改性硅质轻型复合墙板抗弯性能试验研究

王松岩赵树峰焦红吴春靖

(1.山东建筑大学 土木工程学院，山东 济南 250101；2.济南金科骏耀房地产开发有限公司，山东 济南 250101)

0 引言

改性硅质轻型复合墙板(以下简称改性墙板)是由发泡水泥芯材、砂浆层以及砂浆层内的钢丝网3 种材料复合成型的轻质墙板，是在普通硅质轻型复合墙板(以下简称普通墙板)的基础上将砂浆层内的耐碱玻纤网替换成了钢丝网以达到增强墙板的各项性能的目的。其具有轻质、高强、保温、隔热、抗震、环保等特点，主要用于建筑非承重墙体[1-4]，在实际施工中得到了广泛的应用。

人们对于节能环保要求和劳务成本的不断提高，为装配式建筑带来了难得的发展机遇[5-10]。目前在基础理论方面，学者们对复合墙板展开了相关的研究。SALGADO 等[11]试验研究了纤维增强复合材料和蒸压加气混凝土芯层夹芯板的弯曲性能，得到了在夹层结构中，复合材料的辅助可使蒸压加气混凝土板拥有更好的延性。AHMAD 等[12]分析了发泡聚苯乙烯钢筋混凝土夹芯板在轴向和面内剪切载荷作用下的结构性能，得到了裂纹的破坏模式、裂纹扩展、轴向极限承载力和面内剪切强度及应力-应变曲线。张国伟等[13]将高效保温材料内置于普通加气混凝土板，形成复合板并进行抗弯试验，得到了复合板的开裂弯矩比普通板有所提高、复合板的跨中挠度随内置保温材料厚度的增加而增大的结论。李清海等[14]对采用不同配筋率的钢丝网片增强混凝土外挂墙板进行抗弯试验，得到了墙板的比例极限强度、破坏强度及其对应挠度均随配筋率的增加呈线性增加趋势的结论。潘毅等[15]研究了碳纤维增强复合网格加固钢筋混凝土梁的抗弯性能，得到了碳纤维增强复合网格对梁的抗弯加固效果明显的结论，改良了既有的抗弯承载力计算模型，发现理论计算值与试验值吻合较好。

综上所述，对复合墙板的改性研究主要集中于改变墙板的复合方式和添加增强材料两方面。其中，采用钢丝网作为增强材料复合墙板的研究有待完善；并且目前通过改变复合层数来提高复合墙板抗弯性能的相关研究较少。墙板应用于高层建筑时，受水平风荷载影响较大，易出现受弯破坏。在此基础上，文章对改性墙板进行抗弯性能研究，分析其受弯时的破坏机理，同时与普通型墙板进行对比，建立改良计算模型，为墙板的应用提供理论依据。

1 墙板抗弯性能试验概况

1.1 墙板设计

试验中共设计了14 块墙板进行抗弯性能试验，这些墙板分为7 组，其中2 组为普通型墙板、5 组为改性墙板。墙板的平面尺寸为4 200 mm×600 mm、厚度为200 mm。墙板设计时，考虑了墙板复合方式的不同，其普通型墙板的芯材分为1 层(砂浆层-芯材-砂浆层，Ordinary wallboard，OW 型)和3 层(砂浆层-芯材-砂浆-层芯材-砂浆层-层芯材-砂浆层，Multilayer wallboard，MW 型)两种复合方式，改性墙板的芯材分为1 层(砂浆层-芯材-砂浆层，Modification ordinary wallboard，MOW 型)、3 层(砂浆层-芯材-砂浆层-芯材-砂浆层-芯材-砂浆层，Modification multilayer wallboard， MMW 型， 包含MMW1、MMW2、MMW3)和4 层(砂浆层-芯材-砂浆层-芯材-砂浆层-芯材-砂浆层-芯材-砂浆层，包含MMW4)3 种复合方式。墙板的具体设计参数详见表1，类型如图1 所示，其中b为墙板宽度，h为墙板厚度。

表1 改性和普通型墙板参数表

图1 改性型墙板类型截面示意图

墙板浇筑时，留取标准材性试块在相同环境下养护。试验开始前，测定发泡水泥芯材、砂浆标准试块、耐碱玻纤网以及钢丝网的力学性能，各项性能指标见表2。

表2 材料基本力学性能表

1.2 测点布置

根据GB 15762—2008《蒸压加气混凝土板》[16]要求，在板跨中位置的侧面布置5 个间距均等的应变测点，在板面跨中位置布置3 个间距均等的应变测点，共设9 个；在板底跨中和1/4 位置以及板面支座处布置相应的位移计，并将其固定在铁支架上，共设4 个。试验研究改性墙板的抗弯性能，在均布荷载作用下测试墙板的位移、应变、开裂荷载和极限承载力等。试验中具体测点位置如图2 所示。试验过程采用TST3826E 动态应变测量系统对应变片和位移计进行数据采集。

图2 试验装置和应变片布置图/mm

1.3 加载制度

墙板一端采用固定铰支座，另一端采用滚动铰支座，为确保施加荷载的均匀性，在铺设红砖前进行称重。试验中采用的加载制度按照GB/T 23451—2009《建筑用轻质隔墙条板》[17]执行:空载静置2 min，按照≥5 级施加荷载，每级荷载取墙板自重的15%；用红砖堆荷的方式从两端到中间均匀加荷，堆长相等，间隙均匀，堆宽与板宽相同，每级持荷时间为5 min。

2 试验现象与分析

采用数理统计的方法，分析各组试验数据及现象，描述其中具有代表性的墙板，其中OW、MOW 和MMW 型墙板试验破坏现象相似，以墙板MMW1 型为例，改性墙板自开始加载直至发生弯曲破坏的整个过程为:墙板在自重的情况下，初始挠度为0；当荷载加至第3 级荷载时，在墙板侧面的跨中附近出现首条竖向裂缝，此裂缝靠近板底且有向板底延伸的趋势，取上一级荷载，即2.84 kPa 为开裂荷载，开裂时跨中挠度为1.56 mm；当荷载加至3.68 kPa时，在首条裂缝两侧出现4 条新增裂缝，且其中的2 条裂缝已经延伸至板底，首条裂缝也继续向两侧延伸，此时跨中挠度为7.66 mm；随着荷载的继续增加，在板的1/4～3/4 处出现新的裂缝，并且原有裂缝不断加宽，并向板底延伸，直至在板底出现多条贯通裂缝；最终荷载加至第10 级荷载，墙板出现响声，底部砂浆内的钢丝被拉断，墙板发生断裂，顶面砂浆层无明显压溃现象，取上一级荷载，即6.02 kPa 为极限荷载，破坏时跨中挠度为48.32 mm，其裂缝分布如图3 所示。

图3 不同墙板裂缝发展情况图

以MW-2 型为例，MW 型墙板自开始加载直至发生弯剪破坏的整个过程为:墙板在自重的情况下，初始挠度为0；当荷载加至第2 级荷载时，在板侧面的跨中附近出现首条较短的竖向裂缝，取上一级荷载，即2.15 kPa 为开裂荷载，跨中挠度为0.44 mm；当荷载加至3 kPa 时，在首条裂缝的两侧出现5 条新增裂缝，新出的裂缝有竖向延伸的趋势，首条裂缝有斜向延伸的趋势，跨中挠度为3.89 mm，随着荷载的继续增加，在板的1/4 ～3/4 处出现新的裂缝，原有裂缝向板底延伸，宽度激增并发展为斜裂缝，下部砂浆面层开始出现与墙板主体剥离的裂缝；最终加载至第10 级荷载，墙板出现响声，底部砂浆内的耐碱玻纤网断裂，顶面砂浆层无明显压溃现象，取上一级荷载，即6.09 kPa 为极限荷载，跨中挠度为69.87 mm，其裂缝分布如图4 所示。

图4 MW 型墙板裂缝发展情况图

普通型墙板具有两种破坏模式，即OW 型墙板的弯曲破坏和MW 型墙板的弯剪破坏；改性墙板的破坏模式以弯曲破坏为主，MOW 型和MMW 型墙板的破坏模式均为弯曲破坏。墙板在破坏的过程中，裂缝主要集中在板的1/4 ～3/4 处，支座处基本无裂缝的产生；墙板在破坏过程中，裂缝发展丰满，跨中挠度变化明显，且断裂面均发生在跨中。墙板的各个破坏模式图如图5 所示。

图5 墙板的破坏模式图

3 试验结果与分析

3.1 特征荷载及分析

墙板在均布荷载的作用下，均经历了未裂、裂缝和破坏阶段。但由于墙板的复合方式不同，导致不同类型的墙板在每个阶段所表现的性能存在一定的差异。试验的加载结果见表3。

表3 墙板加载结果(平均值)表

分析表3 中的数据可知，在开裂荷载方面，改性墙板MOW 型和MMW 型比普通墙板OW 型和MW型分别提高了20.71%和29.44%，说明在墙板复合方式不变的情况下，将耐碱玻纤网换成钢丝网，使墙板的初始刚度增大、墙板的开裂荷载显著提高。MMW1 型墙板比MOW 型墙板的提高了25.0%，MW型比OW 型墙板的提高了16.57%，说明在增强材料不变的情况下，改变复合方式，使墙板的惯性矩增大，墙板的开裂荷载显著提高。

在极限荷载方面，改性墙板MOW 型和MMW型比普通墙板OW 型和MW 型分别提高了2.36%和4.65%，说明在复合方式相同的条件下，将玻纤网换成钢丝网，墙板的极限承荷载提升不明显，原因在于墙板破坏时二者提供的极限拉力相差较小。MMW1型墙板比MOW 型墙板提高了5.2%，MW 型比OW型墙板提高了16.7%，说明相同的增强材料条件下，改变墙板的复合方式，不能显著提升改性墙板的极限承载力，原因在于多层墙板破坏时，中间层钢丝网提供的拉力较小，而玻纤网变形较大，在墙板破坏时中间层玻纤网能够有效地提供抗拉强度。在MMW型墙板的对比中，极限荷载没有明显的差异，说明在多层复合方式条件下，改变芯材厚度，或者继续增加芯材层数，不能有效提高墙板的极限荷载，原因在于中间层钢丝网位置的改变，对极限荷载无显著影响。

3.2 墙板荷载-跨中挠度曲线分析

改性型和普通型墙板抗弯试验过程中，采集的均布荷载(包含墙板自重)和跨中挠度对应的荷载-跨中挠度曲线如图6 所示。

图6 各组墙板抗弯试验荷载-跨中曲线对比图

在试验加载初期，荷载-位移曲线近似直线，这时改性型和普通型墙板处于弹性阶段，芯材和砂浆组合良好，此时墙板的刚度由砂浆和增强材料提供，钢丝网代替耐碱玻纤网或改变复合方式后，墙板的整体刚度变大，所测得的开裂荷载增大(见表3)；墙板开裂后，芯材与砂浆协同工作性能受到影响，曲线出现拐点；随着荷载的继续增加，墙板裂缝不断增加，曲线斜率逐渐减小，墙板整体刚度变小，墙板的挠度随荷载增大呈非线性变化，墙板进入弹塑性阶段；在破坏阶段，下部砂浆层内增强材料达到屈服，墙板挠度急剧增大，墙板达到极限状态，停止加载。

由图6(c)和(e)所示，墙板复合方式相同，增强材料不同。弹性阶段内钢丝网墙板的曲线斜率大于耐碱玻纤网墙板的曲线斜率，说明钢丝网代替耐碱玻纤网可以提高墙板的初始刚度。由图6(a)和(d)所示，墙板的增强材料相同，复合方式不同。在弹性阶段内多层芯材墙板的斜率大于单层芯材墙板的曲线斜率，说明改变复合方式可以提高墙板的初始刚度。

3.3 墙板荷载-应变曲线分析

由于墙板开裂导致应变片的底面出现部分裂缝，应变片将提前退出工作，所以只分析砂浆面层在开裂之前的数据，荷载-应变曲线如图7 所示。

图7 改性和普通型墙板砂浆面层应变曲线图

墙板开裂前，随着荷载的增加，其砂浆面层应变呈线性增长趋势。各组墙板拉、压应变基本对称，这表明墙板两侧砂浆面层的应变变形基本协调，截面的中性轴稳定在墙板截面中间，墙板整体展现出稳定的完全组合工作状态。这样的组合工作状态，意味着采用开裂理论分析时，可把试验中的墙板视为一个整体进行计算。

4 墙板承载力理论计算

4.1 开裂弯矩理论值计算

改性墙板开裂前处于弹性阶段，根据以下基本假定对其进行开裂弯矩的计算:(1)平截面假定；(2)墙板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fmt作为砂浆层的开裂极限应力。

开裂弯矩的理论值计算参考混凝土受弯墙板的计算方法[18]。改性墙板的截面形状为回字型，由于遵循平截面假定，受拉和受压侧的钢丝网与芯材的应变和相邻的砂浆应变相等，在不改变抗弯惯性矩的情况下，将受拉压侧的钢丝网与芯材等效成砂浆，把截面换算成“工”字型，进而使用材料力学公式对其进行开裂弯矩计算，截面换算模型如图8 所示。

图8 改性墙板的截面换算图

钢丝网和芯材等效成砂浆截面的过程分别由式(1)～(4)表示为

式中Es为钢丝网弹性模量，MPa；Ec为砂浆弹性模量，MPa；Eb为芯材弹性模量，MPa；Asc、A′sc分别为换算成砂浆后受拉、受压钢筋的面积，mm2；As为换算前受拉侧和受压侧的配筋面积，mm2；Ascf为换算成砂浆后芯材的面积，mm2；Asw为换算前芯材的面积，mm2；x为钢丝网换算成砂浆后宽度的一半，mm；d为钢丝网的直径，mm；hw为芯材的厚度，mm；xw为芯材换算成砂浆后的宽度，mm。

换算截面后单层芯材墙板的惯性矩由式(5)表示为

式中b为改性墙板的宽度，mm；h为改性墙板的厚度，mm；bw为换算成砂浆后芯材和两侧砂浆总厚度，mm；t1为外层砂浆的厚度，mm。换算截面后多层芯材墙板的惯性矩由式(6)表示为

式中t2为中间层砂浆的厚度，mm。

开裂弯矩Mcr由式(7)表示为

式中fmt为砂浆抗拉强度，N/mm2。将表2 中材料的基本力学性能参数代入式(7)，得到开裂荷载理论值与试验值，两者对比见表4，结果表明二者吻合较好，进一步验证了上述改性墙板理论弯矩计算试验模型的正确性。

表4 开裂荷载理论值与试验值的对比表

4.2 极限承载力理论值计算

由试验现象可知，改性墙板的破坏过程为:裂缝发展，下部砂浆退出工作，拉力由钢丝网承担。受压区砂浆未达到极限压应变，受拉钢丝网达到抗拉强度而发生断裂破坏，中和轴上移，墙板发生破坏，MOW 型墙板截面如图9(a)所示，其应变分布如图9(b)所示。受压区砂浆的应力简图采用矩形形式，如图9(c)所示。

图9 MOW 型墙板极限承载力计算简图

在进行极限承载力计算时，作出如下假设:

(1)符合平截面假定；

(2)对于下部耐碱玻纤网，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)忽略受压区钢丝网的抗压作用。

墙板截面的受力情况可分解为:受压区砂浆合力Cm、受压区钢丝网合力Tc以及受拉区钢丝网合力Ts。根据力的平衡条件，可以建立如下平衡方程，由式(8)～(13)表示为

式中Cm和Tc分别为受压混凝土和受压钢丝网所受压力，N；Ts为受拉钢丝网所受拉力，N；Em为砂浆弹性模量，MPa；εcm为受压砂浆应变；b为改性墙板的宽度，mm；x为受压区高度，mm；εsc为受压钢丝网应变；Es为钢丝网弹性模量，MPa；Aa和A′a分别为受拉钢丝网和受压钢丝网的截面面积，mm2；fy为钢丝网的抗拉强度设计值，MPa；εs为钢丝网极限拉应变，取εs＝0.006；h为改性墙板的高度，mm；t1为外层砂浆的厚度，mm。

综上，联立式(8)～(13)可得受压区高度x，此时受压区高度应符合条件x≤t1；若x＞t1，取x＝t1。

根据弯矩平衡方程，得出极限弯矩Mu，由式(14)表示为

由表3 的数据可知，对于改性墙板，单层芯材和多层芯材的极限承载力相差较小，因此可将单层芯材的极限承载力乘以放大系数β，取β＝1.05，此时可以近似得到MMW1 型墙板的极限弯矩Mmu，由式(15)表示为

5 结论

对改性墙板的抗弯性能开展了试验研究，分析了增强材料、复合方式和增强材料与中和轴之间的距离对改性墙板抗弯性能的影响，主要得到以下结论:

(1)增强材料或复合方式的改变，均使墙板的刚度和开裂荷载得到有效提高；改变增强材料距中和轴的距离对刚度和开裂承载力的影响不明显，为便于墙板工业化生产，建议选用三层芯材改性墙板。

(2)单层芯材普通墙板、单层和三层芯材改性墙板的破坏模式均为弯曲破坏，而三层芯材普通墙板的破坏模式为弯剪破坏。墙板开裂以后，三层芯材普通墙板极限承载力主要取决于耐碱玻纤网的拉力，由于耐碱玻纤网变形过大，墙板在受力过程中芯材和砂浆层之间产生滑移，最终造成弯剪破坏；改性墙板的钢丝网变形较小，发生弯曲破坏。

(3)改性墙板开裂前，刚度大、挠度小，芯材、砂浆和增强材料组合良好，采用强度控制开裂承载力比较合理，考虑发泡水泥芯材的抗弯刚度，根据混凝土受弯理论得到开裂承载力计算公式，理论计算值与试验值吻合较好；墙板开裂后，弯曲挠度明显，极限承载力主要取决于钢丝网的抗拉强度，根据抗弯理论得到极限承载力计算公式，理论值与试验值吻合较好。