GLC 硅质轻型墙板抗弯性能试验研究

2022-08-18王松岩刘学光焦红马海程陈茂辉

山东建筑大学学报 2022年4期

王松岩刘学光焦红马海程陈茂辉

(1.山东建筑大学土木工程学院，山东济南250101；2.汉宸国际工程设计集团有限公司，山东济南250101)

0 引言

近年来，随着节能环保要求的不断提高和劳动力成本的不断增加，国家和各省市都提出了建筑装配化要求，为装配式建筑带来了难得的发展机遇[1]，三板(楼板、外墙板、内墙板)的需求量大大增加。但是，在各类装配式墙板层出不穷的前景下，也存在着各种各样的问题需要去关注和解决。产品的标准化、规模化及施工的专业化均需提升，各项性能需要通过工程应用实践进行验证[2]。研究集节能、环保于一身的新型复合夹芯板，对于装配式建筑的发展具有重要意义。针对以上国家装配式建筑发展策略和现行建筑墙板存在的种种问题，GLC 硅质轻型墙板(以下简称GLC 墙板)是一种能够满足各种建筑结构形式需求，更加符合装配式建筑和节能、环保要求的新型建筑材料产品。

目前，学者们对于新型复合夹芯板的研究主要集中在不同种类的面层和芯材进行组合方面。面层材料主要分为金属面层[3-7]和非金属面层[8-11]，芯材可以分为有机材料[12-13]和无机材料[14]。在试验研究方面，BENAYOUNE 等[15]、侯和涛等[16]、冯智勇等[17]对钢丝桁架复合墙板进行了抗弯试验，结果表明两侧混凝土面层在钢丝桁架的连接下组合作用明显，试件的组合程度与抗剪连接件的刚度呈正比关系。 MUGAHED 等[18]、张国伟等[19]、冯琳[20]对不同夹芯材料的复合夹芯板进行试验研究，忽略芯材的抗弯刚度，得出相应的开裂承载力计算公式。苏幼坡等[21]介绍了无共同作用、完全共同作用和部分共同作用3 种混凝土夹芯板的内力与变形问题，并推导出计算公式。

综上所述，目前国内外对新型复合夹芯板的研究成果主要集中在钢丝桁架作为连接件忽略芯材弯曲刚度，求解墙板承载力计算方面。 GLC 墙板的芯材是GLC 墙板的主要组成部分，耐碱玻纤网是墙板增强材料，其为墙板变形和承载力的主要影响因素，因此有必要对GLC 墙板的抗弯性能进行深入研究，提出适用于GLC 墙板特点的抗弯承载力计算方法，为该墙板在工程中的设计与应用提供参考。

1 试验概况

1.1 试件设计

GLC 墙板是由发泡水泥芯材、砂浆层以及砂浆层内的耐碱玻纤网3 种不同的材料复合成型的轻质板材。其中，发泡水泥芯材是以硅为主要原材料，采用晶型转变增强技术通过化学发泡制成，主要起支撑作用，增大了结构的厚度，从而提高截面惯性矩。发泡水泥芯材两侧为专用水泥砂浆，砂浆层内耐碱玻纤网的型号为ARNP5×5-100L(160)[22]，面层砂浆采用双层玻纤网，中间层砂浆采用单层玻纤网。GLC 墙板共有两种复合形式，即单层芯材复合形式普通型(Common Wallboard，CW 型)和多层芯材复合形式加强型(Reinforced Wallboard，RW 型)。为达到抗风、抗震和保温的要求，一般使用180 和200 mm的墙板厚度。试验一共设计了5 组方案，进行15 个试件的抗弯试验，试件具体设计参数详见表1。 GLC 墙板类型如图1 所示。

表1 GLC 墙板试件基本参数表

图1 GLC 墙板类型示意图

1.2 材性试验

浇筑标准材性试块，和试件在相同环境下养护。试验测得发泡水泥芯材、砂浆层以及耐碱玻纤网各项力学性能指标见表2。其中，试验测得发泡水泥芯材极限压应变为0.002 7、砂浆极限压应变为0.001 6、耐碱玻纤网极限拉应变为0.03。

表2 所需材料基本力学性能表

1.3 试验装置及测点布置

根据GB 15762—2008《蒸压加气混凝土板》[23]制定试验装置及测点布置如图2 所示，位移计和应变片读数采用TST3826E 动态应变测量系统进行数据采集。

图2 试验装置和测点布置示意图/mm

1.4 加载制度

根据GB 15762—2008 的规定，通过红砖满铺在试件表面来模拟均布荷载的方式，测定GLC 墙板的抗弯性能。计算所得到的短期挠度检验阶段荷载分为5 级，每级荷载为83 kg；出厂检验阶段荷载分为3 级，每级荷载为29 kg；最后进入承载力检验阶段，每级荷载为41.5 kg，直至墙板破坏。规定每级荷载质量误差≤0.2 kg，荷载加载完毕后静置5 ～10 min或待数据采集系统读数稳定后进行下一级加载，期间观察并记录试验现象。加载曲线如图3 所示。

图3 加载曲线示意图

2 试验现象与结果

在试验过程中，CW 型试件与RW 试件破坏各有特点，采用数理统计的方法，分析筛选两种类型试验数据及现象，取其中具有代表性的试件进行描述。

CW2-1 试件自重下初始挠度为零；当荷载加至3.32 kN(1.91 kN/m2)时，在板材跨中附近出现首条裂缝，方向竖直向上，此时跨中挠度为1.10 mm；当荷载加至4.15 kN(2.39 kN/m2)时，板底出现贯通裂缝并伴有新的细微裂缝产生；当荷载加至7.10 kN(4.08 kN/m2)时跨中挠度达到l0/200；随着荷载的继续增加，裂缝主要集中在板长的l0/4 ～3l0/4 区域内，试件出现明显的弯曲挠度。继续加载至13.32 kN(7.65 kN/m2)时板材突然破坏，表现为底部耐碱玻纤网断裂，顶面砂浆层无明显压溃现象，类似于钢筋混凝土梁的少筋破坏。

RW1-2 试件自重下初始挠度为零；当荷载加至3.32 kN(1.91 kN/m2)时，跨中附近出现竖直向上的首条裂缝，此时跨中挠度为1.32 mm；当荷载加至9.59 kN(5.51 kN/m2)时，裂缝主要集中于跨中左、右350 mm 以内，多为竖直裂缝，此时跨中挠度达到l0/200；随着荷载的继续增加，原有裂缝长度＞3/4 截面，宽度激增并发展为斜裂缝，此时下砂浆面层开始出现与墙板主体剥离的裂缝；当荷载加至14.98 kN(8.61 kN/m2)时，跨中挠度达到63.14 mm，认为试件达到极限承载能力状态；继续加载至16.23 kN(9.32 kN/m2)时板材突然破坏，表现为下砂浆面层内耐碱玻纤网断裂，顶面砂浆层无明显压溃现象。 5 组GLC 墙板的试验结果见表3。

表3 墙板试件加载结果表(平均值)

从以上试验现象描述中可以得到GLC 墙板在均布荷载作用下主要存在两种破坏形态:(1) 弯曲破坏发生在CW 型试件。破坏时跨中挠度明显，下面层砂浆内玻纤网被拉断，芯材断裂，上面层砂浆无明显压溃现象。 (2) 弯剪破坏发生在RW 型试件。剪切面主要发生在砂浆层和芯材的粘结处，破坏时跨中挠度＞l0/50，底部砂浆面层内玻纤网被拉断，顶面砂浆层没有明显的压溃现象。 GLC 墙板破坏形态如图4 所示。

图4 GLC 墙板破坏形态图

3 试验分析

3.1 墙板荷载-跨中挠度曲线分析

根据试件加载数据绘制的荷载-跨中挠度曲线是GLC 墙板抗弯性能的综合体现，也是进行GLC墙板受力性能分析的重要依据。两种复合形式试件的荷载-跨中挠度曲线如图5 所示，荷载-跨中挠度曲线可以分为双线型弯曲破坏和三线型弯剪破坏两种不同型号试件。其荷载-挠度曲线如图6 所示。

图5 荷载-跨中挠度曲线图

图6 典型荷载-挠度曲线图

弯曲破坏依据不同的斜率可将曲线分为两个阶段。第一阶段的弹性阶段在试件加载初期，OA 段荷载与跨中挠度呈正比增长，受拉砂浆面层尚未开裂，此时墙板应力应变水平较低；随着荷载的增加进入第二阶段:当试件达到抗裂强度极限后，裂缝的出现削弱了墙板刚度。开裂后截面曲率和跨中挠度增长变快，荷载-挠度曲线的斜率变小，最终破坏形态如图4(a)所示。

弯剪破坏可以分为3 个阶段:第一阶段同弯曲破坏第一阶段；第二阶段为BC 段，带裂缝工作的弹性阶段，受拉区砂浆层出现裂缝，弹性刚度较初始刚度有一定程度上的下降。随着荷载增加，裂缝数量增多并伴随着斜裂缝的初现；第三阶段为非线性工作阶段，随着荷载的继续增加斜裂缝宽度迅速发展，斜裂缝穿过半个截面，截面曲率和跨中挠度显著增加，最终破坏形态如图4(b)所示。

3.2 墙板荷载-应变曲线分析

由于试件在开裂后，个别裂缝穿过砂浆面层的应变片，导致应变片破坏而提前退出工作，因此只分析开裂荷载之前的砂浆面层应变数据，5 组试件荷载-应变曲线极为相似，以RW1-2 试件为例得到荷载-应变曲线。如图7 所示，试件开裂之前，砂浆面层应变均随着荷载的增长趋势表现为线性增加。各组试件拉、压应变基本对称，这表明试件两侧的砂浆面层的应变变形基本协调，截面的中和轴稳定在试件截面中间。试件整体展现出稳定的完全组合工作状态。这样组合工作状态，意味着采用开裂理论分析时，可以把试验的GLC 墙板视为一个整体并进行计算。

图7 GLC 墙板荷载-应变曲线图

3.3 墙板加载结果分析

根据表3 和图8(a)分析可知:随着砂浆层厚度的增加，开裂承载力成正比增长。其中试件CW1、CW2 组研究了砂浆层厚度不变情况下芯材厚度由160 mm 增加到180 mm，开裂承载力提高了11.18%；根据表3 和图8(b)分析可知:CW 型试件极限承载力相当；RW 型试件极限承载力相当；RW 型均优于CW 型；与CW1 相比，RW1 极限承载力约提高了20%；与CW3 相比，RW2 极限承载力均也约提高了20%。通过以上分析可知:GLC 墙板的开裂承载力应同时考虑砂浆层和芯材的贡献作用，砂浆层厚度的增加有效地提高了试件的初始刚度和试件的开裂承载力；极限承载力主要取决于墙板内受拉耐碱玻纤网的抗拉强度。多层复合形式的GLC 墙板，没有充分发挥耐碱玻纤网的抗拉强度，在板厚与最外侧耐碱玻纤网的位置相同时，RW 型比CW 型试件的极限承载力仅提高了约20%。

图8 GLC 墙板承载力图

4 GLC 墙板承载力计算

4.1 GLC 墙板开裂承载力计算

截面开裂承载力的计算做了如下假设:(1) 平截面假定；(2) 构件开裂前处于弹性状态(试验已验证)，可以采用材料力学的公式计算其应力和应变；(3) 取砂浆层的抗拉强度ft作为砂浆层的开裂极限应力；(4) 不考虑耐碱玻纤网对开裂承载力的贡献作用。

根据假设(4)，GLC 墙板开裂之前，视为由砂浆层和发泡水泥两种材料组成的夹芯板，计算前，应将材料按照合力不变及应变相同的条件，并做了均质假定。将发泡水泥芯材转换为砂浆，得到换算后的截面面积Am=Ac/αE，其中Ac为发泡水泥的截面面积，m2；αE为砂浆弹性模量与发泡水泥弹性模量的比值。为保证换算截面后中性轴位置不变，只改变发泡水泥的宽度不改变其高度，即换算后的截面宽度beq与原截面的有效宽度b之间的关系为beq=b/αE，计算模型如图9 所示。

图9 换算截面模型图/mm

换算截面后的惯性矩ICW和IRW分别由式(1)和(2)表示为

式中ICW为CW 型墙板换算截面的惯性矩，mm4；IRW为RW 型墙板换算截面的惯性矩，mm4；b为截面宽度，mm；h为截面高度，mm；t1为面层砂浆厚度，mm；t2为中间层砂浆厚度，mm；d为RW 型芯材的厚度，mm；e为RW 型芯材中线之间的距离，e=d+t2，mm。

当板底面层砂浆拉应力达到fmt时，认为墙板开裂，根据材料力学公式可将GLC 墙板的开裂承载力由式(3)表示为

式中Mcr为开裂承载力，kN·m；fmt为砂浆抗拉强度，MPa；I0为换算截面惯性矩，mm4；y0为换算截面的重心到截面下边缘的距离，mm。

将表2 中材料的基本力学性能代入式(3)得到表4 开裂承载力理论值与试验值对比表，结果表明二者吻合较好，误差最大为13.06%。

表4 开裂承载力试验值与理论值对比表

4.2 GLC 墙板极限承载力计算

4.2.1 理论分析

GLC 硅质轻型墙板在开裂后，下部砂浆面层裂缝截面处发生了内力重分布，砂浆层将自己所承受的绝大部分拉力传递给玻纤网。由于试件制作的特殊性无法测得试验中玻纤网的实际应变数值，但是根据试验现象以及试验数据不难发现，板材在开裂后截面大致遵循平截面假定。材性试验测得耐碱玻纤网达到抗拉强度时的拉应变为εs=0.03，对于CW型试件来说板材破坏的标志是玻纤网被拉断，顶面砂浆层应变约为1 100×10-6未达到其极限压应变，没有压溃现象，可以判定砂浆处于弹性阶段。破坏前墙板应变趋势如图10 所示。

图10 开裂后墙板应变变化趋势图

4.2.2 CW 型GLC 硅质轻型墙板极限承载力计算

由于耐碱玻纤网的拉伸变形较大，试件在破坏时中和轴上升至受压区砂浆层内。计算截面极限承载力做出如下假设:(1) 符合平截面假定；(2) 下部玻纤网，取其拉伸断裂强度作为玻纤网的极限强度；(3) 忽略芯材的抗拉作用；(4) 忽略砂浆层的抗拉作用；(5) 忽略受压区耐碱玻纤网的抗压作用。

极限承载力计算模型如图11 所示，由此可得到受压砂浆应变εcm、受压区砂浆合力Cm以及耐碱玻纤网合力Ts，分别由式(4)～(6)表示为

图11 极限承载力计算模型图

式中εcm为受压砂浆应变；εs为玻纤网极限拉应变，取εs=0.03；x为受压区高度，mm；t为面层砂浆厚度，mm；Cm为受压区砂浆合力，kN；Em为砂浆的弹性模量，MPa；ft为耐碱玻纤网抗拉强度，MPa；As为耐碱玻纤网截面面积，取240 mm2。

根据合力平衡Ts=Cm推出中和轴位置x可由式(7)表示为

此时极限承载力Mu可由式(8)表示为

式中Mu为极限承载力，kN·m。

4.2.3 RW 型GLC 硅质轻型墙板极限承载力计算由于玻纤网以及试件制作的特殊性，无法得到其在抗弯过程中的真实应变，为了方便计算，根据3.3中的分析:同等厚度，最外侧玻纤网位置相同条件下RW 型比CW 型极限承载力提高了20%。可以近似的得到RW 型试件的极限承载力可由式(9)表示为

式中为CW 型GLC 墙板极限承载力，kN·m；为RW 型GLC 墙板极限承载力，kN·m。

按式(8)和(9)可得到极限承载力理论值与试验值的对比，见表5。

表5 极限承载力试验值与理论值对比表

根据表5 所示极限承载力理论计算值与试验值误差较大，说明玻纤网在GLC 硅质轻型墙板中作为增强材料，两层玻纤网对极限承载力的贡献并不是简单的叠加原理。因此需要对其进行折减，通过简单的误差累计计算，可以得到一个折减系数0.75，此时根据平截面假定算得砂浆层应变值与试验值、理论计算极限承载力与试验值比较，吻合良好。墙板在使用过程中考虑具有一定的安全储备，安全系数取1.4，最后得到GLC 硅质轻型墙板极限承载力计算理论公式可由式(10)表示为