混凝土-聚苯板復合墻板受力性能試驗研究

趙考重李景錄魏欣

(1.山東建筑大學土木工程學院，山東 濟南 250101；2.山東建筑大學工程鑒定加固研究院有限公司，山東 濟南 250013)

0 引言

隨著建筑行業的快速發展，建筑的節能減排越來越受重視，提高能源的利用率是實現資源合理化的重要方式[1]。 研究發現，對于耗能較高的建筑，超過70%的建筑耗能是由于圍護結構的熱傳遞造成的[2-3]。 因此，在實際工程中廣泛應用外墻外保溫系統以減少圍護結構的熱傳遞、提高能源利用率[4-6]。 但受環境條件的影響，外墻外保溫系統存在脫落風險，給城市運行帶來安全隱患，地震時還會產生次生災害[7-9]。 而混凝土-聚苯板復合墻板是具有集承重、保溫、圍護功能于一體的外墻自保溫系統，克服了外墻外保溫系統易產生脫落的缺點，對其力學性能的研究可為實際工程應用提供理論依據。

國內外對各種復合墻板開展了一系列研究。LIAN[10]對比了復合墻板與實心墻體的極限承載力，發現復合墻板的承載力計算不能完全遵循實心墻板的承載力計算公式。 ASAN[11]采用克蘭克-尼科爾森(Crank-Nicolson)方案研究了保溫層在復合墻板的最優位置。 蔣金梁[12]分析了復合墻板在整體結構中的力學行為，發現在框架結構中復合墻板內外葉面層可以很好地協同工作，并提出了復合墻板的承載力公式。 封雷等[13]開展了摻玻璃纖維網格布復合墻板的力學性能試驗，表明相比于沒摻纖維網格布的墻板，其承載力和抗彎能力有明顯提升。 江煥芝[14]采用鋼-纖維復合連接件夾芯復合墻板的抗彎試驗，并模擬了風荷載對墻板的影響，表明連接件可以有效傳遞剪力，保證了墻板在使用過程中不易開裂。 孫倩倩[15]和黃良朋[16]研究了一種厚度為120 mm、混凝土面層為25 mm 的承重復合墻板，發現荷載作用下面層發生局部失穩破壞。 目前，已有的研究成果多是針對用于非承重的復合墻板，對于作為承重結構的復合墻板的研究，由于墻板所用材料、厚度、構造等不同，得到的結論也有差別。

基于上述研究，文章研制了一種主要應用于單層和多層建筑的承重復合墻板，并對這種復合墻板在豎向荷載作用下的受力性能開展了試驗研究和數值模擬，得到了墻板軸心受壓和偏心受壓的破壞機理及承載力，為實際工程應用提供了理論依據。

1 材料與方法

1.1 試件材料及設計

研制的混凝土-聚苯板復合墻板由混凝土結構面層、聚苯板夾芯保溫層、鋼絲網架和連接件4 部分構成。 綜合考慮保溫、承重、防火和施工等各種因素，墻板設計厚度為200 mm、 聚苯板厚度為100 mm，兩側混凝土面層厚度均為50 mm，混凝土面層內配置鋼絲直徑為3 mm，網格尺寸為75 mm×75 mm 的鋼絲網片；采用所研制的特殊連接件(如圖1 所示)將兩側混凝土面層連成整體，該連接件可準確固定鋼絲網位置，同時保證兩側混凝土面層共同受力。

圖1 墻板連接件圖

1.2 試驗設計

試驗共設計了7 組14 個試件，包括4 組軸心受壓試件和3 組偏心受壓試件，每組兩個試件，主要研究高厚比、偏心距對試件受力性能的影響。 鋼絲網架由冷拔鍍鋅鋼絲點焊制，鋼絲直徑為3 mm、鋼絲網片混凝土保護層厚度為20 mm，混凝土設計強度等級為C30，實測混凝土標準立方體試件抗壓強度為33.1 MPa。 連接件按間距375 mm×375 mm 布置，特制連接件可準確固定鋼絲網的位置，同時將保溫板兩側混凝土面層連接成整體。 保溫板、鋼絲網及連接件組裝示意圖，如圖2、3 所示。

圖2 鋼絲網片組合構造示意圖(單位:mm)

圖3 雙面鋼絲網片組合構造(單位:mm)

7 組試件截面尺寸均為200 mm×600 mm，軸心受壓試件高度H分別取1 500、2 000、2 500 和3 000 mm，偏心受壓試件高度均為1 800 mm，偏心距分別取30、60、90 mm。 試件編號及設計參數見表1，其中編號以Z 開頭的試件為軸心抗壓試件，以P開頭的試件為偏心受壓試件。 試件示意圖如圖4所示。

表1 不同試件尺寸及參數表

圖4 試件示意圖(單位:mm)

1.3 加載方式

試驗在5 000 kN 壓力試驗機上進行，如圖5 所示。 加載初期每級加載值取50 kN，當加載到接近破壞荷載時，每級加載值改為30 kN。

2 試驗現象及結果分析

2.1 試驗現象及特征分析

2.1.1 軸心受壓試件

在軸心荷載作用下，8 塊試驗墻板的破壞過程基本相似，軸心受壓試件裂縫發展如圖6 所示。 在荷載作用下，試件的上、下端會產生豎向裂縫，隨著荷載的增加，產生新的豎向裂縫并不斷向上、下延伸，如圖6(a)所示。 荷載加載到一定值，部分構件產生斜裂縫，并延伸形成U 形分布的裂縫，如圖6(b)所示，說明墻板混凝土面層有外凸趨勢。 試件最終破壞主要有兩種情況:(1) 混凝土被壓碎發生破壞，多發生在試件的下端，但也并非是整個截面，而是局部混凝土先被壓碎，如試件下端的角部；(2) 個別試件的混凝土層外凸屈曲破壞，多發生在試件上端。 在極限承載力時所測墻板中部兩側混凝土壓應變基本相同，且其值＜0.002，墻板平面外也基本沒有變形。

軸心受壓試件最終破壞形態如圖7 所示。 試件端部首先產生豎向裂縫，原因是在豎向作用下，橫向產生了拉應力。 另外，除個別試件有局部面層外凸趨勢外，大部分試件都是由于混凝土被壓碎而發生破壞，而且有外凸現象試件的承載力與其他試件也相差不大，說明所設置的墻板連接件在一定程度上能夠保證混凝土面層的整體工作。 試件破壞時，混凝土面層局部由于被壓碎引起破壞，因此截面上應力分布不均勻。 在承載力計算時應考慮應力不均勻對承載力的影響，并引入應力不均勻系數。

圖7 軸心受壓試件破壞形態圖

2.1.2 偏心受壓試件

在偏心荷載作用下，試件破壞面均在試件的端部，且為受壓側或壓應力較大一側面層混凝土被壓發生破壞。 偏心距為30 mm 的試件，其端部墻板兩側均產生豎向裂縫；偏心距為60 mm 的試件，受壓一層首先產生豎向裂縫，然后另一側產生水平裂縫；偏心距為90 mm 的試件，先受拉側產生貫通面層的水平裂縫，且其數量較多，然后受壓側會產生豎向裂縫。 試件最終破壞形態如圖8 所示。 當偏心距較小時，試件全截面受壓；當偏心距較大時，墻板一側受壓而另一側受拉，因此墻板產生水平裂縫。 另外，試件均為混凝土被壓碎發生破壞，未出現面層外凸失穩現象，說明連接件保證了偏心受壓試件面層的整體工作。

圖8 偏心受壓試件破壞形態

2.2 試驗承載力結果與分析

2.2.1 軸心受壓試件

軸心受壓試件的極限承載力試驗結果見表2。第Ⅲ組兩個試件承載力試驗結果的離散性較低，這可能是由于試件加工時材料存在離散性。 除試件Z-2500-2外，其余試件的承載力試驗結果相差不大，而且個別高厚比大的試件承載力還略大于高厚比小的試件，說明高厚比對試件的承載力影響不大。其原因是:(1) 連接件保證了混凝土面層和聚苯板的整體工作，作為整體的墻板試件的高厚比不大；(2) 由于墻板混凝土壓應力分布不均勻，試件破壞時材料性能未得到充分發揮，破壞荷載小于截面混凝土所達到抗壓強度的承載力，而達到極限承載力時墻板平面外基本無變形，因此破壞時墻板的整體穩定性對承載力影響并不顯著。

表2 軸心受壓試件承載力試驗結果表

由試件的破壞形態可知，試件截面上壓應力分布不均勻，破壞時局部混凝土被壓碎發生破壞，個別試件存在混凝土面層外凸現象，材料未得到充分發揮。 由承載力試驗結果得到，試件的高厚比對承載力影響不大，可忽略高厚比的影響。 另外，由于配筋率較低，在承載力計算時可忽略鋼絲對豎向承載力的影響。 因此，當高厚比≤15 時，墻板試件的軸心受壓承載力由式(1)表示為

式中Nu0為復合墻板軸心受壓承載力，N；β為承載力折減系數；fc為混凝土軸心抗壓強度，由試驗得到fc＝25.2 MPa；Ac為混凝土凈截面面積，mm2。

根據式(1)得到試件的承載力折減系數β由式(2)表示為

將試件承載力試驗值和fcAc的計算結果代入式(2)，得到各組試件的承載力折減系數，見表3。 除第Ⅲ組試件外，其余各組試件的承載力折減系數比較接近，取其他3 組試件的折減系數平均值作為墻板試件承載力折減系數，即β ＝(0.80＋0.83＋0.83)/3＝0.82，則墻板試件軸心受壓構件承載力由式(3)表示為

表3 軸心受壓試件承載力折減系數試驗結果表

2.2.2 偏心受壓試件

偏心受壓試件的極限承載力試驗結果見表4。由試驗結果可知，在偏心荷載作用下，墻板的承載力將會降低，偏心距越大，承載力越低，因此偏心距對構件的承載力有明顯的影響。 考慮偏心距影響，偏心受壓構件的承載力由式(4)表示為

表4 偏心受壓試件承載力試驗結果表

式中Nu為偏心受壓墻板承載力，N；α為偏心距對承載力影響系數。

將式(3)代入式(4)，得到高厚比≤15 的復合墻板的偏心受壓構件承載力，由式(5)表示為

將表4 中試驗結果代入式(5)，可得到Ⅴ、Ⅵ和Ⅶ各組試件的偏心距影響系數α的試驗結果分別為0.92、0.81 和0.60。 根據α的試驗結果，經回歸分析得到試件的偏心距影響系數α，由式(6)表示為

式中h為復合墻板厚度，其值取200 mm。

各組試件受壓承載力試驗結果與公式計算結果對比見表5。 除第Ⅲ組軸心受壓試件外，其余各組試件公式值與試驗值的誤差均＜5%，兩者吻合較好。

表5 試件承載力試驗與公式結果對比表

3 有限元分析

3.1 模型建立

3.1.1 模型簡化

由于聚苯乙烯板的材料性能對復合墻板的承載力影響不大，因此不考慮EPS 板參與承擔荷載，故將墻板中間的保溫層視作中空。 為方便施加荷載以及模擬實際試驗條件，在墻板兩端設置墊塊，為保證基座以及加載梁在試驗過程中的剛度，將兩端墊塊截面簡化為矩形，且其材料的彈性模量取值為鋼材彈性模量的100 倍。

3.1.2 單元類型選取與網格劃分

混凝土材料采用三維實體減縮積分單元(C3D8R)，鋼筋采用三維線性桁架單元(T3D2)，其網格大小為50 mm。 墻板有限元模型如圖9 所示，其中RP-1、RP-2 為節點。

圖9 墻板有限元模型示意圖

3.1.3 接觸類型

模型需要建立忽略混凝土與鋼筋的相互作用，因此采用分離式方法完成試件的模型建立。 采用嵌入區域約束將鋼筋內置于墻板混凝土區域內，采用綁定約束將加載墊塊與墻板上、下端綁定。

3.1.4 邊界條件及加載方式

墻板上部墊塊加頂面約束耦合至RP-1，采用頂部固結(x、y、z方向的位移和轉角均固定)；下部墊塊底面約束耦合至RP-2，采用位移加載且x、y軸的轉角未鎖死(x、y、z方向的位移固定，繞z軸的回轉固定)。

3.2 材料本構關系

在有限元軟件ABAQUS 中，混凝土本構模型采用損傷塑性模型，根據GB 50010—2010《混凝土結構設計規范》[17]附錄C.2 中的相關公式，計算得到混凝土應力-應變關系。 混凝土損傷塑性模型中定義的混凝土塑性損傷模型參數取值如下:膨脹角為30°、偏心率為0.1、雙軸與單軸抗壓強度之比fb0/fc0為1.16、不變量應力比K為0.666 7、黏性系數為0.005。

數值分析中鋼材采用理想彈塑性模型。 當鋼材屈服后，在不增加荷載的基礎上，變形可自由增加，應力-應變關系曲線如圖10 所示。

圖10 鋼材理想彈塑性模型應力-應變關系曲線圖

圖10中，σ為應力、ε為應變、fy為鋼材屈服強度，而εy、εu分別為屈服應變和極限應變。 低碳鋼絲彈性模量取2×105MPa，fy的試驗值為531 MPa、泊松比為0.3。

3.3 結果分析

3.3.1 應力分析

軸心受壓試件與偏心受壓試件的應力云圖分別如圖11、12 所示。 試件的應力分布不均勻，不同高度軸心受壓試件的上、下端局部應力較大，不同偏心距受壓試件較大應力發生在受壓一側的上、下端部，與不同高度軸心受壓試件應力分布類似。 模擬結果較好地驗證了試驗中該墻板的破壞出現在兩端，且局部受壓先發生破壞現象，混凝土材料性能未得到完全發揮。

圖11 不同高度軸心受壓墻板應力云圖

圖12 不同偏心距受壓墻板應力云圖

3.3.2 墻板承載力分析

模擬分析得到的各試件極限承載力見表6。 復合墻板極限承載力模擬值高于試驗值，這是由于數值模擬考慮的都是試件的理想狀態，但誤差均＜10%，說明模擬結果與試驗結果吻合較好。

表6 試件承載力試驗與模擬結果對比表

4 結論

通過對研制的混凝土-聚苯板復合墻板進行不同高厚比的軸心受壓和不同偏心距的偏心受壓試驗研究，給出了復合墻板的承載力計算公式，并得到以下主要結論:

(1) 研制的混凝土-聚苯板復合墻板采用的連接件及布置方式可準確固定鋼絲網位置，同時可保證混凝土面層、聚苯板整體工作，但在豎向荷載作用下，截面應力分布不均勻，材料性能未得到充分發揮。

(2) 在荷載作用下，試件最終面層混凝土被壓碎發生破壞，個別試件有混凝土面層外凸趨勢，破壞截面位于試件的上、下端。 在豎向荷載作用下，面層混凝土壓應力分布不均勻，計算承載力時應考慮0.82的不均勻系數。

(3) 當高厚比≤15 時，對混凝土-聚苯板復合墻板的受力性能影響較小；在偏心荷載作用下，偏心距越大，墻板承載力越低，顯然偏心距對墻板承載力有顯著影響。 試件承載力公式計算值與有限元模擬值、試驗結果均比較吻合。