BFRP格栅增强地聚物混凝土三明治墙受压性能

徐玉野，陈炳琪

(华侨大学土木工程学院，福建 厦门，361021)

混凝土三明治保温墙是一种将隔热保温材料夹于2块混凝土叶板之间，并通过连接件将2块叶板连接形成的一种兼具保温和承重的墙体，目前在实际工程中已得到初步应用。该墙体的保温材料受到内叶墙与外叶墙的有效保护，可免受自然环境的侵蚀，耐久性能和防火性能显著提高。

目前有关三明治保温墙抗弯性能、轴压性能、面外偏压和抗震性能方面的研究已取得一定进展。侯和涛等[1]对采用双向斜插钢筋作为连接件的混凝土三明治墙在横向荷载作用下的受弯性能进行试验研究，分析墙板尺寸、配筋率、洞口尺寸等影响。朱永明等[2]对四边简支的混凝土三明治保温墙进行平面外堆载试验，结果表明该类墙体的抗弯刚度大，承载力高，具有较高安全性。种迅等[3]针对采用棒状GFRP连接件的混凝土三明治墙的平面外抗弯性能进行试验研究，结果表明三明治保温墙具有一定的弱组合性，仅考虑内叶板受力按非组合板设计具有较高安全性。PANTELIDES等[4]将4 块GFRP 板围成空心正方体并利用其两侧的GFRP板作为连接件，进行面外抗弯性能试验，提出了保证三明治墙两个叶板共同工作所需要的连接件数量的计算方法。黄俊旗等[5]基于文献[4]中的试验结果，对板式GFRP连接件的混凝土三明治墙的组合度进行计算、有限元模拟及参数分析，研究表明现有板式GFRP连接件的设计方法很难达到完全组合的效果，在设计中应对刚度进行折减。MUGAHED AMRAN 等[6]对6 面斜向钢筋拉结的泡沫混凝土三明治墙板进行单向受弯性能试验，结果表明在弹性阶段三明治板表现出完全组合板的特性，而在即将破坏阶段时表现出部分组合板的特性。李升才[7]针对12 面混凝土三明治墙进行了轴压试验，提出了三明治墙轴压承载力的计算公式，结果表明，通过斜拉筋连接的两侧混凝土能够很好地协同工作。BENAYOUNE等[8]针对6面斜向钢筋拉结的混凝土三明治墙进行了轴压试验，分析了墙体高度和厚度对承载性能影响，基于有限元计算结果和规范公式提出了一种轴压承载力计算式，其研究结果表明三明治墙体在轴压作用下呈完全组合状态。BENAYOUNE等[9]针对6面斜向钢筋拉结的预制混凝土三明治墙进行面外偏压性能试验，各试件的面外偏心距统一取40 mm，分析长细比变化对承载性能的影响规律，其研究结果表明，在该偏心荷载作用下所有面板均表现为完全组合的状态，预制混凝土三明治墙的面外偏压承载力随长细比增加而呈非线性下降。薛伟辰等[10]通过拟静力试验研究了预制混凝土三明治保温剪力墙的抗震性能，结果表明该类剪力墙与现浇普通混凝土剪力墙具有相似或相近的抗震性能。

在实际混凝土结构中，三明治保温墙由于两侧楼盖上的荷载和结构布置不对称、与墙面垂直的混凝土梁传来的集中力作用等原因，常常处于面外压弯的受力状态，当墙体平面外长细比较大时，甚至可能发生面外失稳。我国JGJ3—2010“高层建筑混凝土结构技术规程”[11]规定，应对剪力墙进行面外稳定性验算，并在其附录D 中给出了实心墙体稳定性验算的具体方法。从文献[11]中的墙体稳定性验算式可以看出，混凝土墙体的稳定性主要取决于混凝土弹性模量、墙厚以及与层高、边界条件等有关的墙体计算长度。美国ACI 318—19规范[12]中给出了实心墙名义轴压承载力的简化计算公式，该公式中轴压承载力主要与混凝土强度、墙体面积、墙厚和有效计算长度有关，适用于面外荷载作用点在1/3 墙厚范围内情况。总之，现有的承重墙体考虑面外压弯作用的承载力计算公式主要适用于实心墙，而有关面外压弯作用下夹心墙的承载力计算公式研究较少。目前，人们开展了考虑长细比变化对夹心墙面外压弯承载性能影响的试验研究[9]，但有关面外偏心距的变化对夹心墙面外偏压性能影响的试验研究较少。

本文以BFRP格栅增强地聚物混凝土三明治保温墙这一新型夹心墙体[13]为试验研究对象，分析面外偏压荷载的偏心距和墙肢的长细比对其承载性能的影响，同时将其与BFRP筋增强地聚物混凝土三明治墙、普通钢筋混凝土三明治墙的轴压承载性能进行对比，并开展相关的计算分析。

1 试验概况

1.1 墙体设计与制作

本文采用的新型墙体具有如下特点：1)叶板为采用工业副产品如粉煤灰、矿渣等固体铝硅酸盐与碱金属氢氧化物反应制备的绿色环保的地聚物混凝土，具有早期强度高、耐酸、耐火、碳排放量较少等优点。2) 以玄武岩纤维增强聚合物(basalt fiber reinforced polymer，BFRP)筋/格栅作为增强筋材[14]，使用玻璃纤维增强聚合物(glass fiber reinforced polymer，GFRP)制成的六角形管状连接件[15]连接内外叶墙体与保温层，使用XPS 绝缘材料来提供保温作用，从而具有化学稳定性好、保温的特点，且能够有效地避免热桥效应的影响[15]。

设计制作8面墙体，考察增强材料类型、混凝土类型、面外偏压荷载N的偏心距e和长细比λ对承载性能的影响。各墙体的基本参数见表1。试件编号的形式为“RC-H-E”，其中，R代表增强材料类型，即普通钢筋(S)、BFRP 筋(B)、BFRP 格栅(G)；C代表混凝土类型，即普通混凝土(N)和地聚物混凝土(G)；H代表墙体高度，即RC-21和RC-33分别表示墙高为2 100 mm 和3 300 mm；E 代表偏压荷载的偏心距(0，30 和90 mm)。墙体的2 个页板按完全组合状态计算长细比。

表1 墙体的基本参数Table 1 Parameters of walls

本试验主要研究轴压和面外偏压性能，墙体的宽度对其性能影响较小，考虑试件制作成本和加载的便捷性，各墙体的宽度均取400 mm。各三明治墙体试件的总厚度均为200 mm，由3 层组成，包括内外2层厚度为75 mm的混凝土层，中间厚度为50 mm 的挤塑聚苯乙烯泡沫(XPS)保温层。上述3层墙板通过2 列GFRP 六角筒剪力连接件连接，2列剪力连接件的横向间距、纵向间距分别为220 mm和300 mm。轴心受压墙体的上、下两端设有宽为300 mm、高为300 mm的矩形截面压梁，偏心受压墙体的上、下两端设有上底宽为300 mm、下底宽为425 mm、高为300 mm 的梯形截面压梁。钢筋混凝土三明治墙和BFRP筋增强地聚物三明治墙、BFRP格栅增强地聚物混凝土三明墙的具体尺寸和配筋情况分别如图1 和图2 所示。图1 和图2中，4B8@100 表示配置4 根直径为8 mm、间距为100 mm的增强筋，其余依此类推。

图1 钢筋/BFRP筋三明治墙体的尺寸和配筋图Fig.1 Dimension and reinforcement of sandwich wall reinforced with steel bar or BFRP bar

图2 BFRP格栅增强三明治墙体的尺寸和配筋图Fig.2 Dimension and reinforcement of sandwich wall reinforced with BFRP grid

钢筋混凝土三明治墙体SN-21-0 和BFRP 筋增强地聚物混凝土三明治墙体BG-21-0在每个叶板的中间沿竖向和水平向分别配置直径为10 mm、间距为150 mm的HRB335级钢筋和BFRP筋。BFRP格栅增强地聚物混凝土三明治墙体则在每个叶板的中间配置2 层BFRP 格栅(净间距约为10 mm)。格栅的竖向杆和水平杆的名义截面积分别为26.6 mm2和20 mm2，相邻竖向杆和水平杆的间距均为100 mm。试验采用的BFRP 格栅见图3。图3中，格栅的杆件表面带有凹槽，可增强其与混凝土间的黏结力。按墙体的全截面面积(包含保温层)计算，墙体各自配置的HRB335级钢筋、BFRP筋、BFRP 格栅的配筋率分别为0.53%，0.53% 和0.59%。另外，为保证三明治墙2 个叶板和压梁之间的连接可靠，对于钢筋、BFRP筋增强的三明治墙体，在墙身每个叶板的3 根钢筋或BFRP 筋均伸入压梁锚固的基础上，另配置2根直径为10 mm的HRB335 级钢筋用于加强二者的连接；对于BFRP格栅增强地聚物混凝土试件，由于格栅下料长度仅取叶板的长度，因此在每个叶板和压梁之间均预埋5根直径为10 mm的HRB335级钢筋用于加强连接。

图3 BFRP格栅Fig.3 BFRP grid

试验使用的六角筒GFRP连接件采用拉挤工艺[15]制成，所用纤维为线密度为4 800 g/km的无碱玻璃纤维粗纱与面密度为300 g/m2的无碱玻璃纤维缝合毡，所用树脂为不饱和树脂。连接件平均厚度为2 mm，横截面积为466 mm2，纤维质量分数为65%。连接件的几何尺寸和成品如图4所示。连接件在叶板混凝土中的嵌入长度为58.5 mm，并用2根长为260 mm、直径为10 mm 的HRB335 级钢筋分别穿过连接件两端的预留孔进行锚固。

图4 GFRP六角筒连接件Fig.4 GFRP hexagonal tube connector

墙体采用卧式浇筑，具体制作步骤如下：1)制作模板。绑扎底层的增强筋和连接件，自配混凝土浇筑底层叶板；2)放置保温层。绑扎上层叶板的增强筋，自配混凝土浇筑上层叶板；3)绑扎上下压梁的钢筋，采用C45商品混凝土浇筑上下压梁。墙体制作完成后浇水养护10 d，7 d后拆模，在实验室自然养护约4月后开展受压性能试验。

1.2 材料性能

每立方米普通硅酸盐混凝土的材料用量如下：水泥，480 kg；细骨料，686 kg；粗骨料，1 028 kg；水，216 kg；采用42.5R 普通硅酸盐水泥。粗骨料的最大粒径为12.5 mm，细集料的细度模数为2.87。

每立方米地聚物混凝土的材料用量如下：F级低钙粉煤灰，200 kg；S95级磨细高炉矿渣，200 kg；细骨料，696 kg；粗骨料，1 044 kg；水，150 kg；纯度为99%的片状氢氧化钠，29.1 kg；水玻璃，72.7 kg。按此配合比配制的地聚物混凝土和易性良好，坍落度为150 mm。水玻璃的模数为3.33，粗骨料与细骨料的材料与普通混凝土的相同。

在地聚物混凝土的配制过程中，由于氢氧化钠溶于水时会发热，因此在试件浇筑的前一天，先将片状氢氧化钠溶于水，然后再加入水玻璃，从而使形成的碱激发混合液可以充分冷却至常温。地聚物混凝土搅拌时，先将粉煤灰、矿粉和砂干混振捣30 s，然后加入粗骨料干混振捣1 min，最后加入碱激发混合液搅拌3 min。

在浇筑墙体的同时，制作边长为150 mm立方体试块、长×宽×高为150 mm×150 mm×300 mm 的棱柱体试块、直径×高度为100 mm×200 mm 的圆柱体试块，分别用于测试28 d 和墙体受压试验时混凝土的立方体抗压强度fcu以及墙体受压时棱柱体抗压强度fc、弹性模量Ec和劈裂抗拉强度ft，每组取3个试件测试结果的平均值，实测结果见表2。从表2可以看出：普通混凝土、地聚物混凝土的棱柱体抗压强度分别为对应立方体抗压强度的82%和75%。

表2 混凝土的力学特性Table 2 Mechanical properties of concrete

根据GB/T 36262—2018“结构工程用纤维增强复合材料网格”以及GB/T 30022—2013“纤维增强复合材料筋基本力学性能试验方法”，对BFRP 格栅的竖杆、BFRP 筋与钢筋的材料特性进行测试，其结果见表3。表3 中，d为BFRP 筋或HRB335级钢筋的直径，Es，fy，fu和εu分别为增强材料的弹性模量、屈服强度、极限强度和极限拉应变。试验结果表明，BFRP 格栅和BFRP 筋的应力-应变关系在达到极限拉应变之前呈线性变化。

表3 增强材料的力学特性Table 3 Mechanical properties of reinforced materials

1.3 加载方案

在华侨大学土木工程学院结构实验室内进行墙体的受压性能试验，采用10 000 kN微机控制电液伺服压剪试验机加载。墙体的上、下两端通过夹具和钢制铰支座与压力机的上、下加载平台相连。图5所示为轴压墙体和面外偏压墙体端部的夹具和钢制铰支座安装示意图。夹具安装时，先用2块带加劲肋的L 形钢板夹住压梁的左、右2 个侧面，并用高强螺栓杆锁紧，L形钢板和紧靠试件端面的一块钢板利用螺栓锁紧，该钢板与铰支座的一块钢板也用高强螺栓固定；铰支座的另一块钢板通过4个高强螺栓与加载平台的厚钢板固结。墙体的计算长度取上、下钢制铰支座的转动中心之间的距离，铰支座的转动中心与邻近的墙体端面的距离为70 mm，铰支座的转动轴平行于墙体平面。试件安装前，需要对墙体的顶面和底面进行打磨，并在钢铰与试件之间铺设一层细沙，以确保加载面的平整性。

图5 夹具和铰支座的安装示意图Fig.5 Installation diagram of clamp and hinge support

正式加载前对试件施加20 kN 的预压荷载，检查各采集系统是否正常，并消除试件与加载平台之间可能存在的间隙。正式加载时采用单调加载，首先采用力控制加载模式，加载速度为50 kN/min，每级荷载为100 kN；当混凝土中记录的最大压缩应变达到约1 500µε时，改为位移控制加载模式，加载速率为0.5 mm/min，每级位移为0.5 mm，直至墙体破坏。

1.4 测点布置

以高度为2 100 mm 的墙体为例，各墙体的正面、背面分别在两端压梁处、h/2处和约h/4处布置量程为100 mm的位移计，用于监测各点的面外变形；同时布置2个竖向位移计，取其实测结果的平均值作为墙身的轴向变形。位移计的具体布置位置和编号见图6。图6 中，括号中数值对应墙体高度为3 300 mm时的高度。

图6 位移计的布置Fig.6 Arrangement of displacement meter

试验过程中，使用型号为BX120-80AA 和BX120-5AA的应变片分别测量混凝土和增强材料、连接件的应变。混凝土应变片敏感栅的长×宽为80 mm×3 mm，增强材料和连接件应变片的敏感栅的长×宽为5 mm×3 mm。混凝土应变片布置在试件半高截面处的正面(偏压构件时受压侧)、背面(偏压构件时受拉侧)和侧面，具体位置和编号如图7所示，图7中，C1～C7和D1～D3为应变片编号。

图7 混凝土应变片的粘贴位置Fig.7 Sticking position of concrete strain gauge

轴压墙体的1个叶板和偏压墙体的2个叶板中BFRP 竖向筋或BFRP 格栅竖向杆的应变片分别布置在h/2 处截面中间的1 根竖向筋或竖向杆上。对于轴压试件，连接件的应变片布置在试件h/2处的一个连接件上，偏压试件则布置在同一列连接件的最上部、中部和最下部的3个连接件上。连接件上、下两面的形心处沿其轴向方向各布置1个应变片，用于量测连接件可能承受的轴力和弯矩作用。

2 试验结果与分析

2.1 破坏形态

图8 所示为不同墙体的破坏形态。由图8 可知：试件的破坏形态可分为小偏压破坏、类大偏压破坏和失稳破坏3类。

图8 不同墙体的破坏形态Fig.8 Failure model of different walls

在加载过程中，轴压试件和面外偏心距为30 mm的小偏压试件混凝土全截面受压，试件外观基本未发生明显变化。随着荷载增大，试件应变逐渐增大且增速逐渐加快，表明试件的轴压刚度或压弯刚度逐渐退化。仅在临近破坏荷载时，轴压试件的某个叶板或偏压试件的受压侧叶板会在试件h/2处附近出现数道细小的竖向裂缝，接着该叶板混凝土很快压溃破坏，荷载迅速降低。压溃区内部的BFRP筋和格栅竖杆会压溃折断，钢筋压屈。邻近混凝土压溃区的GFRP连接件在保温层和压溃的混凝土层的界面处会出现平行于界面的错动裂缝。同时，该叶板的混凝土压溃会导致另一叶板处于大偏压状态，表面迅速出现宽度为5～30 mm的横向裂缝，呈弯折断裂破坏。总之，这类墙体在受压侧混凝土达到材料受压强度后，总体呈小偏压脆性破坏特征。

对于高为3 300 mm、面外偏心距为90 mm 的墙体GG-33-90，当荷载加载至150 kN 时，受拉侧叶板半高处附近出现3条较小的水平裂缝；当继续加载时，裂缝、应变发展较慢，侧向变形不明显；当荷载增大至250.0 kN(峰值荷载的85.4%)时，试件的侧向变形和应变突然加大，横向裂缝宽度显著增大；当荷载增大至292.7 kN 时，受压侧混凝土出现压溃，荷载迅速降低至245.8 kN，降为峰值荷载的85%以下，结束试验。在上述加载过程中，临近破坏时荷载增量较小，但侧向变形和混凝土应变从较小值突然增大直至破坏，其中，混凝土的 最 大 压 应 变 由930µɛ快 速 增 大 至2 140µɛ，BFRP格栅竖杆的最大拉应变由218µɛ快速增大至3 971µɛ，因此认定该墙体发生失稳破坏。这也表明，随着墙体高度和面外偏心距增大，墙体更容易发生面外失稳破坏。

2.2 荷载-变形曲线

图9所示为各墙体压力N与形心处轴向变形ΔA的关系曲线，压力和变形以受压为正值、以受拉为负值。从图9可以看出：1)对于轴压和面外小偏压墙体，当荷载小于峰值荷载时，压力-轴向变形曲线近似呈线性变化或仅在较小范围内表现出一定塑性；当荷载大于峰值荷载后，曲线下降段范围很小或没有下降段，荷载迅速降低，试件突然破坏。2) 对于面外大偏压墙体，当压力较小时，轴向变形随压力增大近似呈线性变化；当压力增大到一定程度后，压缩变形会随压力增大而减少，特别是当墙体高度较大时，墙体形心处甚至出现显著的伸长变形。这是因为面外大偏压墙体的侧向变形相对较大，随着面外弯矩增大，墙体中性轴向受压侧移动，形心处的应变会由原先的压应变逐渐减小、甚至转为拉应变。3)当墙体高度为2 100 mm时，轴压和小偏压状态下墙体达到峰值荷载时的轴向压缩变形分别为1.92～2.02 mm和2.65 mm；当墙体高度为3 300 mm 时，轴压和小偏压状态下墙体达到峰值荷载时的轴向压缩变形分别为2.45 mm和2.02 mm。4)三明治墙体的荷载-变形曲线无下降段或下降段范围较小，部分是因为三明治墙体内未配置封闭式箍筋，受压侧混凝土未受到有效横向约束。

图9 墙体的荷载-轴向变形曲线Fig.9 Variations of load with axial deformation of walls

图10 所示为各墙体的2 个叶板分别在0.6Nu和Nu作用下侧向变形ΔL沿高度h的变化曲线。图10中，对于轴压墙体，左侧叶板代表混凝土应变较小的叶板，右侧叶板代表混凝土应变较大的叶板。对于偏压墙体，左侧叶板代表受拉侧的叶板，右侧叶板代表受压侧的叶板。从图10 可以看出：1)随着墙体高度和面外荷载偏心距增大，墙体的侧向变形越大。其中，高为3 300 mm、面外偏心为90 mm 的墙体达到峰值荷载时的侧向变形达到61.5 mm。荷载达到0.6Nu时的侧向变形基本上小于荷载达到Nu时的侧向变形的1/2。2)2 个叶板的侧向变形均朝同一方向，且相差较小，表明试验用的六角筒连接件具有较好的拉结作用，可使2个叶板在水平方向协调变形。3)墙体最大侧向变形的位置与图8 所示墙体破坏的截面位置基本一致。除墙体GG-33-90 的最大侧向变形在中部偏上位置外，其余墙体的最大侧向变形均在0.5h处。墙体最大侧向变形位置发生偏移主要是由试件的制作误差、安装时几何缺陷和材料非均匀性导致。

图10 不同墙体的侧向变形曲线Fig.10 Lateral deflection profiles of different walls

2.3 受压承载力

各墙体的受压承载力Nu见表1。从表1 可以看出：

1) 高度为2 100 mm 的BFRP 格栅增强地聚物混凝土三明治墙的轴压承载力与BFRP筋地聚物混凝土三明治墙的大体相同，前者的轴压承载力仅比后者的大2.5%。这是由于BFRP 格栅的弹性模量、极限强度等力学特性与BFRP筋的相近，前者的弹性模量比后者的高21.3%，前者的极限强度比后者的低1.8%。

2)钢筋增强普通混凝土三明治墙的轴压承载力比相同高度的BFRP 格栅、BFRP 筋增强地聚物混凝土三明治墙的轴压承载力分别提高了13.8%和16.8%。由于本次试验时普通混凝土的棱柱体抗压强度(31.3 MPa)略低于地聚物混凝土的强度(34.5 MPa)，若二者强度相同，预计钢筋增强普通混凝土三明治墙的轴压承载力的增幅将进一步增大。这是因为BFRP材料的弹性模量较低，约为钢筋的1/4，这使得BFRP 筋/格栅对混凝土三明治墙轴压承载力的增强作用比普通钢筋的低。

参照上述的干法工艺流程图，按照正常处理1 t废旧电池干法处理模式，三元材料动力电池以传统的干法回收工艺计算成本和收益，LFP分别以传统的干法回收工艺（干法1）和改进的干法回收工艺（干法2）计算成本和收益，成本分别命名为CLFP干法1、CLFP干法2、C 三元干法，收益命名为 ELFP干法1、ELFP干法2、E 三元干法。处理成本价格根据实际调研及综合参考文献[6-7]，具体如表3所示。

3)当面外偏心距为30 mm 和90 mm 时，高度为2 100 mm 的BFRP 格栅增强地聚物混凝土三明治墙的偏压承载力较对应的轴压试件分别降低了24.6%和68.8%，高度为3 300 mm BFRP 格栅增强地聚物混凝土三明治墙的偏压承载力较对应的轴压试件分别降低了21.6%和74.3%。

4) 当墙体高度从2 100 mm 增大到3 300 mm时，轴压墙体、面外偏心距分别为30 mm和90 mm的三明治墙体的受压承载力分别降低了21.2%，18.1%和35.0%。长细比越大、面外偏心距越大的墙体受压承载力降低幅度越大，这是因为墙体的破坏特征从材料破坏向失稳破坏转变。

2.4 应变量测结果

分别以试件BG-21-0，GG-21-30 和GG-33-90为例，研究不同竖向荷载作用下墙体侧面混凝土的应变εc沿厚度t的变化，见图11。图11中，拉应变为正、压应变为负；左侧叶板为受压侧或混凝土压应变较大的叶板，右侧叶板为受拉侧或混凝土压应变较小的叶板。

从图11可以看出：1)对于轴压试件，2个叶板的混凝土应变整体上符合平截面假定，可按完全组合状态进行承载力计算。2)对于偏压试件，当荷载小于0.5Nu时，2 个叶板可近似认为符合平截面假定。随荷载加大，2个叶板的应变变化与平截面假定的偏离程度越来越大，表明材料进入塑性后，2个叶板间并不满足完全组合状态。3)对于面外偏心距为30 mm的墙体，在偏压荷载较大时，2个叶板的弯曲方向相反；对于面外偏心距为90 mm的墙体，则出现受拉侧叶板全截面受拉、受压侧叶板全截面受压的情况，且随着荷载增大，受拉侧叶板与受压侧叶板的弯曲曲率的差值增大。这表明对于面外偏压的三明治墙体而言，2个叶板的间距会增大或减小，此时合理设计连接件就显得较为重要。

图11 墙体的应变沿厚度的变化Fig.11 Variation of wall strain along thickness

以2 100 mm 高的墙体为例，分析各墙体0.5h处叶板中增强材料(包括钢筋、BFRP筋和BFRP格栅等)的应变εs随荷载N的变化，见图12。图12中，受压荷载为正，拉应变为正。从图12 可以看出：1)对于轴压墙体而言，由于钢筋的弹性模量远比BFRP材料的大，因而相同轴向压力下钢筋的应变明显小于BFRP材料的应变。BFRP筋和BFRP格栅的应变发展过程相似。当墙体达到峰值荷载时，墙体SN-21-0 的钢筋应变、墙体BG-21-0 的BFRP 筋应变和墙体GG-21-0 的BFRP 格栅应变分别为-1 685με，-2 407με和-2 356με。这表明轴压墙体达到峰值荷载时，钢筋基本上达到受压屈服，而BFRP 筋和BFRP 格栅的强度发挥程度较低，应变仅为各自极限应变的12.2%和9.9%。2) 随着面外偏心距增大，受拉侧BFRP格栅的应变从受压转为受拉，BFRP格栅的最大拉应变为3 353με，仅约为其极限拉应变的16.9%。

图12 增强材料的应变随荷载的变化Fig.12 Variations of reinforcement material strain with load

以2 100 mm高的墙体为例，分析各墙体h/2处连接件中间顶面和底面的应变εcon随荷载N的变化，见图13。从图13 可以看出：1)轴压墙体和小偏压墙体在达到峰值荷载的90%之前，连接件的应变基本上都很小，在200με以内；在临近峰值荷载之后，连接件的应变会显著增大。2)面外偏心距为90 mm 的大偏压墙体GG-21-90 在约达到峰值荷载的50%时，连接件的应变从较小值突然增大至接近400με，之后连接件的应变又突然降低，可能是由于连接件和混凝土间发生了滑移。3)钢筋混凝土三明治轴压墙SN-21-0的连接件顶面和底面的荷载-应变曲线初期基本相同，均为拉应变，直至临近峰值荷载时才出现明显分离。对于其他墙体，连接件顶面和底面的荷载-应变曲线在加载初期就表现出一定分离，其中偏压墙体的2 条荷载-应变发展曲线的分离更为明显。顶面和底面的荷载-应变曲线不一致，出现分离，甚至一个受压、另一个受拉，表明连接件除承受拉力或压力外，还承受一定的弯矩作用。连接件的这一受力状态，对于轴压墙体是由2个叶板材料不均匀、叶板的局部屈曲所致；对于偏压墙体，则主要是由2个叶板的应力状态、压弯刚度和曲率不同所致。

图13 连接件的应变随荷载的变化Fig.13 Variations of connector strain with load

3 承载指标计算

受压试验墙体的上下压梁实际上可对应于结构中楼盖处的边框梁，其与2个叶板整体浇筑，可大幅提高混凝土三明治墙的整体性；墙体在受压时，上下压梁可与连接件一起使墙体的2个叶板能较好地协调变形。因此，混凝土三明治墙的轴压承载力、偏压承载力和稳定性验算可参照GB50010—2010“混凝土结构设计规范”[16]和JGJ 3—2010“高层建筑混凝土结构技术规程”[11]中实心构件的方法计算。当与试件的实测承载力进行对比时，各计算式的材料强度应取实测值；当进行实际工程设计时，各计算式的材料强度应取设计值。

3.1 轴压承载力

混凝土三明治墙的轴压承载力Nu0计算式[16]如下：

式中：φ为钢筋混凝土轴心受压构件的稳定系数，本文不同墙体的长细比分别为33.9和52.0(见表1)，根据文献[16]可得对应的φ分别为0.983和0.891；fc为混凝土的棱柱体抗压强度，考虑构件强度和试块强度的差异，普通混凝土和地聚物混凝土分别取表2 中实测结果的88%和80%(注：TRAN 等[17]建议地聚物混凝土的fc取实测结果的70%)；A为构件截面面积；fy′为钢筋的受压屈服强度；As′为受压钢筋的截面面积。对于BFRP 筋和BFRP 格栅增强地聚物混凝土三明治墙而言，由于BFRP 筋和BFRP格栅的弹性模量分别为地聚物混凝土弹性模量的2.17 倍和2.63 倍，考虑到增强材料的配筋率通常较小，因此按式(1)计算时，可取As′=0；η为承载力降低系数，结合试验结果，建议按下式计算：

根据式(1)～(2)计算得到的混凝土三明治墙的轴压承载力与试验所得轴压承载力的对比见表4。从表4 可以看出：计算得到的轴压承载力与试验值总体上吻合较好；式(1)所得计算结果具有一定的可靠性，可用于三明治混凝土墙的轴压承载力计算。

表4 轴压承载力计算值与试验值对比Table 4 Comparison between calculated and measured axial bearing capacity

3.2 墙体稳定性验算

根据文献[11]中的实心墙稳定性验算的方法，墙体验算时考虑混凝土材料的弹塑性、荷载的长期性以及荷载偏心距等因素的综合影响，墙顶承受的竖向荷载取压杆欧拉临界荷载的1/8，因此，混凝土三明治墙受压稳定时的临界力Ncr可通过下式计算：

式中：b为三明治墙的面宽；Ec为混凝土的弹性模量；β为墙肢计算长度系数，可根据文献[11]取值，对于单面独立墙肢，取1.0；h1为墙肢所在楼层的层高。对于本文试验的墙体，(βh1)取上下铰之间的距离，即2 240 mm或3 440 mm。

按式(3)算得到各墙体的稳定临界力Ncr并将其与实测受压承载力Nu进行对比，见表5。从表5可以看出：1)按规范公式计算得到的临界荷载均小于墙体的实测轴压承载力，这表明按我国规范公式计算的轴压稳定荷载具有较高的安全性。2)墙体GG-33-90 的破坏特征呈失稳破坏，但其实测稳定承载力远小于式(3)的计算结果。这表明规范的稳定性验算公式虽然近似考虑了荷载面外偏心的影响，但并不适用于高度较高、面外偏心距较大的墙体。

表5 稳定临界力与受压承载力的对比Table 5 Comparison between critical load with compression bearing capacity

3.3 偏压承载力

对现有的采用平截面假定、条带法、虚梁法和增量有限元格式的钢筋混凝土构件受压承载力计算程序[18]进行简单修改，如设定保温层所对应的单元面积为0、输入地聚物混凝土和BFRP 格栅的材料特性等，即可简化计算混凝土三明治墙的偏压承载力。地聚物混凝土的单轴应力-应变关系采用Hognestad 式，其圆柱体抗压强度fc′为29.63 MPa，峰值应变采用文献[19]中的针对地聚物混凝土的公式计算，其值为0.002 193，极限压应变取0.003 8。BFRP 格栅的应力-应变关系模型采用线弹性模型，其弹性模量、极限强度采用试验实测值。沿墙厚等分为80 层条带，其中叶板和保温层的条带分别为30层和20层。虚梁法中，柱沿高度划分为相等的16 个小段。数值程序计算得到的混凝土三明治保温墙的偏压承载力与试验得到的的对比见表6。

表6 偏压承载力计算值与试验值的对比Table 6 Comparison between calculated and measured eccentric bearing capacity

从表6可以看出：1)基于平截面假定和条带法近似计算混凝土三明治墙的偏压承载力，对小偏压墙体有较高的精度，而对大偏压墙体的计算精度有待进一步提高。2)小偏压墙体的承载力计算值略大于实测值，特别是当墙体较高时二者差值较大，这是三明治墙体叶板的局部弯曲变形所致。3)大偏压墙体的承载力计算值反而显著小于实测值，这不仅与面外偏心距较大时承载力本身较小、离散性和偶然因素的影响增大有关，还可能是因为偏心距较大时混凝土2个叶板更容易相互疏远导致刚度增大，同时曲率较大时混凝土抗压强度有一定提高。

4 结论

1)随着面外荷载偏心距增大，一字形地聚物混凝土三明治墙体会依次呈轴压破坏、小偏压破坏和类大偏压破坏等脆性破坏特征，长细比和面外偏心距较大时，墙体还会发生失稳破坏。混凝土应变沿厚度方向分布的偏离程度也会随面外偏心距增大而增大。钢筋混凝土三明治墙的轴压承载性能优于BFRP 筋/格栅增强地聚物混凝土三明治墙的轴压性能，BFRP格栅增强地聚物混凝土三明治墙的轴压力学特性与BFRP筋的类似。

2)试验用的六角筒连接件具有较好的拉结作用，可使混凝土三明治墙的2个叶板在水平方向协调变形。

3)本文所提混凝土墙体的轴压承载力和稳定临界力修正公式可以应用于普通混凝土以及地聚物混凝土三明治墙体的轴压承载力设计和稳定性验算。BFRP格栅增强地聚物混凝土三明治墙在面外小偏压作用下的承载力可采用平截面假定法进行计算，但在面外大偏压作用下承载力的计算方法还有待进一步研究。