承重保温一体化预制墙板轴压性能的试验研究*

张锡治 刘岳阳 窦玉斌 于 泳 陈 强 安佰平

(1.天津大学建筑设计规划研究总院有限公司,天津 300072；2.天津大学建筑工程学院,天津 300072；3.天津港(集团)有限公司，天津 300461)

在乡村振兴建设中研究应用具有轻质、保温、承重等优点于一体的新型墙板可提高城镇房屋抗震和保温性能。王小平等提出偏压-装配式预制混凝土墙板结构体系，并对预制混凝土夹心墙板在竖向轴心和偏心荷载作用下进行试验研究，结果表明在试件破坏之前几乎没有弹塑性或塑性的发展过程，为典型的脆性破坏[1]。Benayoune等通过对预制混凝土复合墙板进行轴心受压研究给出复合墙板轴心受压半经验式[2]；董晶等对预制轻混凝土墙板进行竖向轴心荷载作用下的抗压试验，结果表明：轴心荷载作用下墙板的破坏形态主要为劈裂破坏和失稳破坏[3]；姚谦峰团队对密肋复合墙体结构进行抗震试验研究，结果表明，复合墙板具有多道抗震防线，表现出良好的抗震性能[4-5]；姚谦峰团队对密肋复合墙体进行抗压试验，提出了受压承载力计算式[6-7]；文献[8-9]介绍了对开洞密肋复合墙体在水平单调荷载作用下的试验研究，提出了开洞密肋复合墙体的刚度及受剪承载力计算式。赵考重等研究了灌芯玻璃纤维石膏墙板在轴向压力作用下的受力性能，得到了墙板的破坏机理和承载力[10]。

上述密肋复合墙体均以混凝土框架-密肋复合墙结构体系为研究对象，预制构件与外框架整体浇筑；肋间填充材料以炉渣、粉煤灰砌块为主。而蒸压砂加气板块具有良好的物理性能，采用此类填充材料的密肋砂加气复合墙体平整，可免抹灰。鉴于此，提出了承重保温一体化预制墙板[11]，它是以单排配筋的小尺寸混凝土(肋梁、肋柱)框格为骨架，内嵌蒸压砂加气混凝土砌块,该砌块较传统砌块在强度、抗渗性能、保温隔热性能等均有质的提升。该墙板结构具有轻质高强、保温节能、易于标准化生产、连接构造简单等优点，希望通过研究应用于低层装配式自承重墙板结构。

研究以预制墙板进行轴压性能试验为手段，通过试验现象分析蒸压砂加气混凝土砌块与混凝土框格的受力机理，研究预制墙板开洞、高厚比和加载方式对墙板轴压性能的影响，并给出预制墙板的轴压承载力计算式，为工程应用提供参考。

1 试验概述

1.1 试验的设计与制作

试验共设计5个试件，试件尺寸及配筋如图1所示，具体参数见表1，承重保温一体化预制墙板制作过程如图2所示，试件浇筑完成后置于标准养护条件下养护，试件经计算采用单侧脱胎吊装。为方便描述将预制墙板肋柱从左向右分为左侧边肋柱、左侧中肋柱、右侧中肋柱、右侧边肋柱，将肋梁从下向上分为底肋梁、下肋梁、中肋梁、上部肋梁；预制墙板内嵌蒸压砂加气混凝土砌块尺寸为600 mm×800 mm，肋梁、肋柱均采用单排HRB400纵筋2φ8,拉筋HPB300 φ6@200，肋梁、肋柱与砌块之间均不设置拉结钢筋，试件B150X和试件B150D研究开洞大小对预制墙板承载力的影响；试件B100和试件B150研究高厚比对预制墙板承载力的影响；试件B150Z研究加载方式对预制墙板破坏形式的影响。

表1 试件参数Table 1 Specimen parameters

a—B100、B150、B150Z；b—B150X；c—B150D。图1 试件尺寸及配筋 mmFig.1 Sizes and rebars of specimens

1.2 材料力学性能

承重保温一体化预制墙板的混凝土采用C30混凝土，其中混凝土中粗骨料最大粒径不大于20 mm；蒸压砂加气混凝土砌块采用天津优博络客新型建材有限公司生产的B05级砌块，肋柱和肋梁的纵向钢筋采用HRB400级，拉筋采用HPB300级，试验的5个试件均采用同一批混凝土浇筑，同时浇筑3组尺寸为150 mm×150 mm×150 mm的立方体混凝土试块；制作3组尺寸为100 mm×100 mm×100 mm的蒸压砂加气混凝土立方体试块；制作3组尺寸为100 mm×100 mm×300 mm的蒸压砂加气混凝土棱柱体试块。参照相应试验方法[12-14]进行材料性能试验，混凝土、钢筋、蒸压砂加气混凝土砌块的材料性能实测值分别见表2～表4。

表4 蒸压砂加气混凝土砌块材料性能Table 4 Properties of aerated concrete blocks with autoclaved sand

a—制作钢筋网片；b—钢筋网片定位入模；c—砌块定位入模；d—浇筑肋梁、肋柱；e—脱模吊装。图2 试件制作过程Fig.2 The making process of specimens

表2 混凝土材料性能Table 2 Properties of concrete MPa

fcu，m、fc，m分别为混凝土立方体抗压强度平均值和混凝土轴心抗压强度平均值;Ec为混凝土弹性模量;fcu,k为混凝土立方体抗压强度标准值。

表3 钢筋材料性能Table 3 Properties of rebars

d为钢筋直径；fy为钢筋的屈服强度；fu为抗拉强度。

fcu，m、fc，m分别为立方体抗压强度平均值和棱柱体抗压强度平均值；Eq为弹性模量。

1.3 加载制度及量测方案

加载装置如图3所示，在试件顶部放置刚度较大的加载钢梁，以实施竖向单调均布加载；对于集中加载工况，在加载钢梁底部(中间两根肋柱的顶部)放置两块钢垫块，传递集中荷载。在正式加载之前先进行几何对中和预加载；正式加载初期每级加载约为预估峰值荷载的2%，当加载到预估破坏荷载的75%左右，每级加载改为预估峰值荷载的1%，当承载力下降到峰值荷载的85%或试件破坏，试验加载结束。为测量试验过程中试件的竖向和侧向位移，在试件顶部和侧面设置位移计b1～b6；在肋柱、肋梁的纵筋表面粘贴钢筋应变片以测量钢筋应变，肋梁钢筋应变片粘贴在同一侧纵筋，左侧两根肋柱钢筋应变片粘贴在正面肋柱纵筋，右侧两根肋柱钢筋应变片粘贴在背面肋柱纵筋；在砌块表面竖向粘贴应变片测量砌块竖向应变，具体位置详见图4。试验过程中，记录裂缝出现的位置及相应的荷载值。

a—均布加载；b—集中加载。图3 加载装置示意Fig.3 Schematic diagrams of loading devices

a—试件位移计布置；b—试件应变片布置。图4 试验测量方案 mmFig.4 Test measurement schemes

2 试验结果与分析

2.1 试验现象

除试件B150Z为竖向单调两点集中加载外，其余试件均为竖向单调均布加载。试验过程中发现预制墙板的加载方式和墙板开洞对试验现象和破坏模态影响较大，下文以集中加载下试件B150Z和均布加载下试件B100、开洞试件B150X为例，说明加载方式和预制墙板开洞对试验现象的影响。

2.1.1试件B150Z

试件B150Z通过加载梁下加两个钢垫块实现两点竖向集中加载。荷载加至340 kN时，墙板顶部左、右两侧中间肋柱与砌块结合面出现非结构性竖向裂缝(即混凝土与砌块不同材料交接处的裂缝)，此时竖向位移达到5.96 mm；加载至430 kN时，顶部右侧砌块出现第一条斜裂缝,随着荷载持续地增加，裂缝不断斜向延伸宽度继续增加，并在顶部左右两侧砌块中不断出现新的斜向裂缝；当试件达到峰值荷载533 kN时，墙板传出“砰”的一声巨响，墙板顶部左侧中肋柱的混凝土距加载点300 mm处被压碎剥落，钢筋压屈，同时墙板顶部的左侧砌块被压坏，此时位移达到9.44 mm，荷载迅速下降到峰值荷载85%以下，试件破坏如图5a所示。

2.1.2试件B100

试件B100为无洞口顶部均布加载。荷载加载至100 kN时，墙板的顶部中间砌块与两侧肋柱的结合面出现非结构性竖向细微裂缝；继续加载至130 kN时，顶部中间砌块出现竖向裂缝；当加载至220 kN时，墙板底部右侧砌块与中肋柱结合面出现非结构性竖向裂缝，同时顶部中间砌块出现斜向裂缝；随着荷载的增加上部砌块与肋柱结合面裂缝向下发展，下部砌块与肋柱结合面裂缝向上发展，裂缝发展穿过中间肋梁，同时上部砌块出现新的斜裂缝和竖向裂缝，已有裂缝宽度逐渐增大；持续加载至730 kN，竖向位移达9.91 mm，随后墙板传出“砰”的一声巨响，墙板顶部左侧及中间两根肋柱和相邻砌块被压坏脱落、钢筋压屈，荷载迅速降低至峰值荷载85%以下，试件破坏如图5b。

2.1.3试件B150X

试件B150X为中间开小洞口预制墙板，均布加载，其试验现象类似于试件B100，但裂缝主要出现在预制墙板底部左侧和上部中间与右侧肋格砌块中，其中上部中间砌块以竖向裂缝为主，其下方的肋梁底部裂缝充分发展，肋梁纵筋受拉屈服，左下方和右上方的肋格中砌块以斜裂缝为主；肋柱受压破坏主要发生在左侧边肋柱的底部、左侧中肋柱的中部和右侧中肋柱的上部；试件B150X最终为对角受压破坏，详见图5c。

a—B150Z；b—B100；c—B150X。图5 试件破坏模态Fig.5 Failure modes of specimens

2.1.4破坏模态

试验现象表明，预制墙板主要为肋柱和砌块的受压破坏，各试件主要区别在肋柱的破坏位置和砌块裂缝的发展，肋柱破坏位置越靠近下方，砌块的裂缝发展越充分；加载过程中均无面外失稳倾向，表现出良好的整体受力性能和稳定性能，试件轴力达峰值荷载后迅速下降，试件为脆性破坏；试件B150由于制作工艺和加载对齐等初始缺陷造成试件在面内和面外均存在偏心受压。根据试验现象可将试件破坏模态分为三种：集中加载下的局部受压破坏、均布加载下轴心受压破坏和对角破坏，其主要特征如下：

1)局部受压破坏：在竖向两点集中加载工况下预制墙板首先在肋柱与砌块的结合面出现非结构性竖向裂缝，其次是预制墙板上部两侧砌块出现裂缝，且以斜裂缝为主，最后垫块下部肋柱的局部受压破坏，预制墙板整体裂缝发展不充分，峰值荷载较小。

2)轴心受压破坏：以不开洞的预制墙板为主，均布加载初期首先出现非结构性竖向裂缝，其次是预制墙板上部砌块出现竖向和斜裂缝，最后为预制墙板上部多根肋柱受压破坏，其中边肋柱破坏相对严重，预制墙板裂缝发展相对充分，峰值荷载大。

3)受压对角破坏：以开洞预制墙板为主，在均布荷载作用下，其肋柱的受压破坏发生在不同肋柱的不同高度，主要成对角破坏；预制墙板对角和上部中间砌块均出现裂缝和破坏，以斜裂缝为主，裂缝发展充分，峰值荷载相对较大。

2.2 荷载-位移曲线

图6为试件的轴向荷载-竖向位移曲线，竖向位移取百分表b1、b2、b3的平均值。峰值荷载前该曲线整体呈线性，开洞试件呈单折线，无洞口试件曲线基本呈二折线；集中加载的试件，加载过程中肋梁与砌块间局部缝隙(靠近中间肋柱处)减小较快，荷载-位移曲线第一段折线较短；开洞试件由于墙板中间砌块不连续导致砌块和肋梁、肋柱共同受力阶段不明显，故荷载-位移仅为单折线；峰值荷载后各墙板承载力下降迅速，均表现为脆性破坏。峰值荷载时除试件B150X外各墙板受压平面外侧向位移沿墙高分部成“S”型(图7)，试件B150X侧向位移沿墙高分部成“J”型(图8)，各试件侧向位移较小，加载过程中无侧向失稳，表明预制墙板在试验所取高厚比范围内平面外刚度较大，能够满足稳定要求。图8给出试件B150X在不同荷载等级下沿高度方向平面外侧向位移变化规律，在荷载初期试件侧向位移增长缓慢，在荷载中期和后期试件侧向位移增加较快，整个过程中试件的各个高度侧向位移均较小，最大值为3.88 mm。

B100;B150;B150D;B150X;B150Z。图6 荷载-竖向位移曲线Fig.6 Curves between loads and vertical displacement

B100;B150X;B150D;B150Z。图7 峰值荷载-侧向位移曲线Fig.7 Curves between peak loads and lateral displacement

100 kN;300 kN;500 kN;700 kN;900 kN。图8 B150X侧向位移分布Fig.8 Lateral displacement of B150X

随着墙板高厚比增加，试件承载力有所减小，整体协同受力性能下降，荷载-竖向位移曲线的斜率变化不大，侧向位移有所增大，但不至发生侧向失稳。集中荷载作用下，墙板呈局部破坏，墙板的峰值荷载降低，整体协同受力性能较差；均布荷载作用下，墙板峰值荷载高，整体协同受力性能较好。预制墙板随着洞口的增大，其荷载-竖向位移曲线斜率略微降低，承载力减小，洞口的存在改变墙板的破坏模式。

2.3 荷载-应变曲线

竖向集中荷载作用下试件上部肋柱钢筋应变呈中间肋柱大两边肋柱小，而在试件底部各肋柱纵筋应变却呈相对均匀状态,如图9a所示；中肋柱纵筋应变沿墙高方向从上往下减小，而边柱纵筋应变呈大趋势，且在竖向集中荷载较大情况下出现底部边柱纵筋应变大于中间肋柱的现象，可以看出：竖向集中荷载作用下预制墙板通过肋格中砌块和肋梁将荷载从中肋柱向边肋柱传递。试件B150Z上截面和中截面钢筋应变之和随着荷载的增加均匀增加且基本相等，而下截面的肋柱应变之和小于前两者的，这主要因为加载过程中底部砌块可以通过其下方的肋梁直接将荷载传递至地梁。竖向集中荷载作用下，试件破坏主要表现为中肋柱上部局部受压破坏，荷载由上到下逐渐均匀，具有集中荷载扩散现象，表明该试件结构具有良好的整体协同受力性能。

试件在竖向均布荷载作用下上部肋柱纵筋应变也呈现出中间肋柱大于边肋柱，原因是中间肋柱两侧砌块的存在增加中间肋柱线刚度，由于施工缺陷导致中间两根肋柱线刚度不完全相同，所以中间两根肋柱纵筋应变不完全相同。均布荷载作用下试件中、边肋柱纵筋应变沿墙高方向变化规律同集中荷载的，预制墙板在均布荷载作用下会出现墙体内部内力调整现象，即承担荷载大的肋柱将荷载传递至其他荷载较小的肋柱。图10c给出开洞和不开洞试件同一位置荷载-肋柱纵筋应变曲线，由于中间洞口的存在造成中肋柱和边肋柱侧向约束相同，故肋柱的纵筋应变大致相同，不开洞试件中肋柱和边肋柱侧向约束不同导致在荷载后期中肋柱应变增加较边肋柱快。均布荷载作用下预制墙板各肋柱在中间砌块和肋梁的作用下能够协同受力，共同承担荷载，且洞口能够改变预制墙板中肋柱的荷载分配。

a—上、下截面肋柱钢筋应变；b—边、中肋柱纵筋应变；c—边、中肋柱纵筋应变之和。图9 B150Z肋柱钢筋应变Fig.9 Strain of rebars in rib column B150Z

a—B100上截面肋柱钢筋应变；b—B100边、中肋柱纵筋应变；c—B100、B150X中截面肋柱钢筋应变。图10 B100、B150X肋柱钢筋应变Fig.10 Strain of rebars in rib columns B100 and B150X

图11给出不同形式荷载作用、不同板型的预制墙板的荷载-肋梁纵筋应变曲线。从图中看出：在竖向荷载作用下肋梁均受拉，不开洞的预制墙板肋梁纵筋应变普遍较小，肋梁纵筋应变无明显变化，开洞时洞口顶部肋梁的纵筋在混凝土开裂时应变发生突变；在竖向均布荷载作用下，随着肋梁高度增加，肋梁纵筋应变增大。在竖向集中荷载作用下，随着肋梁高度的增加，肋梁纵筋应变越来越小，由于肋梁和砌块的作用，边肋柱也会承受压力，表明肋梁对墙板的整体协同受力起到协调作用。

a—B150Z肋梁纵筋应变；b—B100肋梁纵筋应变；c—B150D肋梁纵筋应变。图11 肋梁钢筋应变Fig.11 Strain of rebars in rib beams

2.4 蒸压砂加气混凝土砌块的承载力占比

试件中蒸压砂加气混凝土砌块所占体积约86%，砌块对肋柱产生约束作用提高稳定性，并使与肋梁、肋柱形成受力整体，而且提供部分竖向承载力。图12给出底部的中间和侧边砌块荷载-应变曲线，砌块应变普遍较小，竖向集中荷载作用下底部中间砌块应变大于侧边的；均布荷载作用下不开洞试件底部中间和侧边砌块应变基本相等,开洞试件洞口下部砌块应变在加载初期基本等于侧边的，而在加载后期随着荷载的增加洞口下部砌块应变基本保持不变，侧边砌块应变依旧保持增加；为研究砌块所提供的竖向承载力占比，按文献[15]提供的砌块本构计算出砌块提供竖向承载力占比详见图13，可以看出砌块提供的竖向承载力占比约为9%～24%。集中荷载作用下砌块竖向承载力占比随着荷载的增加而减小，均布荷载作用下随着荷载的增加砌块竖向承载力占比增加，且开洞预制墙板砌块承载占比约为不开洞预制墙板的2/3。

B100-32;B100-34;B150Z-32;B150Z-34;B150X-32;B150X-34。图12 蒸压砂加气混凝土砌块荷载-应变曲线Fig.12 Relation curves between loads and strain of aerated concrete blocks with autoclaved sand

B100;B150X;B150Z。图13 蒸压砂加气混凝土砌块承载力占比Fig.13 Proportions of the bearing capacity for aerated concrete blocks with autoclaved sand

2.5 承载力及轴心受压性能影响因素

轴心受压承重保温一体化预制墙板在达到峰值荷载前荷载-竖向位移基本呈线性，表5给出各试件峰值荷载、开裂荷载及其对应的竖向位移和最大侧向位移，表中开裂荷载定义为预制墙板砌块中出现第一条裂缝；除试件B150由于制作缺陷出现偏心受压破坏外其余试件在加载过程中侧向位移均小于6 mm，竖向位移均小于10 mm，竖向均布荷载作用下开裂荷载约为峰值荷载17.2%～19.8%，竖向集中荷载作用下开裂荷载为峰值荷载的63.8%；通过试验现象和结果分析承重保温一体化预制墙板轴心受压性能有以下影响因素：

表5 各试件主要阶段试验结果Table 5 Test results of main stages for specimens

1)竖向荷载形式：竖向集中荷载作用下试件的峰值荷载较低，且试件开裂荷载占比很高，试件的破坏模态为加载点下肋柱的局部受压破坏，试件整体协同受力性能较差；竖向均布荷载作用的试件峰值荷载较高，试件中砌块和肋柱、肋梁形成受力整体，协同受力，试件最终破坏为预制墙板的整体形破坏。

2)预制墙板开洞：预制墙板是否开洞直接影响其破坏模态，开洞试件在均布荷载作用下承载力相对较小，由于洞口的存在，造成开洞肋格周围肋柱线刚度弱化，洞口在预制墙板中间肋格处可弱化中柱线刚度，减小边柱和中柱线刚度差，使得预制墙板受力均匀；若洞口在预制墙板的两侧则作用相反，故洞口宜居中布置。

3)预制墙板高厚比：由表5可知试件在加载过程中侧向位移均较小，在试验过程中均未出现失稳破坏，高厚比在一定范围内(不大于26.8)墙体平面外刚度较大，但是随着墙体高厚比增加承载力有所减小，砌块与肋梁、肋柱协同受力性能降低。

3 轴心受压承载力计算式

试验表明预制墙板整体受力性能良好，高厚比在一定范围内预制墙板平面外刚度较大，参考JGJ/T 275—2013《密肋复合板结构技术规程》[16]对密肋复合墙板轴心受压承载力计算式规定：

(1)

其中αqN=1+0.4fqu.kAq/(fcu.kAc)

(1a)

φ′=1/(1+0.001 2β2)

(1b)

JGJ/T 275—2013中对集中加载工况和开洞预制墙板受压承载力没有特殊注明，根据试验过程中试件破坏模态和承载力发现式(1)不适用于竖向集中荷载及开洞预制墙板承载力计算，结合GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》[17]中关于钢筋混凝土轴心受压构件正截面承载力计算式(2)，分别给出竖向集中荷载和均布荷载工况下的承重保温一体化预制承载力计算式(3)、(4)。

(2)

竖向集中荷载工况下：

(3)

式中：φ同式(2)按l0/b′查表，b′为肋柱接触砌块边长度；A′为荷载作用点下肋柱截面面积之和。

竖向均布荷载工况下：

(4)

式中：φ′为墙体稳定性系数，按式(1b)计算；Ac1、Ac2分别为预制墙体内各混凝土中肋柱、边肋柱横截面面积之和；αqN为填充体对墙体受压承载力的影响系数，开洞预制墙板时αqN=1，非开洞预制墙板同式(1a)；φ为钢筋混凝土构件稳定性系数，开洞预制墙板时同式(2),否则φ=1。

将试验结果与式(3)、(4)计算结果对比列于表6中，按算式计算的承载力与试验值相接近但有一定误差，墙板B150在均布荷载作用下，由于试件存在施工质量等问题，试验过程中出现严重偏心，导致试验承载力偏低；可以认为本算式计算值是较安全可靠的。

表6 计算值和试验值对比Table 6 Comparisons of the calculated and tested values

误差=(试验值-计算值)/试验值。

4 结束语

通过5榀承重保温一体化预制墙板的轴压试验，研究轴压作用下洞口、高厚比及加载方式对墙板的破坏模态、承载力、整体受力等受压性能的影响，主要结论如下：

1)承重保温一体化预制墙板因其竖向加载方式和开洞与否分为不同破坏模态，主要表现在肋柱破坏位置的不同和砌块中裂缝的发展情况；各试件荷载-竖向位移曲线基本呈线性，峰值荷载后，荷载迅速下降，属于脆性破坏；高厚比小于26.8时墙体无平面外失稳，随着墙体高厚比增加承载力有所减小。

2)竖向轴心荷载作用下，预制墙板上部各肋柱受力不均，经肋梁与砌块的内力调整后，预制墙板下部各肋柱受力相对均匀；肋梁与肋柱形成整体框架，约束砌块，协同受力，提高墙板竖向承载力。

3)承重保温一体化预制墙板的框格和蒸压砂加气混凝土砌块相互作用共同承担竖向荷载；肋柱承担主要的竖向荷载，砌块承担的荷载值约占总荷载的9%～24%。砌块与框格相互约束，提高墙板的稳定性，间接提高墙板的承载力。

4)给出承重保温一体化预制墙板轴心受压承载力计算式，为该结构墙板的承载力设计提供依据。