轻质混凝土装配式建筑结构梁力学性能试验分析

2024-01-19安徽省蒙城建筑工业中等专业学校安徽亳州233500

安徽建筑 2024年1期

崔强（安徽省蒙城建筑工业中等专业学校，安徽亳州 233500）

1 引言

因此，本研究以C40 混凝土配合比为基础，采用轻质陶粒或泡沫材料替代普通粗骨料，得到C40 轻质混凝土配合比，并制作了陶粒混凝土梁和泡沫混凝土梁。此外，通过三点弯曲试验，进一步探讨了轻质混凝土梁和普通混凝土梁在正常使用条件下的力学性能。本文的研究成果将有助于进一步了解轻质混凝土的力学性能，促进轻质混凝土的结构应用。

2 试验方法及材料

2.1 试验材料

在实验过程中，采用52.5R 水泥制作轻质混凝土，矿粉采用活性指数大于95%的S95 矿渣粉，细骨料采用粒径小于2.36mm 的河砂，粗骨料采用体积密度为1520kg/cm3、粒径小于15mm 的碎石。此外，还采用了密度为618kg/m3、强度为1.8MPa、粒径为8～15mm 的陶粒和高效水泥泡沫剂。本文中，试件纵向受力钢筋和箍筋的类型分别为HRB500 和HPB300。这些钢筋的力学性能如表1所示。

表1 钢筋的力学性能（单位：MPa）

根据规范要求[3]，设定混凝土强度为C40，标准试件的28d 抗压强度不低于 40.00MPa，抗折强度不低于4.40MPa。经过各种试验和测试，制备了28d抗压强度为41.00MPa、抗折强度为6.62MPa 的轻质陶粒混凝土，以及28d 抗压强度为41.40MPa、抗折强度为12.97MPa 的泡沫混凝土。混凝土混合比如表2 所示。普通混凝土、泡沐混凝土和陶粒混凝土的密度分别为2480kg/m3、1900kg/m3和2000kg/m3。与普通混凝土的密度相比，这两种轻质混凝土的密度分别降低了23.4%和19.4%。

表2 混凝土配合比（单位：kg）

2.2 试验设计

考虑到T 型梁具有较高的抗弯和抗剪能力，试验梁的截面设计为T 型截面。实验中共设计制作了5 个简支梁构件，包括1 个素混凝土梁-C、2 个陶粒混凝土梁-CC1 和CC2（CC1 和CC2 为平行样品）以及2 个泡沫混凝土梁-FC1 和FC2（FC1 和FC2 为平行样品）。由于跨中弯矩在整个梁中是最大的，拉伸区的混凝土裂缝在整个梁中是最严重的，速度也是最快的，且由于连接在中跨上的应变片容易断裂，因此将其粘在右边1/4的梁上。

设定混凝土保护层的厚度为30mm。根据规范标准要求，受拉钢筋的最小配筋率为0.2%，受压钢筋的配筋率不应该超过2.5%。在本文中，拉伸钢筋的配筋率为1.9%，压缩钢筋的配筋率为0.4%。梁的测量点和配筋见图1。

图1 梁测量点的布置和钢筋位置

3 试验现象

泡沫混凝土和普通混凝土在整个荷载下的变形特性相似。当荷载达到约100kN 时，在梁中附近的区域发现1～3条垂直裂缝。随着载荷的增加，垂直裂纹继续增加并沿高度方向延伸，中性轴向上移动[4]。随着载荷的继续，梁的两端开始出现单个斜裂纹，梁的挠度显著增加。继续增加荷载时，梁两端的裂纹数量呈上升趋势。当陶粒混凝土梁加载到80kN时，跨度中间出现第一个垂直裂缝，并听到混凝土裂缝的“咔哒”声。随着连续荷载，可以发现裂缝数量多于普通混凝土梁，裂缝发展更快。重新加载时，沿支撑到加载点的斜裂纹逐渐形成。如图2 所示，当载荷达到约225kN 时，试样突然断裂，表现出明显的剪切脆性破坏特征。

图2 陶粒混凝土梁的破坏

4 试验结果

4.1 荷载-挠度

图3为试件的荷载-挠度曲线。可以发现，在加载的初始阶段，各混凝土梁的挠度随着荷载的增加而线性增加。随着荷载的增加，梁逐渐开裂，素混凝土和泡沐混凝土的荷载挠度曲线逐渐偏离直线，梁的刚度下降。陶粒混凝土两根梁的荷载挠度数据是不连续的，强度明显低于普通混凝土。由于陶粒的密度（约600kg/cm3）比水泥浆的密度（约1500kg/cm3）小得多，陶粒在混凝土凝固过程中容易上浮，导致陶粒在混凝土中分布不均匀。且混凝土中陶粒的不均匀分布、陶粒强度的离散性以及陶粒界面结合的复杂性和随机性，都可能导致CC1和CC2载荷挠度数据的明显差异。

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图3 试样荷载-挠度曲线

4.2 梁变形计算

在荷载作用下，梁构件的截面弯矩沿轴线变化，相应截面的平均刚度或曲率变化复杂，这是准确计算钢筋混凝土构件变形的主要原因。梁的变形计算主要采用直接双线性法、有效惯性法、曲率积分法等。例如，《混凝土结构设计》（GB 50010-2002）采用了直接双线性方法来计算允许裂缝构件的短期刚度。本文考虑到钢筋混凝土梁的非线性变形，采用虚拟工作原理来计算挠度。

4.2.1 虚功原理假设

①平均应变分布符合平面截面假设，即截面的平均应变沿高度线性分布。

②纵向张拉钢筋和混凝土之间没有粘结滑移。纵向钢筋的应力-应变采用理想的弹塑性模型，表达式为：

式中，σs是钢筋应力；Es是钢筋弹性模量；εy是钢筋屈服应变；fy是钢筋屈服强度的设计值。

③参考相关规范选择普通混凝土、陶粒混凝土和泡沫混凝土的本构模型，不考虑混凝土的拉伸效果。普通混凝土本构模型采用我国相关标准推荐的公式，其表述为：

式中，σc是混凝土应力；fc是混凝土抗压强度的设计值；ε0是混凝土抗压应力达到fc时的混凝土抗压应变；εcu是正截面混凝土的极限抗压应变；n是系数。本文中，C40 混凝土的ε0、εcu和n分别为0.002、0.0033和2.0。

将公式（1）和公式（2）相结合，可得到虚功原理公式：

式中，Δ 是挠度；M是虚拟梁上单位荷载的弯矩；Mp是截面的弯矩；E 是钢筋混凝土的弹性模量；I是截面的有效惯性矩。

从公式（1）、公式（2）中可以得到曲率与弯矩的关系，然后根据公式（3）中的虚功原理计算梁的挠度。其中，具体参数为M=200kPa，Mp=100、200kPa，E=49kPa，I=2.6m4。因此，本文基于虚功原理将具体参数代入到公式（3）中计算各梁的理论挠度。计算结果如表3 所示。

表3 理论挠度（单位：mm）

由表3 可知，经虚功原理计算得到的挠度值与实测挠度值存在一定偏差，但泡沐混凝土误差值较小，陶粒混凝土误差值偏大。主要原因为泡沐混凝土在外荷载作用下可吸收一定能量，减少挠度的变化，而陶粒混凝土由于陶粒硬度较大，在外荷载作用下，容易发生脆性破坏，因此导致理论挠度与实测挠度存在一定偏差，但误差值在合理范围内。进一步说明本文通过虚功原理计算得到的挠度值是切实可行的。

4.2.2 应变沿截面高度变化

为了进一步验证陶粒混凝土是否满足虚功原理假设，本试验利用粘贴在陶粒混凝土梁侧面的应变计测量了梁在不同荷载作用下的混凝土应变，从而得到截面的平均应变分布曲线。从曲线中可以找到符合普通截面假设的程度。图4为陶粒混凝土截面的应变分布，其中150kN 处的应变点和47mm 的截面高度由于应变计的故障而无法收集数据。此外，本文的数据采用虚线连接。在较低载荷（50kN，100kN）下，梁横截面的应变分布在弹性阶段基本上是直的。随着载荷的增加，当荷载达到150kN 时，截面应变开始偏离直线。截面应变远离直线。同时可以观察截面越高，应力越大，随着截面高度降低，应变逐渐减少，说明陶粒的掺入可以有效降低混凝土应力，减少混凝土梁在荷载作用下的损伤。

图4 陶粒混凝土应变沿截面高度分布

4.3 弯曲刚度

从图5 中可以看出，随着荷载的增加，泡沫混凝土和普通混凝土的弯曲刚度逐渐降低。由于陶粒强度不均匀、陶粒在梁中的分布不均匀、以及陶粒界面和胶体材料组合的复杂性和随机性，陶粒混凝土梁具有相对较大的离散性。因此，其弯曲刚度随着载荷的增加而波动很大。通过陶粒混凝土梁的刚度趋势线，可以较好地观察到刚度的整体变化趋势，说明随着荷载的增加，刚度的整体趋势是下降的。陶粒混凝土梁的挠度在100kN 时迅速下降，刚度也直线下降。原因是陶粒混凝土在预载时有一些轻微的裂缝。在整个使用期内，泡沫混凝土的弯曲刚度会随着载荷的增加而降低。当梁达到正常使用极限时，泡沫混凝土梁的弯曲刚度变化约为10%，其密度比普通混凝土轻约23.4%，证明它是一种非常好的轻质混凝土。而陶粒混凝土的材料特性和不均匀分布对试验结果有较大影响，因此需要进一步研究。

图5 弯曲刚度

4.4 失效分析

延展性常被用来表示结构抵抗非弹性行为的能力。基于以往的文献，有多种计算模型用于计算位移延性系数。Park 模式是计算延性系数的常用模型，它是失效点位移与屈服点位移的比率。通过参考Park 模型和梁的服役极限要求，本文将位移系数（μ）定义为梁的服役位移值（Δu）与相应的等效弹塑性屈服点位移（Δy）的比率，如公式（4）所示。为了比较轻质混凝土梁和普通混凝土梁的延性，相对延性比ur被进一步定义为公式（5）。

式中，μl和μp分别代表轻质混凝土梁和普通混凝土梁的延性系数。

将混凝土梁相关参数（μl=4.6，μp=5.7）代入公式（5）中，即可得到这两种轻质混凝土梁的相对延性比的平均值结果，如表4 所示。与素混凝土梁相比，泡沫混凝土梁的延性是素混凝土梁延性的1.13 倍，表明泡沫混凝土梁具有较高的延性。但是，陶粒混凝土梁的延性略低于素混凝土梁，这说明用陶粒代替粗骨料会降低梁的质量，但会导致梁的延性降低。在实验中，泡沫混凝土梁由于挠度达到使用极限而失效，而陶粒混凝土梁随着剪切裂缝的发展突然断裂。陶粒混凝土在225kN 时遭受脆性剪切破坏，表明其承载能力明显低于普通混凝土。普通混凝土中粗骨料的强度高于水泥基石和粗骨料之间的界面强度，所以混凝土的破坏一般从界面开始。但是，陶粒的强度相对低于水泥基石和界面的强度，所以陶粒混凝土梁的破坏是由陶粒混凝土梁的粗集料开裂引起的，直到穿透整个斜截面。这些现象与其他学者提出的观点一致，即骨料强度是影响轻集料混凝土强度的主要因素。