了16.57%，說明在增強材料不變的情況下，改變復合方式，使墻板的慣性矩增大，墻板的開裂荷載顯著提高。

在極限荷載方面，改性墻板MOW 型和MMW型比普通墻板OW 型和MW 型分別提高了2.36%和4.65%，說明在復合方式相同的條件下，將玻纖網換成鋼絲網，墻板的極限承荷載提升不明顯，原因在于墻板破壞時二者提供的極限拉力相差較小。MMW1型墻板比MOW 型墻板提高了5.2%，MW 型比OW型墻板提高了16.7%，說明相同的增強材料條件下，改變墻板的復合方式，不能顯著提升改性墻板的極限承載力，原因在于多層墻板破壞時，中間層鋼絲網提供的拉力較小，而玻纖網變形較大，在墻板破壞時中間層玻纖網能夠有效地提供抗拉強度。在MMW型墻板的對比中，極限荷載沒有明顯的差異，說明在多層復合方式條件下，改變芯材厚度，或者繼續增加芯材層數，不能有效提高墻板的極限荷載，原因在于中間層鋼絲網位置的改變，對極限荷載無顯著影響。

3.2 墻板荷載-跨中撓度曲線分析

改性型和普通型墻板抗彎試驗過程中，采集的均布荷載(包含墻板自重)和跨中撓度對應的荷載-跨中撓度曲線如圖6 所示。

圖6 各組墻板抗彎試驗荷載-跨中曲線對比圖

在試驗加載初期，荷載-位移曲線近似直線，這時改性型和普通型墻板處于彈性階段，芯材和砂漿組合良好，此時墻板的剛度由砂漿和增強材料提供，鋼絲網代替耐堿玻纖網或改變復合方式后，墻板的整體剛度變大，所測得的開裂荷載增大(見表3)；墻板開裂后，芯材與砂漿協同工作性能受到影響，曲線出現拐點；隨著荷載的繼續增加，墻板裂縫不斷增加，曲線斜率逐漸減小，墻板整體剛度變小，墻板的撓度隨荷載增大呈非線性變化，墻板進入彈塑性階段；在破壞階段，下部砂漿層內增強材料達到屈服，墻板撓度急劇增大，墻板達到極限狀態，停止加載。

由圖6(c)和(e)所示，墻板復合方式相同，增強材料不同。彈性階段內鋼絲網墻板的曲線斜率大于耐堿玻纖網墻板的曲線斜率，說明鋼絲網代替耐堿玻纖網可以提高墻板的初始剛度。由圖6(a)和(d)所示，墻板的增強材料相同，復合方式不同。在彈性階段內多層芯材墻板的斜率大于單層芯材墻板的曲線斜率，說明改變復合方式可以提高墻板的初始剛度。

3.3 墻板荷載-應變曲線分析

由于墻板開裂導致應變片的底面出現部分裂縫，應變片將提前退出工作，所以只分析砂漿面層在開裂之前的數據，荷載-應變曲線如圖7 所示。

圖7 改性和普通型墻板砂漿面層應變曲線圖

墻板開裂前，隨著荷載的增加，其砂漿面層應變呈線性增長趨勢。各組墻板拉、壓應變基本對稱，這表明墻板兩側砂漿面層的應變變形基本協調，截面的中性軸穩定在墻板截面中間，墻板整體展現出穩定的完全組合工作狀態。這樣的組合工作狀態，意味著采用開裂理論分析時，可把試驗中的墻板視為一個整體進行計算。

4 墻板承載力理論計算

4.1 開裂彎矩理論值計算

改性墻板開裂前處于彈性階段，根據以下基本假定對其進行開裂彎矩的計算:(1)平截面假定；(2)墻板開裂前處于彈性狀態(試驗已驗證)，可以采用材料力學的公式計算其應力和應變；(3)取砂漿層的抗拉強度fmt作為砂漿層的開裂極限應力。

開裂彎矩的理論值計算參考混凝土受彎墻板的計算方法[18]。改性墻板的截面形狀為回字型，由于遵循平截面假定，受拉和受壓側的鋼絲網與芯材的應變和相鄰的砂漿應變相等，在不改變抗彎慣性矩的情況下，將受拉壓側的鋼絲網與芯材等效成砂漿，把截面換算成“工”字型，進而使用材料力學公式對其進行開裂彎矩計算，截面換算模型如圖8 所示。

圖8 改性墻板的截面換算圖

鋼絲網和芯材等效成砂漿截面的過程分別由式(1)～(4)表示為

式中Es為鋼絲網彈性模量，MPa；Ec為砂漿彈性模量，MPa；Eb為芯材彈性模量，MPa；Asc、A′sc分別為換算成砂漿后受拉、受壓鋼筋的面積，mm2；As為換算前受拉側和受壓側的配筋面積，mm2；Ascf為換算成砂漿后芯材的面積，mm2；Asw為換算前芯材的面積，mm2；x為鋼絲網換算成砂漿后寬度的一半，mm；d為鋼絲網的直徑，mm；hw為芯材的厚度，mm；xw為芯材換算成砂漿后的寬度，mm。

換算截面后單層芯材墻板的慣性矩由式(5)表示為

式中b為改性墻板的寬度，mm；h為改性墻板的厚度，mm；bw為換算成砂漿后芯材和兩側砂漿總厚度，mm；t1為外層砂漿的厚度，mm。換算截面后多層芯材墻板的慣性矩由式(6)表示為

式中t2為中間層砂漿的厚度，mm。

開裂彎矩Mcr由式(7)表示為

式中fmt為砂漿抗拉強度，N/mm2。將表2 中材料的基本力學性能參數代入式(7)，得到開裂荷載理論值與試驗值，兩者對比見表4，結果表明二者吻合較好，進一步驗證了上述改性墻板理論彎矩計算試驗模型的正確性。

表4 開裂荷載理論值與試驗值的對比表

4.2 極限承載力理論值計算

由試驗現象可知，改性墻板的破壞過程為:裂縫發展，下部砂漿退出工作，拉力由鋼絲網承擔。受壓區砂漿未達到極限壓應變，受拉鋼絲網達到抗拉強度而發生斷裂破壞，中和軸上移，墻板發生破壞，MOW 型墻板截面如圖9(a)所示，其應變分布如圖9(b)所示。受壓區砂漿的應力簡圖采用矩形形式，如圖9(c)所示。

圖9 MOW 型墻板極限承載力計算簡圖

在進行極限承載力計算時，作出如下假設:

(1)符合平截面假定；

(2)對于下部耐堿玻纖網，取其拉伸斷裂強度作為玻纖網的極限強度；

(3)忽略芯材的抗拉作用；

(4)忽略砂漿層的抗拉作用；

(5)忽略受壓區鋼絲網的抗壓作用。

墻板截面的受力情況可分解為:受壓區砂漿合力Cm、受壓區鋼絲網合力Tc以及受拉區鋼絲網合力Ts。根據力的平衡條件，可以建立如下平衡方程，由式(8)～(13)表示為

式中Cm和Tc分別為受壓混凝土和受壓鋼絲網所受壓力，N；Ts為受拉鋼絲網所受拉力，N；Em為砂漿彈性模量，MPa；εcm為受壓砂漿應變；b為改性墻板的寬度，mm；x為受壓區高度，mm；εsc為受壓鋼絲網應變；Es為鋼絲網彈性模量，MPa；Aa和A′a分別為受拉鋼絲網和受壓鋼絲網的截面面積，mm2；fy為鋼絲網的抗拉強度設計值，MPa；εs為鋼絲網極限拉應變，取εs＝0.006；h為改性墻板的高度，mm；t1為外層砂漿的厚度，mm。

綜上，聯立式(8)～(13)可得受壓區高度x，此時受壓區高度應符合條件x≤t1；若x＞t1，取x＝t1。

根據彎矩平衡方程，得出極限彎矩Mu，由式(14)表示為

由表3 的數據可知，對于改性墻板，單層芯材和多層芯材的極限承載力相差較小，因此可將單層芯材的極限承載力乘以放大系數β，取β＝1.05，此時可以近似得到MMW1 型墻板的極限彎矩Mmu，由式(15)表示為

5 結論

對改性墻板的抗彎性能開展了試驗研究，分析了增強材料、復合方式和增強材料與中和軸之間的距離對改性墻板抗彎性能的影響，主要得到以下結論:

(1)增強材料或復合方式的改變，均使墻板的剛度和開裂荷載得到有效提高；改變增強材料距中和軸的距離對剛度和開裂承載力的影響不明顯，為便于墻板工業化生產，建議選用三層芯材改性墻板。

(2)單層芯材普通墻板、單層和三層芯材改性墻板的破壞模式均為彎曲破壞，而三層芯材普通墻板的破壞模式為彎剪破壞。墻板開裂以后，三層芯材普通墻板極限承載力主要取決于耐堿玻纖網的拉力，由于耐堿玻纖網變形過大，墻板在受力過程中芯材和砂漿層之間產生滑移，最終造成彎剪破壞；改性墻板的鋼絲網變形較小，發生彎曲破壞。

(3)改性墻板開裂前，剛度大、撓度小，芯材、砂漿和增強材料組合良好，采用強度控制開裂承載力比較合理，考慮發泡水泥芯材的抗彎剛度，根據混凝土受彎理論得到開裂承載力計算公式，理論計算值與試驗值吻合較好；墻板開裂后，彎曲撓度明顯，極限承載力主要取決于鋼絲網的抗拉強度，根據抗彎理論得到極限承載力計算公式，理論值與試驗值吻合較好。