淺析ALC 墻板抗壓性能分析

麥振良 王炎明 張耘炯

在建筑領域中，墻板不僅是承擔結構荷載的重要構件[1]，還在提供隔熱隔聲功能方面發揮著至關重要的作用。近年來，隨著建筑技術的不斷創新和發展，新型的建材和施工工藝不斷涌現，為墻板的性能提升開辟了廣闊的可能性[2]。在這樣的背景下，蒸壓輕質混凝土（Autoclaved Lightweight Concrete，ALC）墻板作為一種輕質混凝土墻板，逐漸成為建筑領域引人注目的焦點[3]。為確保ALC 墻板建筑結構的安全性以及穩定性，對于ALC 墻板抗壓性能的研究具有重要的工程意義[4]。文獻[5]針對ALC 墻板在鋼框架結構中的裂縫問題，通過建立有限元模型，研究了鉤頭螺栓節點的工作模式和墻板的破壞機理，發現在墻板節點區設置抗裂鋼筋網可以增強其抗裂性能，但是對于抗壓性能的研究依然較少。

本文結合中建五局下的潮樾府主體工程項目對ALC 墻板的抗壓性能進行深入分析，特別是針對不同板材高度和板材內配筋情況進行系統研究，以全面了解ALC 墻板在承受軸向荷載時的行為。通過仔細分析試驗結果，能更準確地評估ALC 墻板在建筑結構中的可靠性[6]。

1 工程概況

中建五局潮樾府主體工程項目位于深圳市寶安區銀田路東南側，西南距離廣深沿海高速公路輔道約28 m，地塊東南側為已建華豐前海灣小區，東北側西鄉交警中隊。用地性質包括住宅、商業、幼兒園。本工程總建筑面積約為96181.18 m2，建設用地面積約為16824.41 m2。本項目是由2 棟高層住宅+ 1 棟高層租賃住房+ 2 層地下室組成，塔樓標準層所采用的墻板為ALC 輕質隔墻板。

2 試驗材料與方案

2.1 ALC墻面板設計

在ALC 墻板抗壓強度試驗開始前先開展了ALC 立方體抗壓強度試驗和專用粘接劑立方體抗壓強度試驗為后續的試驗提供研究基礎，得到了ALC 立方體試件的抗壓強度均值fcum為5.53，粘接劑立方體試件抗壓強度均值fum為10.78，軸壓穩定系數為0.82。為探究不同設計參數的ALC 板墻的抗壓性能，本此試驗設計了兩種ALC 板墻，在砌筑方式上進行了調整，具體的參數設計如表1 所示。

表1 ALC 墻板設計

本次試驗采取了以下措施：第1，統一試驗人員：本次試驗的2 個試件均由同一名人員進行制作，以確保施工工藝的一致性，避免由于不同人員的施工技巧和習慣對試驗結果的潛在影響。第2，精細施工：在粘結板墻的過程中，采用橡皮錘輕輕敲打灰縫處，以確保粘結均勻，避免出現氣泡、空隙或不均勻的粘結，保證試驗樣品的質量和可靠性。第3，在2 個試件制作完成后，便可進行為期3 d的養護。養護過程中，提供適當的養護環境和條件，以確保試件達到最佳的強度和穩定性，最大程度地減少制作過程和養護過程中的變量，確保試驗的準確性，在完成養護后即可開始進行抗壓試驗。

2.2 抗壓試驗方案設計

本次ALC 板墻抗壓試驗采用的是500T 自平衡反力架對板墻進行軸向加載，在試驗開始前先在試件中安裝了應力片以及位移計，分別用來記錄試件在進行抗壓試驗過程中所受到的應變以及變形。位移計在墻板的頂部和側面均有布置，用來測量軸向和橫向變形：應力片采用610 型環氧酚醛樹脂粘貼劑粘貼在墻板上，該膠水具有遲滯、蛻變小、延伸容量高和適應溫度范圍廣的優點。具體的測點布置方法如圖1 所示。

圖1 測點布置圖（來源：作者自繪）

3 試驗結果分析

3.1 兩種ALC板墻的抗壓強度試驗結果及分析

通過對試驗過程中應力片采集得到的數據，結合觀測得到的開裂情況和破壞情況，得到了抗壓強度的試驗結果如表2 所示。

表2 ALC 板墻抗壓強度試驗結果

通過對表2 的觀察可以發現，在灰縫處設計了鋼筋網的試件B 的抗壓強度略大于沒有鋼筋網的試件A，表明灰縫處的鋼筋網并不能明顯地提高ALC 板墻的抗壓強度。試件A 和試件B 在試驗過程中發生開裂后仍未發生破壞，其開裂荷載分別為破壞荷載的60.49%和29.11%，這表明ALC板墻在發生開裂后依然具有不錯的承載力。試件B 發生開裂時的荷載為439.01 kN，遠小于試件A 發生開裂時的900.58 kN，但最終發生破壞時所需的荷載略高于試件A，因此相較于試件A，雖然試件B 可能更早出現開裂，但它在破壞前能夠承受更大的荷載，這使得試件B 在實際應用中更加安全，并且破壞的發生可以更早地被察覺和預測。

3.2 彈性模量計算與分析

彈性模量計算方法如式（1）：

式中：E 為彈性模量，單位MPa；fm為抗壓強度平均值，單位MPa；ε0.4為0.4 倍抗壓強度平均值對應的軸向應變，單位%。

經計算得出試件A 和試件B 的彈性模量E 分別為2780 和2940 MPa。試件B 的彈性模量略大于試件A，是試件A 的1.06 倍。這是由于試件B 在灰縫處設計了鋼筋網，墻體內部的材料的橫向以及平面外方向的變形受到鋼筋網的約束，與試件A 相比不易發生形變，因此增大了彈性模量。

此外，立方體砌塊的彈性模量可以根據式（2）和式（3）分別進行計算：

式中：E'為立方體砌塊彈性模量，單位MPa；α 為計算系數，無量綱；Ra為立方體砌塊抗壓強度，單位MPa，取Ra=0.6R1；R1為立方體砌塊抗壓強度，單位MPa；R2為粘接劑立方體砌塊抗壓強度，單位MPa。

立方體砌塊彈性模量計算結果如表3 所示。通過對表3 計算結果的分析可以發現通過砌塊試驗結果計算得到的彈性模量略小于ALC 墻板實際的彈性模量，其中灰縫處未設置鋼筋網的試件A 的彈性模量僅為砌塊計算得到彈性模量的1.02 倍，因此可以采用式（2）和式（3）對試件A 設計類型的ALC 板墻進行彈性模量計算。

表3 ALC 板墻實測彈性模量和立方體砌塊彈性模量計算

ALC 板墻的峰值壓應變由計算機采集設置在ALC 板墻上的應力片得到，具體的結果如表4 所示。從表4中可以發現，試件B 的峰值壓應變小于試件A，這是由于試件B 在灰縫處設計了鋼筋網，在鋼筋網的約束作用下材料的縱向變形受到約束。

表4 ALC 板墻的峰值應變

3.3 兩種ALC板墻峰值壓應變分析

3.4 泊松比計算與分析

泊松比的計算方法如式（4）所示：

式中：ν 為泊松比，無量綱；?tr 為橫向應變，單位% ；? 為軸向應變，單位%。

立方體砌塊的泊松比按照式（5）和式（6）進行計算，即：

式中：σ 為泊松比對應的應力大小，單位MPa；fm 為試樣平均抗壓強度，單位MPa。

立方體砌塊泊松比計算值如表5所示。從表5 中可以發現試件B 的泊松比小于試件A 的泊松比，這是由于試件B 灰縫處的鋼筋網限制了ALC墻板的軸向變形和橫向變形，從而導致了泊松比減小。

表5 ALC 板墻實測泊松比平均值和立方體砌塊泊松比計算

圖1 為從應力為0 MPa 至應力達到平均抗壓強度時試件A 和試件B 的泊松比變化情況。從圖2 中可以發現，試件的泊松比在應力較小時增長緩慢，當應力接近平均抗壓強度時試件的泊松比會發生較快的增長，此時泊松比大于0.5，試件發生了橫向突變，泊松比已經不具備實際意義，因此在進行泊松比分析時需要選擇試件未發生橫向突變的階段。

圖2 試件A 和試件B 的泊松比隨應力變化曲線（來源：作者自繪）

3.5 抗壓承載力計算與分析

立方體砌塊的抗壓強度可以按照式（7）進行計算，即：

式中：f 為試件的抗壓強度，單位MPa；N 為試件破壞時的極限承載力，單位N；φ 為影響系數，無量綱；A為試件的截面面積，單位mm2。

立方體砌塊的抗壓承載力按式（8）和式（9）進行計算，即：

式中：Np為軸壓承載力，單位N；φ為影響系數，無量綱；f為立方體砌塊抗壓強度設計值，單位MPa；fcum為立方體試件的抗壓強度均值，單位MPa；A為試件的截面面積，單位mm2。

根據式（7）～式（9）可以得到立方體砌塊的軸壓承載力如表6所示。從表6 中可以發現，試件A 和試件B的軸壓承載力試驗值和立方體砌塊的軸壓承載力計算值十分接近，因此在實際應用中可以采用式（7）～式（9）對ALC 板墻的抗壓承載力進行計算。

表6 ALC 板墻實測軸壓承載力平均值和立方體砌塊承載力計算

4 結論

本文根據中建五局潮樾府主體工程項目為研究對象設計并制作了兩種不同砌筑方式的ALC 板墻，采用500T 自平衡反力架對兩種ALC 板墻進行抗壓試驗。

通過對試驗結果的分析，得出以下4 方面的結論：第1，試件A 和試件B 在試驗過程中發生開裂后仍未發生破壞，其開裂荷載分別為破壞荷載的60.49%和29.11%，這表明ALC 板墻在發生開裂后依然具有不錯的承載力。因此，雖然試件B 可能更早出現開裂，但它能夠承受更大的荷載，這使得試件B 在實際應用中更加安全，并且破壞的發生可以更早地被察覺和預測。第2，試件A 和試件B 的破壞荷載相近，這表明灰縫處的鋼筋網并不能明顯地提高ALC 板墻的抗壓強度。第3，試件B 的彈性模量大于試件A，分別為2940 和2780 MPa，這是由于試件B 在灰縫處設計了鋼筋網，墻體內部的材料的橫向以及平面外方向的變形受到鋼筋網的約束，與試件A 相比不易發生形變，因此增大了彈性模量。第4，通過對試件A 和試件B 峰值壓應變的比較，發現試件B 的峰值壓應變小于試件A，這是由于試件B 在灰縫處設計了鋼筋網，在鋼筋網的約束作用下材料的縱向變形受到約束。