面层强化型发泡陶瓷板平面外受力性能试验研究

曹万林,刘 策,刘思媛,杨兆源,刘亦斌,陈玉宝

(1. 北京工业大学 城市建设学部,北京 100124; 2. 内蒙古建能兴辉陶瓷有限公司,内蒙古 鄂尔多斯 017000)

0 引言

随着装配式建筑技术发展,具有抗震、抗风、抗火和保温等优势的一体化、多功能外围护墙板结构体系受到广泛关注[1]。发泡陶瓷是一种以工业固体废弃物(尾矿渣、粉煤灰、抛光渣)为原料,经高温发泡烧制成的高气孔率的闭孔陶瓷材料,具有轻质高强、保温隔热、环保耐腐蚀的特点。发泡陶瓷板制备过程中,可烧制成各类陶瓷光面的装饰面层,装饰面层的厚度通常为5 mm。发泡陶瓷为多孔结构,当表面不制备成光滑的陶瓷面时,与砂浆具有良好的黏结性能。发泡陶瓷板是制备保温围护一体化墙板的理想材料。

国内外学者对于发泡陶瓷材料进行了研究。FEMANDES等[2]利用碎玻璃以及粉煤灰等再生资源作为主要原料,以SiC为发泡剂制出微晶发泡玻璃,发现SiC影响其表观密度与抗压强度;VERESHAGIN等[3]以沸石为原料制备微晶发泡玻璃,结果表明,通过特定的原料配比,可以制备出强度1.6 MPa的微晶发泡玻璃。李伟光等[4]以尾矿以及废弃红泥为原料,研究了坯料化学成分组成、发泡剂掺量等对发泡陶瓷性能的影响,结果表明,通过特定的原料配比,可以制备出表观密度为992 kg/m3,抗压强度为24.1 MPa的满足建筑材料要求的发泡陶瓷材料。孙彤彤等[5]对发泡陶瓷保温板进行了力学性能和抗震性能试验,结果表明,发泡陶瓷板能够满足7度区的抗震设防要求。李奉阁等[6-8]对泡沫微晶玻璃砖砌体进行了轴心抗压、抗剪以及抗震性能试验,结果表明,泡沫微晶玻璃砖砌体力学性能良好,可以替代烧结黏土砖作为承重墙体使用。

随着国家对于装配式建筑的大力推广,外围护体系逐渐向围护保温装饰一体化方向发展。建筑外围护体系主要承受风荷载、地震以及偶然荷载作用,平面外受力性能是评价外围护体系的重要指标。李正农等[9]对国内外低矮建筑抗风问题的研究与应用进行了综述,论述了低矮建筑的体型对表面风压的影响。谢昭波等[10]研究了地震作用、结构层间变形和墙体面外加速度作用导致填充墙体破坏坠落的机制,通过拟静力试验研究不同面外加速度、不同层间位移角下墙体破坏坠落面积比并给出拟合公式。李砚波等[11]对混凝土夹心保温板抗弯性能进行了试验研究,分析了影响构件位移的因素,提出了均布荷载作用下的位移计算公式。李悦等[12]研究了轻质混凝土复合墙板与钢框架间采用减震节点连接的复合墙板钢框架结构的抗震性能,结果表明,轻质混凝土墙板提高了钢框架的抗震性能。曹万林等[13]提出一种轻钢-尾矿微晶发泡组合墙,并进行了平面外受力性能试验,结果表明,轻钢龙骨与发泡板有良好的平面外共同工作性能。王如伟等[14]提出了一种装配式轻钢框架-内保温复合墙结构,研究了不同洞口类型对于结构抗震性能的影响,结果表明,开洞类型显著影响结构的承载能力及变形能力,洞口的设置降低了试件的峰值荷载及位移。曹万林等[15]、边瑾靓等[16]对轻钢-尾矿微晶发泡板组合墙进行了轴压性能试验,结果表明,粉煤灰砌块与轻钢龙骨以及尾矿微晶发泡板共同工作性能好,可以显著提高组合墙抗压能力。董宏英等[17]进行了2层单跨轻钢框架外挂微晶发泡板足尺结构的振动台试验,结果表明,在8度罕遇地震下,轻钢框架与外挂微晶发泡板损伤较轻,结构整体具有良好的抗震性能。

由于发泡陶瓷属于脆性材料,如何在工程建设中合理应用,工程界十分关注。本文提出了一种面层强化型发泡陶瓷板,克服了发泡陶瓷脆性破坏的弊端,增强了平面外受力性能。面层强化型发泡陶瓷板由普通发泡陶瓷板面层复合高性能砂浆层而成,进行了不同设计参数的发泡陶瓷板及面层强化型发泡陶瓷板平面外受力性能试验,试件参数包括:发泡陶瓷板是否嵌入钢筋网,钢筋网分布间距以及嵌入深度;发泡陶瓷板是否复合高性能砂浆面层,复合高性能砂浆面层是单面复合还是双面复合。本文通过试验和有限元模拟,综合分析了各试件平面外受力性能,为工程应用提供参考。

1 试验概况

1.1 试件设计

设计制作了9个尺寸为长1200 mm、宽1200 mm、发泡陶瓷板厚80 mm试件,主要设计参数包括有无内嵌钢筋网,钢筋网内嵌深度,钢筋间距(配筋率)以及复合高性能砂浆面层是单面复合还是双面复合,各试件设计参数如表1所示。表1中:试件编号W代表无强化面层,D代表单面强化面层,DY代表单面强化面层且砂浆中设置钢丝网,SY代表双面强化面层且砂浆中设置钢丝网;第一个数字表示钢筋网嵌入发泡陶瓷板的深度,第二个数字表示钢筋分布间距。试件SY-40-200的设计如图1所示。

表1 试件设计参数

试件制作:除试件W-0-0外,其他试件的发泡陶瓷板开槽,在开槽处填充灌浆料并随即将钢筋网嵌入发泡陶瓷板开槽底部;对于试件D-40-200,发泡陶瓷板嵌入钢筋网后,在嵌入钢筋网的面层抹10 mm厚水泥砂浆层;对于试件DY-40-200,发泡陶瓷板嵌入钢筋网后,在开槽面抹5 mm厚水泥砂浆层并铺设钢丝网,然后在表面涂抹5 mm厚水泥砂浆,面层砂浆共计10 mm厚;对于试件SY-40-200,发泡陶瓷板嵌入钢筋网后,双面各抹5 mm厚水泥砂浆层,然后铺设钢丝网,再抹5 mm厚水泥砂浆,2个面层的砂浆厚度均为10 mm。试件SY-40-200制作过程如图2所示。

图2 试件SY-40-200制作过程

1.2 材料性能

发泡陶瓷板由内蒙古建能兴辉陶瓷有限公司制备,采用粉煤灰、炉膛渣和抛光渣等原料经高温焙烧发泡等工艺制成。进行了发泡陶瓷材料力学性能试验,发泡陶瓷立方体抗压性能试验如图3所示,劈裂抗拉性能试验如图4所示,抗弯性能试验如图5所示。实测发泡陶瓷的力学性能如表2所示。钢筋网采用直径为5 mm的冷拔带肋钢筋,其实测力学性能如表3所示。实测灌浆料及砂浆面层力学性能如表4所示。

表2 发泡陶瓷力学性能

表3 钢筋力学性能

图3 立方体抗压性能试验

图5 抗弯性能试验

表4 水泥基材料力学性能

1.3 加载装置及加载

试验在中国地震局工程力学研究所地震工程实验中心完成。以集中力加载方式加载,采用力-位移联合控制加载,试验开始采用力控制加载,每级加载0.5 kN,待板底出现贯通裂缝后转为位移控制加载,每级加载1 mm;每级稳定1 min,观察并记录试验现象;当试件承载力下降至峰值荷载的85%时,停止加载,结束试验。加载装置如图6所示。

图6 加载装置示意图

1.4 测点布置

在试件中心以及边缘跨中布置5个位移计(D1～D5),记录平面外变形;支座处布置4个位移计(D6～D9),记录支座沉降;试件底部粘贴应变片,以测量发泡陶瓷板受拉侧应变。应变测点布置如图7所示,位移测点布置如图8所示。

图7 试件应变片布置图 图8 位移计布置图

2 试验结果及分析

2.1 试件破坏特征

试件的破坏特征主要分为三类,无配筋试件脆性明显,试件碎裂;配筋无面层试件表现出弹塑性变形特征,裂缝开展充分,板上表面受压破坏;面层强化型试件,表现出较好的延性,面层限制裂缝开展,试件整体性好。

试件W-0-0为脆性破坏,达到极限承载力后板底裂缝开展,荷载陡降,开裂即坏,试件分成4块小板。破坏照片如图9所示。

图9 W-0-0破坏特征

试件W-40-150:加载至弹性极限荷载后,板底出现2条相互垂直的贯通裂缝;加载过程中,裂缝继续由板下表面向板上表面发展;到达极限荷载后,板上表面压坏,试件承载力下降显著。该试件的破坏特征及板下表面裂缝分布如图10所示,图10(b)中数字表示裂缝出现的顺序。

图10 试件W-40-150的破坏特征及裂缝分布

试件SY-40-200:随着荷载增大,板下表面裂缝宽度增加、裂缝发展贯通并在板侧面出现向板上表面发展的裂缝;加载至极限荷载时,发泡陶瓷板与砂浆面层开裂,砂浆面层剥落,由于变形过大试件破坏。该试件的破坏特征及裂缝分布如图11所示,图11(b)中数字表示裂缝出现的顺序。

图11 试件SY-40-200的破坏特征及裂缝分布

2.2 荷载-挠度曲线

试件W-0-0与试件W-20-200荷载-挠度曲线如图12(a)所示。试件W-20-200荷载-挠度曲线在弹性变形阶段后,有弹塑性变形阶段,试件延性较好。内嵌钢筋网可以有效约束裂缝开展,显著提高发泡陶瓷板平面外受力性能;钢筋网在试件出现裂缝后逐渐参与抗拉,进一步提高了试件的极限承载力;2个试件的初始刚度接近,表明发泡陶瓷板开槽后灌注灌浆料后的整体性与未开槽板材接近。

图12 荷载-挠度曲线

试件W-20-200、试件W-30-200、试件W-40-200的荷载-挠度曲线如图12(b)所示。随着试件嵌入钢筋网的深度增加,即钢筋网越靠近发泡陶瓷板中性轴位置,其极限承载力降低;3个试件的初始刚度和弹性极限荷载较为接近,表明发泡陶瓷板开槽深度对于试件初始刚度影响较小,内嵌钢筋网在弹性阶段发挥的作用不明显。但考虑到工程需求,发泡陶瓷墙板用于外围护墙体时,处于风吸、风压并存的受力状态,因此,钢筋网通常嵌入发泡陶瓷板厚度的中部,以防止墙板开裂。

试件W-40-150、试件W-40-200、试件W-40-250的荷载-挠度曲线如图12(c)所示。3个试件的弹性阶段刚度、弹性极限荷载相近,钢筋间距对试件的弹性刚度和弹性极限荷载影响较小;试件的极限承载力随着钢筋间距的增大而显著降低。

试件W-40-200、试件D-40-200的荷载-挠度曲线如图12(d)所示。单面复合砂浆面层试件D-40-200与无砂浆面层试件W-40-200相比,平面外初始刚度增大,弹性极限荷载、极限承载力均明显提高,延性得到提高。

试件D-40-200、试件DY-40-200的荷载-挠度曲线如图12(e)所示。单面复合砂浆面层且附加钢丝网试件DY-40-200与单面复合砂浆面层无钢丝网试件D-40-200相比,初始刚度接近,弹性极限荷载、极限承载力均明显提高。因此,板底附加砂浆面层且砂浆面层压入钢丝网后,钢丝网可有效限制裂缝发展,明显提升试件的平面外受力性能。

试件DY-40-200、试件SY-40-200的荷载-挠度曲线如图12(f)所示。可见,双面复合砂浆面层且附加钢丝网试件SY-40-200与单面复合砂浆面层且附加钢丝网试件DY-40-200相比,弹性极限荷载增大,极限承载力显著提高,变形能力大幅度提升,在所有试件中其平面外受力性能最好。

分析各试件的荷载-挠度曲线,由图12可知:无内嵌钢筋试件的荷载-挠度曲线达到极限荷载后下降迅速,脆性破坏特征显著;内嵌钢筋网能够约束裂缝开展,有效克服了发泡陶瓷脆性破坏的弊端;附加砂浆面层、在砂浆面层中设置钢丝网均能有效提升试件的平面外受力性能。

2.3 曲线特征点

实测试件特征点荷载及位移如表5所示。表中,Py为屈服荷载,其数值与弹性极限荷载相等,Δy为屈服挠度,与弹性极限挠度相等;Pu为极限荷载,取试件荷载-挠度的峰值点作为极限荷载,Δu为极限荷载对应挠度;板底跨中挠度达到净跨1100 mm的1/200时,对应的荷载为PL/200,L为板净跨;裂缝宽度达到0.2 mm时对应的荷载、位移分别为P0.2、Δ0.2。

表5 试件特征点荷载及位移

由表5可知:①内置钢筋网试件中,无附加面层试件、带附加面层试件极限承载力时Δu/L平均值别为1/64、1/70;其中,试件W-40-200、SY-40-200极限承载力时Δu/L值分别为1/62、1/63,表明采取合理构造措施后,可显著提高发泡陶瓷板的变形能力;②附加面层试件与无附加面层试件相比,弹性极限荷载平均提高了49.7%,极限承载力平均提高了9.7%。

2.4 平面外刚度

采用集中荷载与跨中挠度的比值来表示试件的平面外刚度。实测刚度-挠度曲线比较如图13所示。各试件的刚度退化趋势均表现为缓降-陡降-缓降3个阶段。发泡陶瓷墙板试件在出现第一条贯通裂缝之前处于弹性工作状态,刚度保持稳定;随着荷载增加,试件进入弹塑性工作阶段,板底出现裂缝并不断发展、延伸,刚度退化速率加快;随着试件损伤加剧,其刚度变化趋缓,刚度退化速度趋于稳定。由图13(a)可知,配筋率较高的试件刚度较大。由图13(b)可知,钢筋网埋深较浅的试件刚度较大且退化较慢。由图13(c)可知,双面附加面层且设置钢丝网的试件,刚度较大且退化较慢。

图13 各试件刚度退化曲线比较

2.5 应变分析

试件W-40-150的实测荷载-应变曲线如图14所示。由图可知,发泡陶瓷极限拉应变多数不超过300 με。由图14(a)可见,板底形心处正交双向应变变化过程不同,即裂缝开展先后次序不同,但随着裂缝开展其应变发展逐渐接近。将图14(b)与图14(a)比较可见,试件板底跨中应变发展规律(图14(b))与板底形心(图14(a))应变变化相近。靠近跨中的45°方向测点C9应变(图14(c))显著大于靠近支座的测点C10应变。由图14(d)可见,试件板底钢筋开槽位置各测点变形规律与试件板底跨中的其他测点应变规律相近。

图14 试件W-40-150荷载-应变曲线

3 承载力计算

3.1 弹性极限承载力计算

当发泡陶瓷受拉区边缘纤维达到极限拉应力时,试件处于弹性极限状态。此时,发泡陶瓷处于弹性工作状态,假定:①发泡陶瓷截面变形符合平截面假定,受拉区边缘材料应变等于发泡陶瓷极限拉应变;②受拉区及受压区砂浆面层相比发泡陶瓷的厚度较薄,应力图形简化为矩形,相应砂浆面层及钢丝网的应变取相邻发泡陶瓷应变。

其中试件SY-40-200的弹性极限承载力计算简图如图15所示,已知发泡陶瓷极限拉应变,根据平截面假定与几何关系可以得出砂浆、钢丝网以及钢筋的应变,通过计算得出其应力。

图15 弹性极限荷载计算简图

对于任一截面高度均可由应力、应变关系,以及平衡条件求得xcr。

由∑X=0,得

(1)

由∑M=0,得

(2)

(3)

式中:Mcr为弹性极限荷载对应的弯矩;Fy为弹性极限承载力;L为平行于板边的支座距离,为1100 mm;xcr为相对受压区高度;σs、σ′s分别为受压区、受拉区砂浆应力;σg、σ′g分别为受压与受拉钢丝网应力;σf、σ′f分别为受压区和受拉区发泡陶瓷应力;σG为钢筋网的应力;h1、h2为砂浆层厚度,为10 mm;h为发泡陶瓷板厚度,为80 mm;a为钢筋埋置深度;b为试件截面宽度,为1200 mm;As1为钢丝网的截面积,为15.38 mm2;As2为单向钢筋面积之和。

将试件参数代入上述计算模型,可得出各试件弹性极限承载力,结果如表6所示。

表6 试件弹性极限承载力计算值与试验值

由表6可知,各试件的弹性极限承载力实测值与计算值比值的平均值为1.02,方差为0.002,变异系数为0.051,计算结果与试验结果符合较好。

3.2 极限承载力计算

试验依据发泡陶瓷板进入弹塑性变形阶段,受拉区钢丝网钢丝屈服、受拉区砂浆开裂、受拉区发泡陶瓷板开裂、钢筋网钢筋受拉屈服,受压区发泡陶瓷压碎,试件发生弯曲破坏。破坏时发泡陶瓷板受压区边缘压碎,但受压区砂浆面层无明显破坏,以此时发泡陶瓷的应力、应变来换算砂浆面层的工作贡献,受压区钢丝网应力水平小于受拉钢丝网,加之受压钢丝网存在稳定问题,故计算中可不考虑受压钢丝网的贡献。

假设:①不考虑受拉区砂浆层、发泡陶瓷板的抗拉作用;②嵌入的钢筋网钢筋屈服;③忽略受压区附加钢丝网的抗力;④发泡陶瓷板的受压区应力等效简化成矩形分布的受压屈服的区域,受压区高度为x。

试件极限承载力计算简图如图16所示。

图16 极限承载力计算简图

根据力平衡得:

x=(fy1As1+fy2As2-fsbh2)/ffb

(4)

则试件的承载力为:

Mu=fy1As1(h-(x-h1)/2)+fy2As2(h-x)/2+fsbh2(x+h2)/2

(5)

(6)

式中:Mu为极限弯矩;Fu为极限承载力;L为平行于板边的支座距离,为1100 mm;x为相对受压区高度;h为发泡陶瓷板厚度,取80 mm;h1、h2为砂浆层厚度,各10 mm;b为试件截面宽度,为1200 mm;fy1、fy2分别为钢丝网、钢筋网的屈服强度;fs为极限状态下砂浆面层的换算强度;As1为钢丝面积之和;As2为钢筋面积之和。

将试件参数代入上述计算模型,可得出各试件极限承载力,结果如表7所示。

表7 试件极限承载力计算值与试验值

由表7可知,各试件的极限荷载实测值与计算结果的比值的平均值为0.958,方差为0.0003,变异系数为0.02,计算结果与试验结果符合较好。

4 有限元模拟

4.1 模型建立

采用ABAQUS软件进行有限元模拟,发泡陶瓷和砂浆面层采用C3D8R实体单元;钢筋网与钢丝网采用T3D2三维桁架单元进行模拟。发泡陶瓷和砂浆面层的本构模型分别采用文献[18]和文献[19]的本构模型。钢筋与钢丝网采用理想弹塑性模型。钢筋网与钢丝网分别内置于发泡陶瓷板和砂浆面层,发泡陶瓷板与砂浆面层界面定义为Tie绑定约束;试验过程中的边界条件为四点简支,模型的边界条件定义为铰接。

4.2 有限元结果分析

试件SY-40-200的Von mises应力分布如图17所示。由图17可知,钢筋网在试件加载过程中的应力分布变化过程,当处于试件弹性极限状态时,钢筋网应力较小,由于钢筋网中部受到集中力作用应力水平高于周边;当F=PL/200时,钢筋网仍处于弹性状态,跨中应力水平高于角部;当试件处于极限状态时,钢筋网跨中钢筋达到屈服应力,相较于F=PL/200时应力向角部分散,钢筋网整体处于较高应力水平。

图17 钢筋网应力分布

发泡陶瓷板下表面各阶段应力分布状态如图18所示,当试件处于弹性极限状态时,板底中心处应力水平较高,与试验过程中跨中出现受拉裂缝现象符合;当F=PL/200时,发泡陶瓷板底中心应力水平较高;当试件处于极限状态时,由于有面层加强,发泡陶瓷板应力均匀分布,试验中板底裂缝充分开展,二者符合较好。

图18 发泡陶瓷板应力分布

受拉侧砂浆面层各受力阶段应力分布情况如图19所示,当试件处于弹性极限状态时,面层中心处应力水平较高;当试件处于极限状态时,面层跨中应力水平较高,对比图11(b)的裂缝分布情况可知,有限元模拟结果与试验过程中裂缝的开展情况符合。

图19 砂浆面层应力分布

试件W-20-200、D-40-200、DY-40-200与SY-40-200的荷载-挠度曲线模拟结果与试验结果对比如图20所示。各试件荷载-挠度曲线的试验结果与模拟结果符合较好。曲线特征点试验结果与模拟结果比较如表8所示。

图20 试验与有限元荷载-挠度曲线对比

表8 实测承载力与有限元模拟值对比

5 结论

1)内嵌钢筋网可克服发泡陶瓷板脆性破坏,发泡陶瓷板开槽嵌入钢筋网后采用灌浆料粘结可保证钢筋网与发泡陶瓷板共同工作,可以显著提升试件受力全过程的性能。试件的弹性极限荷载与极限承载力,随着钢筋配筋率的增加而增大,随着钢筋嵌入深度的增加而减小。

2)与普通发泡陶瓷板相比,面层强化型发泡陶瓷板的承载力、刚度和变形能力显著提升。内置钢筋网试件中,附加面层试件与无附加面层试件相比,弹性极限荷载平均提高了49.7%,极限承载力平均提高了9.7%。

3)试件砂浆面层中设置钢丝网可以限制试件裂缝发展,提升试件的弹性极限荷载、极限承载力及变形能力。

4)宜首选双面砂浆面层强化型发泡陶瓷板用作建筑围护墙板,它具有围护、保温、装饰一体化的优势。