蒸壓加氣混凝土板抗彎性能試驗(yàn)及數(shù)值模擬研究

陳博珊，張國偉，吳繼豐，高玉春，王勝

（北京建筑大學(xué)“工程結(jié)構(gòu)與新材料”北京市高等學(xué)校工程研究中心，北京 100044）

0 引言

蒸壓加氣混凝土屬于特殊混凝土的范疇，與普通混凝土略有不同，是由硅質(zhì)材料和鈣質(zhì)材料為主要原料，鋁粉為發(fā)泡劑制成的一種新型墻體保溫材料。由于加入了鋁粉形成了大量的封閉性孔洞，一方面，較大程度上降低材料的密度，另一方面，有效提高板材的保溫性能[1]，蒸壓加氣混凝土板是能夠滿足保溫要求的自保溫墻體材料。傳統(tǒng)有機(jī)外保溫墻體容易引起墻體脫落和火災(zāi)等質(zhì)量事故，因此，研發(fā)新型工業(yè)化裝配式圍護(hù)墻體，對(duì)改變上述局面具有重大意義。目前國內(nèi)外關(guān)于加氣混凝土的研究有很多，土耳其的Kurama教授等[2]提出了通過添加粉煤灰能有效提高加氣混凝土的抗壓強(qiáng)度；捷克的Ferretti教授[3]通過試驗(yàn)研究和數(shù)值模擬相結(jié)合的方式，研究了加氣混凝土砌塊的基本抗震性能；胡建軍[4]進(jìn)行了伊通加氣板材的抗彎試驗(yàn)，同時(shí)通過大型有限元分析軟件ANSYS對(duì)加氣混凝土板的抗彎試驗(yàn)進(jìn)行了數(shù)值模擬計(jì)算；李曉丹[5]基于大量試驗(yàn)研究得到了加氣混凝土墻板的承載力理論公式。但目前國內(nèi)外關(guān)于加氣混凝土板的抗彎性能和數(shù)值模擬的研究比較少，適合普通混凝土的ABAQUS參數(shù)是否依然適合加氣混凝土板的抗彎分析有待進(jìn)一步研究。本文通過12塊加氣混凝土板的抗彎性能試驗(yàn)，研究配筋形式對(duì)抗彎性能和破壞特征的影響。

1 試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)材料

蒸壓加氣混凝土板：由北京金隅加氣混凝土構(gòu)件廠提供，根據(jù)GB/T 11969—2008《蒸壓加氣混凝土性能試驗(yàn)方法》，抗壓強(qiáng)度采用尺寸為100 mm×100 mm×100 mm標(biāo)準(zhǔn)試件進(jìn)行測試，試件的加載方向應(yīng)垂直于制品的發(fā)氣方向，加氣混凝土的基本力學(xué)性能見表1。使用的鋼筋型號(hào)為HPB300，直徑分別為5.0 mm和6.5 mm，其基本力學(xué)性能見表2。

表1 加氣混凝土的基本力學(xué)性能

表2 鋼筋的基本力學(xué)性能

1.2 試件設(shè)計(jì)

根據(jù)JGJT 17—2008《蒸壓加氣混凝土應(yīng)用技術(shù)規(guī)范》和GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》，加氣混凝土外掛板作為圍護(hù)結(jié)構(gòu)一般承受正負(fù)風(fēng)壓，故上下配筋形式一致，沒有配置箍筋和彎曲鋼筋。12塊加氣混凝土掛板試件編號(hào)分別為S-A66-1、S-A55-1、S-A44-1…和 S3-A77-1，強(qiáng)度等級(jí)分別為B04A2.5和B04A3.0，加氣混凝土試件的具體設(shè)計(jì)參數(shù)如表3所示。

表3 加氣混凝土試件的基本參數(shù)

1.3 試驗(yàn)加載裝置

試驗(yàn)加載方案根據(jù)GB/T 50152—2012《混凝土結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》采用分級(jí)加載，抗彎試驗(yàn)加載裝置如圖1所示，荷載由壓力傳感器采集，由跨中和四分點(diǎn)的位移器來測試板的撓度和支座處的位移器來測試支座沉降位移。試驗(yàn)的加載速度為（0.2±0.05）kN/s，當(dāng)試件進(jìn)入屈服階段后，改成位移控制，每1級(jí)位移為△=5 mm，持續(xù)時(shí)間約為2 min。試驗(yàn)過程中觀察記錄裂縫的寬度。當(dāng)承載能力下降到極限荷載的85%時(shí)，停止試驗(yàn)[6]，加載程序見圖2。

圖1 抗彎試驗(yàn)加載裝置

圖2 試驗(yàn)加載程序

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

以S3-A77-1板為例對(duì)試件的整個(gè)破壞過程進(jìn)行分析，結(jié)果如圖3所示。

圖3 試件S3-A77-1的開裂過程

試件S3-A77-1發(fā)生彎曲破壞，其破壞過程分為以下3個(gè)階段：

第Ⅰ階段為彈性階段，初始階段試驗(yàn)構(gòu)件處于彈性階段，板材截面的應(yīng)力呈線性分布，無裂縫出現(xiàn)，當(dāng)初始裂縫①出現(xiàn)標(biāo)志著第Ⅰ階段的結(jié)束。

第Ⅱ階段為帶裂縫工作階段，當(dāng)荷載達(dá)到19.19 kN時(shí)，試件跨中底部的混凝土應(yīng)變值超過300 με，超過了極限拉應(yīng)變，純彎段底部某一薄弱截面首先出現(xiàn)豎直向上的細(xì)小裂縫①和②。試驗(yàn)表明，鋼釬留下的孔洞一般都是薄弱面，裂縫最先由此薄弱面產(chǎn)生。

第Ⅲ階段為破壞階段，當(dāng)荷載達(dá)到48.21 kN，混凝土應(yīng)變值超過2000 με，板材底部1/4處彎剪段出現(xiàn)細(xì)小豎向裂縫。當(dāng)混凝土應(yīng)變值達(dá)到極限壓應(yīng)變3300 με時(shí)，構(gòu)件的承載力下降。當(dāng)荷載降到極限荷載的85%時(shí)，試驗(yàn)結(jié)束。

圖4為試件S3-A44-1與S3-A77-1開裂現(xiàn)象的對(duì)比。

圖4 試件S3-A44-1與S3-A77-1開裂現(xiàn)象對(duì)比

由圖4可知，試件S3-A44-1在較大荷載作用下出現(xiàn)鋼筋網(wǎng)片的粘結(jié)滑移現(xiàn)象，而試件S3-A77-1并沒有出現(xiàn)類似現(xiàn)象。圖5為板材的裂縫分布。

圖5 板材的裂縫分布

由圖5可知，300mm厚強(qiáng)度為B04A2.5的加氣混凝土板的破壞形式為3種：彎曲破壞、彎剪破壞和剪切破壞。試件S-A44-1達(dá)到開裂荷載14.23 kN時(shí)，試件的跨中底部出現(xiàn)初始裂縫①，發(fā)生明顯的彎曲破壞，破壞前有明顯的前兆，表現(xiàn)出較好的延性。試件S-A55-1的破壞形態(tài)比較類似，故不重復(fù)。試件S-A47-1的延性較差，破壞時(shí)伴有較大響聲而且破壞前沒有明顯前兆。隨著板材配筋面積的增加，破壞形態(tài)也隨著變化。

2.2 結(jié)果對(duì)比分析

試驗(yàn)結(jié)果與理論值對(duì)比分析見表4。

表4 試驗(yàn)結(jié)果與理論值對(duì)比分析

由表4可知，配筋面積相同的前提下，配筋根數(shù)的增加有利于限制裂縫的寬度。對(duì)比試件S-A47-1和S-A44-1可知，隨著配筋面積增加，試件的開裂荷載和極限荷載都增大，跨中的極限撓度減小。當(dāng)試件的受拉區(qū)配筋面積從232.16 mm2減少到132.66 mm2時(shí)，試件的延性系數(shù)提高。加氣混凝土外掛板的開裂荷載約為極限荷載的30%～40%，相比普通混凝土板，加氣混凝土板的開裂時(shí)間較晚。開裂荷載理論值是根據(jù)顧祥林[7]提出的公式計(jì)算的，通過開裂荷載的理論值與試驗(yàn)值對(duì)比分析可知，理論值偏小，具有較大的安全儲(chǔ)備。

3 ABAQUS數(shù)值模擬

3.1 有限元模型建立

以試驗(yàn)構(gòu)件S-A66-1為例介紹ABAQUS有限元模擬過程，試件尺寸為3800 mm×600 mm×300 mm，配筋形式為6Φ6.5（上層）+6Φ6.5（下層），保護(hù)層厚度為35 mm?；炷梁弯摻畈捎肊mbedded選項(xiàng)進(jìn)行耦合，為了簡化計(jì)算過程，忽略了鋼筋與混凝土之間的粘結(jié)滑移作用。在四分點(diǎn)加載處和支座分別設(shè)置了一個(gè)剛度較大的鋼墊塊，為了避免分析結(jié)果不收斂，采用位移加載。經(jīng)過試算網(wǎng)格大小為50 mm最合適。

3.2 材料本構(gòu)關(guān)系

3.2.1 加氣混凝土的本構(gòu)關(guān)系

ABAQUS的混凝土損傷塑性（CDP）模型通過引入損傷指標(biāo)來對(duì)混凝土的彈性剛度進(jìn)行折減，能夠模擬混凝土材料。膨脹角對(duì)混凝土的影響較大，隨著膨脹角增加，極限承載力有所提高，膨脹角取默認(rèn)值30°最為合適。隨著粘性系數(shù)取值增加，承載能力模擬值逐步提高，粘性系數(shù)取0.005可以得到較理想的結(jié)果?；炷翐p傷塑性模型的受壓和受拉行為的取值根據(jù)GB 50010—2002中的本構(gòu)關(guān)系計(jì)算，如式（1）所示：

式中：ε0=0.002+0.5（fcu-50）×10-5

ε0=0.0033-（fcu-50）×10-5

n=2-（fcu-50）/60

通過試驗(yàn)得到的應(yīng)力和應(yīng)變值均為材料的名義應(yīng)力和名義應(yīng)變，而在ABAQUS中需要輸入材料的真實(shí)應(yīng)力和真實(shí)應(yīng)變，所以需要通過公式來把名義值轉(zhuǎn)換成真實(shí)值，非彈性部分的應(yīng)力-應(yīng)變參數(shù)以σc-εinc關(guān)系和σt-εint關(guān)系的形式輸入。

3.2.2 鋼筋的本構(gòu)關(guān)系（見圖6）

圖6 2種本構(gòu)模型對(duì)比

由圖6可知，有限元（b）對(duì)應(yīng)的是規(guī)范中建議的鋼筋理想彈塑性模型的分析結(jié)果，其開裂荷載和極限荷載與試驗(yàn)值的偏差都在5%以內(nèi)，吻合較好；有限元（a）對(duì)應(yīng)的是鋼筋采用Kinematic硬化模型的分析結(jié)果，模擬值在開裂前與試驗(yàn)值吻合得較好，但開裂后整體剛度較大，最后極限荷載偏差較大。

3.3 有限元結(jié)果

3.3.1 加氣混凝土的應(yīng)力云圖（見圖7）

圖7 混凝土的第一應(yīng)力云圖

由圖7可知，加氣混凝土試件S-A44-1、S-A55-1、S-A66-1和S-A47-1在純彎段的下部區(qū)域出現(xiàn)了應(yīng)力集中現(xiàn)象，說明混凝土跨中底部已經(jīng)破壞，發(fā)生了彎曲破壞和剪切破壞結(jié)合的破壞形式，這與試驗(yàn)現(xiàn)象相吻合。

3.3.2 加氣混凝土的位移云圖（見圖8））

圖8 加氣混凝土的位移云圖

由圖8可知，試驗(yàn)構(gòu)件端部出現(xiàn)了翹起，這與試驗(yàn)現(xiàn)象相吻合。由于數(shù)值分析中采用的是四分點(diǎn)處的位移加載，四分點(diǎn)處的位移輸入值為-50 mm，所以所有加氣混凝土試件的跨中極限位移都在70 mm左右，這與跨中極限撓度的試驗(yàn)值偏差較大。

3.3.3 試件的荷載-位移曲線

由于選取的混凝土本構(gòu)關(guān)系只有屈服平臺(tái)，忽視了下降段的影響，而鋼筋的本構(gòu)關(guān)系采用的規(guī)范中定義的理想彈塑性模型，也忽視了下降段的影響。這些因素導(dǎo)致了有限元曲線達(dá)到屈服荷載后進(jìn)入了屈服的平臺(tái)，沒有出現(xiàn)荷載下降的趨勢(shì)。試件的荷載-位移曲線如圖9所示，數(shù)值模擬結(jié)果與計(jì)算值對(duì)比見表5。

圖9 試件的荷載-位移曲線

表5 數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)值對(duì)比

由表5可知，4個(gè)試驗(yàn)構(gòu)件的模擬值與試驗(yàn)值很好的吻合，試驗(yàn)構(gòu)件極限荷載的模擬值與試驗(yàn)值比值在0.95～1.05，偏差較小。但是試件S-A44-1的極限荷載有限元值與試驗(yàn)值偏差為5.6%。

4 結(jié)語

（1）研究表明，配筋面積相同的前提下，配筋根數(shù)的增加有利于限制裂縫的寬度，配筋根數(shù)較少的試件的粘結(jié)握裹能力較差，出現(xiàn)粘結(jié)滑移現(xiàn)象。對(duì)比開裂荷載的理論值與試驗(yàn)值可知，理論值具有較大的安全儲(chǔ)備。

（2）為了研究鋼筋的本構(gòu)關(guān)系選取對(duì)數(shù)值模擬結(jié)果的影響，進(jìn)行了2種不同本構(gòu)關(guān)系的對(duì)比分析。第一種本構(gòu)模型采用的是規(guī)范的理想彈塑性模型，沒有考慮強(qiáng)化段，模擬結(jié)果較好。

（3）試件的開裂荷載和極限荷載的數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的偏差較小，說明數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合得較好，混凝土應(yīng)力云圖、板材位移云圖反應(yīng)出的規(guī)律和試驗(yàn)現(xiàn)象相符合，因此ABAQUS能夠比較準(zhǔn)確地分析加氣混凝土板的力學(xué)特性、變形性能和破壞特征。