蒸压加气混凝土是以硅质材料、石灰、水泥、铝粉等为原材料, 通过多道工序制成的轻质多孔混凝土制品。1965年我国建设了第一个加气混凝土厂——北京加气混凝土厂, 到现在已经有50多年的历史。加气混凝土具有轻质、保温、防火、隔音、易加工等优良特点, 已被作为围护结构广泛应用于工业及民用建筑中^[1,2]。加气混凝土按照密度从小到大的顺序可分为B03级、B04级、B05级、B06级等, 随着密度的增加, 内部孔隙率减小, 强度增加, 但保温性能降低, 现有的加气混凝土多为B04级和B05级。

　　 与B04级和B05级加气混凝土相比, B03级加气混凝土的保温性能得到大幅度提升, 但强度相对降低很多。为充分发挥B03级加气混凝土的保温性能, 改善其受力性能, 项目组研发了一种以B03级加气混凝土板为芯材的复合加气混凝土板, B03级加气混凝土板芯材四周包裹热镀锌电焊网, 并涂抹柔性较高的抗裂砂浆。已有的研究结果表明, 普通钢筋混凝土梁通过钢丝网+砂浆加固后的复合梁的抗裂性、延性、抗渗性以及耐热耐火性得到显著改善^[3,4,5,6]。为研究B03级加气混凝土复合板的受力性能, 本文通过四分点受弯试验对此类构件进行研究。

　　 试验构件包括两块B03级加气混凝土复合板 (简称复合板) , 编号为A-1, A-2;两块B03级加气混凝土板 (简称加气板) , 编号为B-1, B-2。加气板尺寸为3 000×600×200, 钢筋保护层厚度为35mm。考虑到围护墙板需承受正负风压, 加气板两面配筋相同, 两面受力筋通过焊接的拉结网片形成钢筋笼, 不配置箍筋, 为提升钢筋的锚固性能, 在受力筋两端加密设置横向钢筋, 配筋方案如图1所示。复合板是以加气板为芯材, 在受拉和受压侧缠绕热镀锌电焊网, 并涂抹20mm厚抗裂砂浆, 复合板构造示意图见图2。热镀锌电焊网由优质低碳铁丝镀锌后焊接而成, 具有抗腐蚀性强、柔韧性好和造价低等特点。加气板、钢筋和热镀锌电焊网的基本力学性能见表1～3^[7]。

　　 试验在北京建筑大学结构实验室进行, 加载试验装置如图3所示, 采用四分点加载方式, 布置5个位移计 (布置见图4, 5) , 位移计布置方案按照《蒸压加气混凝土性能试验方法》 (GB/T 11969—2008) ^[8]确定, 1号和2号位移计测量支座竖向沉降, 3号位移计测量跨中挠度, 4号和5号位移计测量加载点位移, 试验数据由DH3820数据测量系统采集。

　　 试验正式开始前进行预加载, 以检测设备是否正常及测点布置是否牢靠, 预加载要确保构件控制在弹性范围内, 卸载后正式加载。试验初期采用力控制加载模式, 每级荷载为10kN, 观察时间1min, 构件屈服以后采用位移控制的加载模式, 每级位移Δ=5mm, 当荷载下降到极限荷载的85%时停止加载。

　　 复合板A-1和A-2的试验现象类似, 以复合板A-2为例描述试验现象。当加载至7.8kN (不包括自重和分配梁重量, 余同) 时, 跨中位移达到2.7mm, 在板底跨中附近出现第一条裂缝, 随着荷载的增大, 跨中附近出现新裂缝, 原有裂缝不断延伸扩大, 裂缝从板底沿竖直方向延伸, 穿过砂浆层和加气板, 未在复合层与芯材的界面处出现水平裂缝, 说明此时砂浆层和加气板粘结性能良好。加载至18.1kN时, 两侧加载点位置附近出现斜向裂缝。加载至25.5kN时, 镀锌电焊网局部断裂并且发出脆裂响声, 左侧加载点位置斜裂缝迅速扩大, 荷载开始下降。荷载降至22.8kN后缓慢上升, 升至23.4kN时, 镀锌电焊网再次发出断裂声, 斜裂缝从板底贯通到板顶, 板顶右侧加气板和砂浆层界面处开裂, 界面处出现水平裂缝, 板材发生剪压破坏。裂缝分布图见图4。

　　 加气板B-1和B-2的试验现象类似, 以加气板B-2为例描述试验现象。当加载至6.7kN时, 挠度达到3.9mm, 板体发出崩裂的声音, 靠近4号位移计的加载点处出现第一条斜向裂缝。随着荷载的增加, 裂缝向上延伸, 跨中附近也出现竖向裂缝, 随即钢筋第一次出现滑移, 之后主裂缝迅速延伸扩大。加载至11.6kN时, 挠度达到14.7mm, 右加载点底部加气混凝土掉落, 钢筋保护层脱落, 钢筋再次发生滑移 (图6) , 右侧加载点位置斜裂缝最大宽度达到10.0mm, 板材发生剪压破坏, 破坏时没有明显的预兆, 属于脆性破坏^[9,10]。加气板B-2裂缝分布图如图5所示。

　　 对比两种板的试验现象, 相同之处:无论是复合板还是加气板, 主裂缝都为加载点附近的斜裂缝, 由于都没有配置箍筋, 最后都发生了剪压破坏, 且都为脆性破坏。不同之处:复合板先出现竖直裂缝, 后出现斜裂缝, 加气板先出现斜裂缝, 后出现竖直裂缝。由于砂浆层和镀锌电焊网对受拉处加气混凝土的约束作用, 复合板裂缝的宽度小, 裂缝多而细, 发展慢, 复合板A-2和加气板B-2的裂缝开展情况见图4和图5。

　　 试验所测得的荷载-挠度曲线如图7所示, 加气板的荷载-挠度曲线可分为两段。以复合板A-2为例, 复合板的荷载-挠度曲线也可分为两段, 复合板A-2的荷载-挠度曲线在开裂前近似为直线, 快要开裂时展现出一定的塑性特征, 曲线斜率稍有变小。复合板开裂以后, 开裂区砂浆退出工作, 曲线斜率变小。加载至18.5kN时, 钢筋滑移, 曲线段出现小范围跳跃。加载至26.2kN时, 钢筋屈服, 曲线近似为一条水平直线, 此后荷载开始缓慢下降, 降至25.7kN时, 部分镀锌电焊网撕裂, 钢筋受力激增并出现滑移。荷载下降至22.8kN时, 钢筋受力稳定, 继续承受拉力, 荷载-挠度曲线近似为水平直线。挠度达到23.5mm时, 镀锌电焊网再次撕裂, 荷载再次下降至板材破坏。

　　 以加气板B-2为例分析。第一段为弹性阶段, 荷载-挠度曲线近似为一条直线, 荷载和挠度呈线性增长关系, 快要开裂时展现出一定的塑性特征, 斜率稍有变小, 加载至6.7kN后, 进入第二阶段。第二阶段为弹塑性阶段, 由于开裂的加气混凝土不再承担拉力, 钢筋受力激增并出现滑移, 在荷载-挠度曲线中可以看到滑移时荷载下降了一小段。钢筋受力稳定后, 荷载继续上升, 由于混凝土开裂不断退出工作, 板材刚度不断减小, 荷载-挠度曲线斜率也越来越低, 达到峰值荷载后荷载突然下降, 构件破坏。由于钢筋没有屈服, 故在荷载-挠度曲线中没有持荷阶段。

　　 两块加气板和两块复合板均是在第一阶段各自荷载-挠度曲线几乎重合, 第二阶段各自荷载-挠度曲线存在小范围差异。这是由于第一阶段板材处于弹性阶段, 刚度几乎相等, 曲线近似重合, 第二阶段由于开裂后钢筋发生了滑移, 滑移位置和滑移程度具有一定的离散性, 滑移程度更大的板材荷载-挠度曲线斜率更小, 极限荷载更低。由此分析增强加气混凝土板的材抗滑移能力能有效提高构件的承载力。

　　 对比加气板和复合板的荷载-挠度曲线, 可知复合板的刚度、开裂荷载和极限承载力都有所提高。加气板开裂后即发生滑移, 复合板由于镀锌电焊网和抗裂砂浆可以和钢筋共同承担拉力, 延迟了钢筋滑移时间, 同时降低了滑移次数、减轻了滑移程度。从荷载-挠度曲线中可以看处, 加气板的钢筋在试验过程中没有屈服, 复合板的钢筋屈服后才发生破坏。

　　 复合板和加气板在弹性阶段抗弯刚度试验值根据材料力学中挠曲线近似微分方程ω″=M/EI确定。挠曲线近似微分方程积分两次后, 抗弯刚度按下式计算:

　　 $E{\rm I}=\frac{11Fl{}^3}{384\omega }(1)$

　　 式中:E为弹性模量;I为截面惯性矩;ω为挠度;l为构件长度;F为荷载传感器所测集中力值。

　　 代入相关参数值后可得加气板在复合后未开裂时的弯曲刚度试验值提高约2.2倍。

　　 开裂荷载试验值根据《混凝土结构试验方法标准》 (GB 50152—92) ^[11]中如下规定确定:1) 当某级荷载加载完成后, 在稳定期间没有出现裂缝, 但继续加载时板材开裂, 则可以将此荷载视为开裂荷载;2) 若加载时没有开裂但稳定期间开裂, 则开裂荷载可取上级荷载与此级荷载的平均值;3) 若未及时观测到首条裂缝, 可在荷载-挠度曲线的相应转折点位置作切线, 则开裂荷载可取交点对应的平均值。

　　 计算开裂荷载的理论值时, 基于以下假设:1) 截面开裂前遵循平截面假定;2) 加气板和砂浆层始终保持紧密, 不发生相对滑动;3) 因为砂浆强度低, 且厚度相比加气板厚度较小, 故在复合板开裂荷载计算时忽略砂浆强度的贡献。

　　 加气板在生产过程中要在蒸压釜内进行2h, 200～300℃的高温蒸汽养护, 蒸养结束后又冷却到室温。由于钢筋的热膨胀系数大于加气板的热膨胀系数, 故钢筋降温后的收缩长度要小于加气板降温后的收缩长度, 钢筋会挤压加气板 (图8) , 相当于给钢筋施加了预应力, 提高了加气板的开裂能力, 在计算开裂强度时, 考虑这一有利因素^[12]。

　　 加气板在高温蒸养后又冷却到室温, 相当于加气混凝土应力为零的钢筋控制应力为:

　　 $\sigma {}_{\text{g}0}=\epsilon {}_{\text{g}0}E{}_{\text{s}}=(\alpha {}_{\text{g}}-\alpha {}_{\text{h}})(t{}_1-t{}_2)\times E{}_{\text{s}} (2)$

　　 加气板顶部和底部预压应力按下式计算:

　　 $\sigma {}_{\text{h}\text{上}}=\sigma {}_{\text{h}\text{下}}=(A{}_{\text{s}}+A{}_{{\text{s}}^{\prime }})\sigma {}_{\text{g}0}\times 1/A{}_0(3)$

　　 顶部和底部钢筋的预拉应力按下式计算:

　　 $\sigma {}_{\text{g}}=\sigma {}_{{\text{g}}^{\prime }}=\sigma {}_{\text{g}0}-n(A{}_{\text{s}}+A{}_{{\text{s}}^{\prime }})\sigma {}_{\text{g}0}\times 1/A{}_0 (4)$

　　 加气板开裂弯矩计算公式按下式计算:

　　 $\begin{array}{c}{\rm M}{}_{\text{c}\text{r}}=\frac{1}{3}f{}_{\text{t}}b(h-x){}^2+\frac{1}{3}(f{}_{\text{t}}+2\sigma {}_{\text{h}\text{上}})bx{}^2+\hfill \\ (\sigma {}_{\text{s}}+\sigma {}_{\text{g}})A{}_{\text{s}}(h-x-a{}_{\text{s}})+(\sigma {}_{\text{s}}-\sigma {}_{\text{g}})A{}_{\text{s}}(x-a{}_{\text{s}})\hfill \end{array} (5)$

　　 复合板开裂弯矩按下式计算:

　　 $\begin{array}{l}{\rm M}{}_{\text{c}\text{r}}=\frac{1}{3}f{}_{\text{t}}b(h-x){}^2+\frac{1}{3}(f{}_{\text{t}}+2\sigma {}_{\text{h}\text{上}})bx{}^2+\\ \sigma {}_{\text{w}}A{}_{\text{w}}h+(\sigma {}_{\text{s}}+\sigma {}_{\text{g}})A{}_{\text{s}}(h-x-a{}_{\text{s}})+\\ (\sigma {}_{\text{s}}-\sigma {}_{\text{g}})A{}_{\text{s}}(x-a{}_{\text{s}}) (6)\end{array}$

　　 加气板和复合板受拉钢筋应力按下式计算:

　　 $\sigma {}_{\text{s}}=E{}_{\text{s}}\epsilon {}_{\text{s}}=\frac{E{}_{\text{s}}}{E{}_{\text{c}}}\times \frac{h{}_0}{h}(\sigma {}_{\text{h}\text{下}}+f{}_{\text{t}})(7)$

　　 镀锌电焊网受拉应力按下式计算:

　　 $\sigma {}_{\text{w}}=E{}_{\text{w}}\epsilon {}_{\text{w}}=\frac{E{}_{\text{w}}}{E{}_{\text{c}}}\times (\sigma {}_{\text{h}\text{下}}+f{}_{\text{t}})(8)$

　　 加气板和复合板开裂荷载按下式计算:

　　 $F{}_{\text{c}\text{r}}=8{\rm M}{}_{\text{c}\text{r}}/l{}_0(9)$

　　 式中:σ_g0为加气混凝土应力为零的钢筋控制应力;ε_g0为加气混凝土应力为零的钢筋控制应变;E_s为钢筋弹性模量;E_s为钢筋弹性模量;E_c为加气混凝土弹性模量;n为钢筋与加气混凝土板弹性模量之比;α_g为钢筋热膨胀系数;α_h为加气混凝土热膨胀系数;t₁, t₂分别为高温蒸养釜内温度和室温;σ_h上, σ_h下分别为加气板顶部和底部预压应力;σ_g, σ_g′分别为顶部和底部钢筋的预拉应力;σ_s为钢筋的拉应力;A_s, A_s′分别为板材上部钢筋和下部钢筋的截面面积;A₀为加气板的截面面积;M_cr为开裂弯矩;f_t为加气混凝土抗拉强度;h₀为截面有效高度;h为截面高度;x为板材受压区高度;E_w为镀锌电焊网弹性模量;σ_w为镀锌电焊网拉应力。

　　 由表4可知, 加气板复合后开裂荷载的试验值相比未复合前提高约为1.3倍。加气板开裂荷载试验值与理论值的比值平均值为1.68, 复合板开裂荷载试验值与理论值的比值平均值为1.95, 说明加气板和复合板的计算公式都具有足够的安全储备。加气板和复合板的开裂强度计算图如图9, 10所示。

　　 根据《建筑结构荷载规范》 (GB 50009—2012) ^[13]中第8.1.1条规定, 高层建筑中加气混凝土围护墙板的风荷载根据下式计算:

　　 $\omega {}_{\text{k}}=\beta {}_{\text{g}\text{z}}\mu {}_{\text{s}l}\mu {}_{\text{z}}\omega {}_0(10)$

　　 式中:β_gz为高层z处的阵风系数;μ_sl为局部风荷载体型系数;μ_z为风压高度变化系数;ω₀为基本风压。

　　 按照北京地区100m高度, 地面粗糙度类别取D类, 基本风压取0.5kN/m², 阵风系数取1.98, 风压高度变化系数取1.04, 局部风荷载体型系数取1.4, 计算得风荷载为1.44kN/m², 换算成集中力后为2.6kN。B03加气板与复合板的开裂荷载均能满足北京地区100m高度以下高层围护结构的正常使用要求。

　　 加气板的钢筋在高温蒸养前要进行调直处理, 相当于“冷加工硬化”, 提升了钢筋的屈服强度, 之后经过2h温度为200～300℃的高温蒸养, 相当于人工对钢筋进行了“时效处理”, 钢筋的屈服强度进一步得到提升。在极限承载力计算里不考虑钢筋屈服强度的提升, 仅作为强度储备。

　　 根据《蒸压加气混凝土建筑应用技术规范》 (JGJ/T 17—2008) ^[14], 加气板的正截面抗弯承载力按下式计算:

　　 $\{\begin{array}{l}{\rm M}\le 0.75f{}_{\text{c}}bx\left(h{}_0-\frac{x}{2}\right)\\ f{}_{\text{c}}bx=f{}_{\text{y}}A{}_{\text{s}}\end{array}(11)$

　　 复合板的正截面抗弯承载力按下式计算:

　　 $\{\begin{array}{l}{\rm M}\le 0.75\left[f{}_{\text{y}}A{}_{\text{s}}\left(h{}_0-\frac{x}{2}\right)+f{}_{\text{w}}A{}_{\text{w}}\left(h-\frac{x}{2}\right)\right]\\ f{}_{\text{c}}bx=f{}_{\text{y}}A{}_{\text{s}}+f{}_{\text{w}}A{}_{\text{w}}\end{array} (12)$

　　 式中:M为构件的极限弯矩;f_c为构件的轴心抗压强度;b为构件的截面宽度;h₀为构件的有效高度;x为构件的受压区高度;f_y为钢筋的屈服强度;f_w为镀锌电焊网的屈服强度;A_s为构件的配筋面积;A_w为构件所配镀锌电焊网面积。

　　 由表5可知, B03级加气板极限承载力试验值与理论值的比值相比复合板要小很多, 且都具有足够的安全储备。复合板极限承载力的试验值比加气板提高约2倍, 相比开裂荷载, 提高更为显著, 一方面由于复合后截面刚度增大, 另一方面镀锌电焊网优异的配筋分散性, 减少了钢筋的滑移程度, 充分利用了钢筋的抗拉强度。

　　 (1) B03级加气混凝土复合板较B03级加气混凝土板的抗弯性能得到较大改善, 开裂荷载提高约1.3倍, 极限承载力提高约2倍, 开裂前抗弯刚度提高约2.2倍。

　　 (2) 复合后的B03级加气混凝土板相比未复合前, 破坏特征发生了明显改变, 复合板的初始裂缝出现在纯弯段, 裂缝多而细, B03级加气混凝土板的初始裂缝出现在加载点底部, 裂缝少而宽。

　　 (3) 复合板的砂浆层和加气混凝土芯材在达到极限承载力前没有发生剥离, 产生的裂缝能够从砂浆层竖直延伸至加气混凝土芯材, 说明砂浆层和加气混凝土芯材粘结性能良好。

　　 (4) 砂浆强度和厚度对复合板抗弯强度的贡献还有待进一步研究。