硅質(zhì)輕型墻板材料受壓性能試驗(yàn)研究

王松巖，李建民，焦紅，劉學(xué)光，馬海程

（1.山東建筑大學(xué) 土木工程學(xué)院，山東 濟(jì)南 250101；2.濟(jì)南中建建筑設(shè)計(jì)院有限公司，山東 濟(jì)南 250101）

0 引言

為適應(yīng)裝配式建筑發(fā)展，解決建筑行業(yè)面臨勞動(dòng)力短缺，人工成本急劇上升等一系列問題[1-2]，2016年國(guó)務(wù)院頒布《關(guān)于大力發(fā)展裝配式建筑的指導(dǎo)意見》，文中明確指出，大力發(fā)展裝配式建筑是推動(dòng)我國(guó)建筑產(chǎn)業(yè)現(xiàn)代化重要的途徑之一。裝配式墻板的推廣與應(yīng)用將推進(jìn)綠色建筑發(fā)展，對(duì)實(shí)現(xiàn)經(jīng)濟(jì)和社會(huì)可持續(xù)發(fā)展有著重大意義[3]。

GLC硅質(zhì)輕型墻板（以下簡(jiǎn)稱GLC墻板）是以硅質(zhì)材料為主要原材料，摻加增強(qiáng)劑、防水劑、發(fā)泡劑、穩(wěn)泡劑等外加劑，經(jīng)濕法成型工藝，并在正反面層以耐堿玻纖網(wǎng)增強(qiáng)，復(fù)合成型的輕質(zhì)板材。墻板的構(gòu)造如圖1所示（以100mm厚度為例）。

我國(guó)裝配式建筑起步較晚，對(duì)于新型墻板材料的力學(xué)性能研究還存在著很多不足，目前市面上常見的墻板材料主要有蒸壓加氣混凝土、發(fā)泡水泥、水泥基、EPS泡沫混凝土、陶粒混凝土等。曾歡[4]對(duì)蒸壓加氣混凝土試件進(jìn)行了單軸抗壓試驗(yàn)，得到立方體抗壓強(qiáng)度和軸心抗壓強(qiáng)度之間的關(guān)系，分析了試件的主要破壞形式。陳瑞蕓[5]對(duì)發(fā)泡水泥墻板材料進(jìn)行力學(xué)性能研究，計(jì)算出單軸受壓本構(gòu)模型，并通過有限元研究發(fā)泡水泥芯材及鋼筋骨架組成墻板的力學(xué)性能，為墻板研究提供理論依據(jù)。張聰?shù)萚6]研究了鋼纖維（SF）-聚乙烯醇（PVA）纖維增強(qiáng)水泥基的壓縮應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€，基于損傷力學(xué)理論，從能量角度提出了一種新的單軸壓縮本構(gòu)模型。熊耀清和姚謙峰[7]對(duì)蒸壓加氣混凝土和泡沫混凝土進(jìn)行軸心受壓試驗(yàn)，并通過上升、下降和斜直線3種公式擬合了輕質(zhì)多孔混凝土的應(yīng)力-應(yīng)變曲線。

GLC墻板作為一種新型復(fù)合墻板，國(guó)內(nèi)外學(xué)者缺少對(duì)其材料本構(gòu)關(guān)系的研究。因此，本文通過對(duì)GLC墻板材料進(jìn)行單軸受壓試驗(yàn)，得到其基本力學(xué)性能，提供了墻板材料的本構(gòu)關(guān)系模型，并求出墻板力學(xué)性能計(jì)算公式，為GLC墻板有限元分析與結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供理論參考。

1 砂漿及芯材單軸受壓試驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)與制備

本試驗(yàn)芯材試件以硅質(zhì)材料為主要原材料，摻加發(fā)泡劑、增強(qiáng)劑等外加劑，經(jīng)化學(xué)發(fā)泡成型后，放置在不低于20℃干燥環(huán)境下，養(yǎng)護(hù)15 d制成。其中增強(qiáng)劑配合比為50%硅灰、30%納米晶須、0.4%9~15 mmPP纖維、1.6%30~50 mm棕絲；發(fā)泡水泥芯材水膠比為0.5，配合比為2.5%增強(qiáng)劑、70%水泥、25%粉煤灰、3%發(fā)泡劑。

砂漿和芯材的試驗(yàn)設(shè)計(jì)及試驗(yàn)方法參照J(rèn)GJ/T 70—2009《建筑砂漿基本性能試驗(yàn)方法》和GB/T11969—2008《蒸壓加氣混凝土性能試驗(yàn)方法》。制備4組24塊砂漿試件與發(fā)泡水泥芯材試件，編號(hào)分別為SC1～SC6、SCP1～SCP6、FC1～FC6、FCP1～FCP6。其中SC與FC編號(hào)分別為砂漿和發(fā)泡水泥芯材立方體抗壓強(qiáng)度試件，尺寸分別為70.7 mm×70.7 mm×70.7 mm、100 mm×100 mm×100 mm；SCP1～SCP3與FCP1～FCP3編號(hào)分別為砂漿和發(fā)泡水泥芯材軸心受壓試件，SCP4～SCP6與FCP4～FCP6編號(hào)分別為砂漿和發(fā)泡水泥芯材彈性模量試件，SCP與FCP編號(hào)試件尺寸分別為70.7 mm×70.7 mm×212 mm、100 mm×100 mm×200 mm。

1.2 加載方案及測(cè)點(diǎn)布置

本試驗(yàn)在山東建筑大學(xué)力學(xué)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，采用600 kN微機(jī)控制電液伺萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)。試驗(yàn)加載速率為0.5 kN/s。當(dāng)立方體抗壓試件出現(xiàn)破壞或明顯變形時(shí)停止加載。彈性模量試驗(yàn)時(shí)，先取SCP1～SCP3、FCP1～FCP3進(jìn)行軸心抗壓試驗(yàn)，后對(duì)剩余試件反復(fù)預(yù)壓3次，按照0.5 kN/s速率緩慢加載，試驗(yàn)加載曲線如圖2所示，當(dāng)試件前后兩側(cè)變形值得讀數(shù)小于0.2%時(shí)，加載至破壞。為方便測(cè)量試件的彈性模量與泊松比，在試件四面中線位置分別貼50 mm應(yīng)變片，測(cè)量裝置均連接TZT3826E數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)進(jìn)行數(shù)據(jù)采集。彈性模量按式（1）進(jìn)行計(jì)算。

式中：F0.4——應(yīng)力為0.4fc時(shí)對(duì)應(yīng)的棱柱體試件壓力，N；

F0——應(yīng)力為0.3 MPa時(shí)對(duì)應(yīng)的壓力，N；

A——棱柱體受壓試件面積，m2；

Δl——試件最后一次由F0加載至F0.4時(shí)試件兩側(cè)變形差的平均值，m；

l——測(cè)量標(biāo)距，m。

1.3 試驗(yàn)現(xiàn)象

采用數(shù)理統(tǒng)計(jì)的方法，對(duì)每組試驗(yàn)數(shù)據(jù)及現(xiàn)象進(jìn)行分析篩選，取其中具有代表性的試件進(jìn)行描述，試驗(yàn)現(xiàn)象如下：

砂漿試件的破壞形態(tài)基本相似：加載初期，試件均無(wú)裂縫產(chǎn)生；荷載加載至峰值應(yīng)力的60%時(shí)，試件端部出現(xiàn)縱向裂縫，隨荷載的不斷增加，裂縫向下延伸，并伴隨劈裂的聲響；加載至峰值應(yīng)力時(shí)，縱向裂縫上下貫通，試件表面大面積起皮、剝落現(xiàn)象嚴(yán)重；隨后荷載急劇下降，試件被破壞成多個(gè)小柱，發(fā)生劈裂破壞，砂漿試件的典型破壞形態(tài)如圖3所示。

芯材試件因采用發(fā)泡工藝，表現(xiàn)有較好的延性，加載初期并無(wú)裂縫產(chǎn)生；當(dāng)加載至峰值應(yīng)力的80%時(shí)，芯材試件端部出現(xiàn)多條不連續(xù)的、細(xì)而長(zhǎng)的縱向裂縫；隨荷載的不斷增加，裂縫向下延伸，相近的縱向裂縫相連形成斜裂縫；加載至峰值應(yīng)力時(shí)，裂縫不斷變寬，形成貫通芯材試件的全截面主斜裂縫；隨后承載力下降，試件破壞。芯材試件的典型破壞形態(tài)如圖4所示。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€

取SCP與FCP組試驗(yàn)數(shù)據(jù)整理分析，得到試件單軸受壓應(yīng)力下的應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€，如圖5所示。

由圖5可知：（1）砂漿作為脆性材料，在受壓過程中試件表面易產(chǎn)生裂縫，對(duì)應(yīng)變片數(shù)據(jù)采集影響較大，因此造成采集的應(yīng)力-應(yīng)變曲線離散性較大；芯材抗壓過程中裂縫出現(xiàn)較少，故曲線離散性較小。（2）在曲線上升段，隨著應(yīng)變的增加，砂漿應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€先達(dá)到峰值應(yīng)力點(diǎn)，說明砂漿極限壓應(yīng)變小于芯材應(yīng)變，但因彈性模量相差較大，砂漿峰值應(yīng)力大于芯材峰值應(yīng)力。（3）曲線下降段中，芯材試件因本身存在大量孔洞，當(dāng)?shù)竭_(dá)試件的最大承載力時(shí)，孔洞被壓縮，試件被壓密實(shí)，承載力趨于穩(wěn)定，殘余應(yīng)力較高。

2.2 峰值應(yīng)力與峰值應(yīng)變

對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析處理得到2種試件的峰值應(yīng)力與峰值應(yīng)變，結(jié)果為砂漿立方體試件的平均峰值應(yīng)力即立方體抗壓強(qiáng)度為7.12 MPa，棱柱體試件的平均峰值應(yīng)力即軸心抗壓強(qiáng)度為6.53 MPa，對(duì)應(yīng)的平均峰值應(yīng)變?yōu)?.69×10-3；同理，芯材的立方體抗壓強(qiáng)度、軸心抗壓強(qiáng)度與對(duì)應(yīng)的平均峰值應(yīng)變分別為3.81 MPa、3.15 MPa、2.26×10-3。得到2種軸心抗壓強(qiáng)度與標(biāo)準(zhǔn)立方體抗壓強(qiáng)度之間的關(guān)系式：

式中：fc1、fc2——砂漿、芯材軸心抗壓強(qiáng)度，MPa；

fcu1、fcu2——砂漿、芯材立方體抗壓強(qiáng)度，MPa。

芯材在制作過程中加入發(fā)泡劑，在材料中產(chǎn)生了大量均勻穩(wěn)定的氣泡，形成了一種有大量氣孔的均質(zhì)材料，在加載過程中，試件的承壓面積的約束范圍作用較小，導(dǎo)致立方體的破壞形態(tài)和極限荷載與棱柱體的基本相近，強(qiáng)度提高有限[8]。此外，有研究表明[9]，在進(jìn)行單軸受壓試驗(yàn)時(shí)，試驗(yàn)機(jī)與試件端部摩擦因數(shù)大于0.04時(shí)，立方體抗壓強(qiáng)度接近棱柱體強(qiáng)度，砂漿試件因在試驗(yàn)過程中沒有充分考慮立方體試件與千斤頂之間摩擦力的影響，導(dǎo)致試件在受壓過程中未處于單軸受壓應(yīng)力狀態(tài)，立方體試件極限荷載比棱柱體極限荷載提高不大。

2.3 彈性模量與泊松比

2種試件實(shí)測(cè)彈性模量與泊松比見表1，其中，E1代表公式實(shí)際計(jì)算的彈性模量、E2代表試件在應(yīng)力上升段σ=0.4σm對(duì)應(yīng)的彈性模量、ν表示泊松比，計(jì)算公式為ν=ε'/ε，具體取值按應(yīng)力上升段σ=0.4σm時(shí)對(duì)應(yīng)的應(yīng)變值取值。砂漿試件的彈性模量、泊松比的取值分別為6500 MPa、0.200；芯材試件的取值分別為1650 MPa、0.272。

表1 彈性模量與泊松比

3 GLC墻板材料單軸受壓本構(gòu)關(guān)系

文中2種材料所計(jì)算的應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€公式，以混凝土本構(gòu)關(guān)系為模型推導(dǎo)出來(lái)。將各組實(shí)測(cè)應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€無(wú)量化，得到試驗(yàn)數(shù)據(jù)繪制出2種材料基本的應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€模型如圖6所示。

式中：σm——峰值應(yīng)力，MPa；

εm——峰值應(yīng)力所對(duì)應(yīng)的應(yīng)變。

3.1 應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€數(shù)據(jù)擬合

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線采用指數(shù)型、多項(xiàng)式、有理分式模型進(jìn)行描述[10-12]。根據(jù)圖6所示應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)c試驗(yàn)數(shù)據(jù)試探性擬合，分別采用五次多項(xiàng)式和有理分式非線性擬合上升段和下降段的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，擬合方程如下：

上升段：

下降段：

把圖6描述的幾何條件代入式（5）、式（6），可以求出A0=0、A4=5-4A1、A4=3A1-4、B1=1-2B0、B2=B0，試件受壓應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€公式可簡(jiǎn)化為：

上升段：

下降段：

式中：E0——試件初始切線模量，N/mm2；

EP——試件峰值割線模量，N/mm2。

在式（10）中可以看出，A值為試件初始割線模量與峰值割線模量的比值。由經(jīng)驗(yàn)可知，EP＞0，且A=＞1；對(duì)式（9）再一次求導(dǎo)得到，當(dāng)x=1時(shí)，≤0，可以求出A≤≈1.67；可求得A值得取值范圍：1≤A≤1.67。

對(duì)于下降段控制參數(shù)B，把0≤y≤1代入式（8）可得0≤B＜∞。利用ORIGIN軟件對(duì)全曲線進(jìn)行擬合，擬合曲線與試驗(yàn)曲線對(duì)比分析如圖7、圖8所示。

3.2 本構(gòu)關(guān)系數(shù)值確定

根據(jù)理論分析與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的相互擬合，最終確定了砂漿與芯材的全應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€方程。砂漿的取值為：A=1.46，B=1.20；芯材的取值為：A=1.03，B=11.2；殘余強(qiáng)度系數(shù)為0.641。具體計(jì)算方程如式（11）、式（12）所示。

砂漿：

芯材：

試驗(yàn)曲線與擬合曲線如圖9所示，擬合參數(shù)如表2所示。

表2 試件應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€擬合參數(shù)

由表2可知，上升段擬合效果較好，R2在0.941以上，下降段R2在0.849以上。因試驗(yàn)在加載過程中使用的荷載加載方式，當(dāng)達(dá)到峰值荷載時(shí)，荷載突然下降，導(dǎo)致應(yīng)變片下降部分收集的數(shù)據(jù)比較少，只能結(jié)合萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)數(shù)據(jù)分析；而ORIGIN軟件進(jìn)行非線性曲線擬合時(shí)，受數(shù)據(jù)分布點(diǎn)密集程度的影響比較大，下降段擬合效果不好。

4 GLC墻板力學(xué)性能分析

GLC墻板作為復(fù)合材料，墻板受力由發(fā)泡水泥芯材與表皮砂漿共同承擔(dān)。對(duì)于2種不同性質(zhì)合成的復(fù)合材料，取隔離體受力分析，忽略耐堿纖維玻璃網(wǎng)的作用。假設(shè)材料在外力作用下不同材料接觸面上的幾何變形均勻一致，砂漿和芯材共同受力變形，求得抗壓強(qiáng)度與彈性模量，如圖10所示。

將式（13）和式（14）相加得：

墻板材料整體又滿足：

式

（14）代入式（15）得：

同理可求：

式中：FC——GLC墻板抗壓強(qiáng)度，MPa；

E——GLC墻板彈性模量，MPa；

V1——面層砂漿所占體積比；

σ1、σ2——砂漿、芯材軸心抗壓強(qiáng)度，MPa；

E1、E2——砂漿、芯材彈性模量，MPa。

因GLC墻板試件與單塊砂漿、芯材的受力機(jī)理不同。芯材、砂漿試件在受壓過程中兩面受壓、四面受拉；而墻板試件在受壓過程中因2種材料力學(xué)性能不同，砂漿與芯材相互阻礙變形，受力機(jī)理更加復(fù)雜，因此在式（17）、式（18）中引入修正系數(shù)k來(lái)表示。結(jié)合文獻(xiàn)[13]對(duì)墻板試件基本力學(xué)性能試驗(yàn)，初步確定修正系數(shù)k=1.15。GLC墻板平均抗壓強(qiáng)度和彈性模量求取公式改為：

根據(jù)試驗(yàn)所得砂漿與芯材的軸心抗壓強(qiáng)度與彈性模量帶入式（19）、式（20），求得FC與E分別為4.18、2832 MPa，并與文獻(xiàn)[13]比較（4.21、2734 MPa），計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

5 結(jié)論

（1）砂漿與芯材試件的破壞形態(tài)主要是劈裂破壞，砂漿出現(xiàn)豎向貫通裂；芯材出現(xiàn)主斜裂縫，少部分與砂漿破壞形態(tài)相同；兩者應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€有所不同，芯材試件下降段曲線陡峭，殘余應(yīng)力較高。

（2）砂漿試件的立方體與棱柱體峰值應(yīng)力、峰值應(yīng)變、彈性模量、泊松比分別為：7.12 MPa、6.53 MPa、1.69×10-3、6500 MPa、0.200；芯材試件對(duì)應(yīng)的數(shù)值分別為：3.81 MPa、3.15 MPa、2.26×10-3、1650 MPa、0.272。

（3）根據(jù)試驗(yàn)的應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€數(shù)據(jù)，建立了墻板材料單軸受壓本構(gòu)模型關(guān)系式，擬合效果較好，為以有限元分析提供理論參考。

（4）通過對(duì)表皮砂漿、發(fā)泡水泥芯材、墻板試件三者的相關(guān)關(guān)系進(jìn)行分析，引入修正系數(shù)，得到墻板試件彈性模量與砂漿和芯材彈性模量的關(guān)系表達(dá)式，以及墻板試件抗壓強(qiáng)度與砂漿和芯材抗壓強(qiáng)度的關(guān)系表達(dá)式。