多排陶?；炷翉?fù)合砌塊結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)分析

楊召通，劉 勇，尹冠生，史明輝，韋鵬飛

(1.長安大學(xué)理學(xué)院，西安 710064；2.長安大學(xué)建筑學(xué)院，西安 710064)

0 引 言

隨著中國經(jīng)濟(jì)的突飛猛進(jìn)，我國已經(jīng)成為第二大能源生產(chǎn)國和消耗國，經(jīng)濟(jì)的發(fā)展也使得國家對(duì)能源的需求與依賴性日益劇增，而低效率和不恰當(dāng)?shù)哪茉醇眲∠囊布觿×谁h(huán)境的不斷惡化。由于自然資源的短缺，經(jīng)濟(jì)發(fā)展受到越來越多的限制[1]。減少社會(huì)總能源消耗及浪費(fèi)成為我國乃至全球急需解決的問題。建筑業(yè)是最大的能源終端使用部門之一，在許多發(fā)達(dá)國家，建筑能耗占總能耗的比例要遠(yuǎn)高于工業(yè)和交通運(yùn)輸業(yè)能耗。建筑圍護(hù)結(jié)構(gòu)的傳熱能耗占到建筑總能耗的80%[2]，因此國家必須采取有效措施，提高建筑能源使用效率，降低建筑能源消耗。目前我國的節(jié)能建筑不到總建筑面積的3%，其他均屬于高耗能建筑，預(yù)計(jì)到2020年，全國高能耗建筑面積將達(dá)到700億平方米[3]，降低建筑能耗，大力發(fā)展建筑節(jié)能技術(shù)，已成為我國未來建筑行業(yè)發(fā)展的主要目標(biāo)。自保溫砌塊作為一種新型墻體材料，具有良好的保溫隔熱性能，傳統(tǒng)的實(shí)心粘土磚已被正式禁止用于建筑施工，加速了新型墻體材料的研究和應(yīng)用[4-5]。國內(nèi)外關(guān)于自保溫砌塊的研究主要從結(jié)構(gòu)和材料等方面展開，Sariisik等[6]將浮石骨料、輕質(zhì)混凝土和發(fā)泡聚苯乙烯泡沫塑料(EPS)按一定的比例組合，生產(chǎn)出一種新型保溫砌塊；俞有庭[7]設(shè)計(jì)了一種新型的榫接一體化復(fù)合保溫砌塊結(jié)構(gòu)，砌塊的內(nèi)側(cè)和外側(cè)是混凝土，中間部分為XPS保溫板，內(nèi)外側(cè)混凝土和XPS通過榫接相連。丁曉燕等[8]設(shè)計(jì)了15種不同結(jié)構(gòu)的自保溫砌塊，利用ANSYS和多目標(biāo)性能優(yōu)化方法對(duì)砌塊熱工性能、力學(xué)性能和容重進(jìn)行綜合優(yōu)化，得到滿足熱工和力學(xué)性能要求的自保溫砌塊。作者針對(duì)自保溫砌塊存在的問題，考慮砌塊孔排數(shù)，交錯(cuò)程度和空心率等因素，優(yōu)化自保溫混凝土空心砌塊的組分及內(nèi)部結(jié)構(gòu)，研制滿足熱工性能與力學(xué)性能于一體的新型陶粒混凝土自保溫砌塊。

1 自保溫空心砌塊結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

本文設(shè)計(jì)的自保溫空心砌塊滿足集承重與節(jié)能于一體。根據(jù)《自保溫混凝土復(fù)合砌塊》(JG/T 407—2013)[9]和《高層建筑混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(JGJ 3—2010)[10]相關(guān)規(guī)定，所選砌塊主規(guī)格為：390 mm×240 mm×190 mm，結(jié)構(gòu)如圖1所示：每排矩形孔之間壁厚相同，將平行于砌塊長度方向的壁稱之為橫肋，肋寬為g；將平行于砌塊寬度方向的壁稱之為豎肋，每列豎肋之間厚度相同，肋寬為c。每排交錯(cuò)孔中較大矩形的長為b，寬為f，每排交錯(cuò)孔中小矩形的長為d，寬為f。為了滿足規(guī)范中自承重砌塊最小外壁厚大于等于15 mm的要求，取砌塊外壁厚為20 mm，即a=e=20 mm。圖2中孔交錯(cuò)程度以b/d表示，孔交錯(cuò)程度取2、3、4和+∞，孔洞交錯(cuò)程度為無窮交錯(cuò)時(shí)為對(duì)比組?？着艛?shù)取三排、四排和五排分別以A、B和C表示，力求設(shè)計(jì)出滿足熱工性能和力學(xué)性能的自保溫混凝土砌塊[11]。表1為擬定的砌塊的細(xì)部結(jié)構(gòu)尺寸，孔洞率為矩形孔面積與砌塊橫截面積的比值。

圖1 自保溫砌塊結(jié)構(gòu)示意圖
Fig.1 Schematic diagram of self-insulation block structure

圖2 平面示意圖
Fig.2 Plane sketch

2 自保溫空心砌塊熱工及力學(xué)性能數(shù)值模擬

2.1 熱工性能有限元數(shù)值模擬與理論計(jì)算

空心砌塊各項(xiàng)物理性能如表2所示，由于熱量是從室內(nèi)垂直于自保溫砌塊方向，即沿著厚度方向傳遞，如圖3中的Y方向，左右及上下邊界可假設(shè)為絕熱條件，可將自保溫砌塊中傳熱近似看作一維傳熱進(jìn)行計(jì)算。

表1 自保溫砌塊結(jié)構(gòu)細(xì)部尺寸Table 1 Detailed dimensions of self-insulating block structure /mm

表2 空心砌塊各項(xiàng)物理性能參數(shù)Table 2 Physical performance parameters of hollow block

(1)

式中，T為自保溫砌塊表面溫度;y為沿Y軸方向長度。

空心砌塊采用DC3D8熱分析單元，網(wǎng)格尺寸為5 mm，以砌塊A1為例，共有146072個(gè)單元。圖3、圖4為應(yīng)用ABAQUS有限元軟件數(shù)值模擬計(jì)算得到的自保溫空心砌塊A1的熱流密度云圖和溫度云圖。沿自保溫空心砌塊長度方向，即X方向，分別提取室內(nèi)外所有節(jié)點(diǎn)的溫度值，通過EXCEL繪制帶平滑曲線的散點(diǎn)圖，如圖5和圖6所示。

在穩(wěn)態(tài)傳熱條件下，對(duì)砌塊A1進(jìn)行有限元數(shù)值計(jì)算，由圖3可知，熱流密度在左右兩外壁以及中間橫肋和豎肋聯(lián)通處，熱流密度較密集，形成熱橋效應(yīng)，熱量的傳遞形成一條“幾”字形的路線(如圖中黑色線條所示)。在砌塊空氣間層處，空氣的導(dǎo)熱系數(shù)遠(yuǎn)小于混凝土，因此在砌塊空氣間層處的熱流密度較小。由圖4砌塊A1溫度分布云圖可知，溫度沿著Y方向由室內(nèi)向室外逐級(jí)遞減。圖5和圖6是溫度分布云圖相對(duì)應(yīng)的內(nèi)表面和外表面沿長度方向節(jié)點(diǎn)溫度分布曲線，由圖5和圖6可知，在左右兩外壁以及中間豎肋處，溫度變化相對(duì)其他位置比較明顯，如圖中A、B兩峰值點(diǎn)為內(nèi)外壁與豎肋連接處的溫度值，由于豎肋與橫肋的連接形成熱橋，使得熱傳導(dǎo)能力明顯大于孔洞處。

圖3 砌塊A1熱流密度分布云圖
Fig.3 Cloud map with heat flux density distribution of block A1

圖4 砌塊A1溫度分布云圖
Fig.4 Temperature distribution nephogram of block A1

圖5 砌塊內(nèi)表面沿長度方向節(jié)點(diǎn)溫度分布
Fig.5 Temperature distribution with nodes along length direction on the inner surface of blocks

圖6 砌塊外表面沿長度方向節(jié)點(diǎn)溫度分布
Fig.6 Temperature distribution with nodes along length direction on the outer surface of blocks

圖7 平均熱阻計(jì)算示意圖
Fig.7 Schematic diagram for calculating average thermal resistance

圖8 空心砌塊A1平均熱阻區(qū)域平面劃分示意圖
Fig.8 Planar division of average thermal resistance area of A1hollow block

通過數(shù)值計(jì)算和有限元模擬解得到自保溫空心砌塊A1～C4的平均傳熱系數(shù)，如圖9所示，由數(shù)值計(jì)算得到的平均傳熱系數(shù)大于有限元模擬得到的結(jié)果。自保溫空心砌塊A1兩者的誤差最大，有限元數(shù)值模擬結(jié)果比規(guī)范給出公式計(jì)算結(jié)果高6.96%，砌塊C2的誤差最小，誤差為0.29%。驗(yàn)證了ABAQUS模擬計(jì)算砌塊熱工性能方法的可行性。

2.2 力學(xué)性能有限元數(shù)值模擬

圖9 多排空心砌塊平均傳熱系數(shù)對(duì)比結(jié)果Fig.9 Comparison of average heat transfer coefficients of multi-row hollow blocks

以自保溫空心砌塊A1為例，建立有限元分析模型，如圖10所示。為了更加真實(shí)的模擬試驗(yàn)過程，在砌塊A1的上下兩個(gè)面分別放置一塊剛性板作為加載工具。剛性板的尺寸長×寬×高=430 mm×280 mm×10 mm。選用六面體實(shí)體單元C3D8R，砌塊A1的網(wǎng)格尺寸為10 mm×10 mm,剛性板的網(wǎng)格尺寸為11 mm×11 mm，共分為11298個(gè)單元。分別在上下剛性板的中心位置建立參考點(diǎn)RP-1和RP-2,將參考點(diǎn)RP-1和RP-2分別與兩塊剛性板的表面建立耦合約束。為確保有限元模型與實(shí)際加載情況相符合，對(duì)參考點(diǎn)RP-1的所有自由度進(jìn)行約束，加載方式為位移加載，對(duì)參考點(diǎn)RP-2施加1 mm的豎向位移，剛性板和砌塊A1之間設(shè)為摩擦接觸，摩擦系數(shù)取0.1[13]，采用靜力學(xué)分析，考慮幾何非線性的影響。

通過有限元計(jì)算得到，12種自保溫空心砌塊力學(xué)參數(shù)模擬結(jié)果，如表3所示?？招钠鰤KA1的孔洞率為45.8%，由圖11可知，Mises應(yīng)力在三條豎肋處應(yīng)力較大，即在豎肋處承受較大的壓應(yīng)力，其中極限承載力為998.25 kN，抗壓強(qiáng)度為10.67 MPa。由圖12可知，在豎向載荷作用下，沿X方向，豎肋較少的側(cè)壁位移最大，最大整體位移為2.361 mm，如圖中靠近豎肋的側(cè)壁所示，最大豎向位移Δ=1.81 mm，靠近兩條豎肋的側(cè)壁位移較小。由圖13可知，三排孔的空心砌塊，當(dāng)交錯(cuò)程度為2∶1時(shí)，即砌塊A1由橫肋和豎肋共同承受壓力，隨著交錯(cuò)程度的增加，即豎肋沿著X方向分別向兩端的移動(dòng)，橫肋成為主要的受力部位，當(dāng)砌塊中豎肋不存在時(shí)，砌塊四個(gè)角點(diǎn)應(yīng)力集中較為明顯，即四個(gè)角點(diǎn)為主要受力部位。四排孔與五排孔的空心砌塊，隨著交錯(cuò)程度的變化，受力變化特征與三排孔相同。對(duì)比分析相同交錯(cuò)程度，不同排數(shù)的空心砌塊，隨著孔排數(shù)的增加，奇數(shù)排時(shí)，由靠近較多個(gè)數(shù)豎肋一側(cè)的橫肋和豎肋共同承受主要壓力；偶數(shù)排時(shí)，即四排時(shí)，由四條豎肋和橫肋共同承受主要壓力。

圖10 砌塊A1的有限元模型圖
Fig.10 Finite element model of block A1

圖11 砌塊A1Mises應(yīng)力分布云圖
Fig.11 Nephogram of block A1Mises stress distribution

圖12 砌塊A1位移分布云圖
Fig.12 Nephogram of block A1displacement distribution

圖13 砌塊A1Z軸應(yīng)力分布云圖
Fig.13 Cloud map of stress distribution of block A1inZaxis

表3 12種自保溫空心砌塊力學(xué)參數(shù)模擬結(jié)果Table 3 Simulated results of mechanical parameters of 12 self-insulating hollow blocks

3 自保溫空心砌塊多目標(biāo)優(yōu)化

3.1 多目標(biāo)優(yōu)化方法

對(duì)不同孔洞結(jié)構(gòu)的空心砌塊進(jìn)行多目標(biāo)優(yōu)化，得到綜合性能(熱工性能、力學(xué)性能和經(jīng)濟(jì)效益)俱佳的砌塊結(jié)構(gòu)。由于自保溫空心砌塊內(nèi)部結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜，且綜合性能受多種因素的影響，為了能夠更準(zhǔn)確地得到性能最佳的砌塊塊型，多目標(biāo)優(yōu)化采用加權(quán)求和法[14]，得到影響自保溫砌塊綜合性能各個(gè)因素的權(quán)重。

(2)

subject tox∈Ω

式中,f(x)為目標(biāo)函數(shù);ωi為影響各個(gè)因素的權(quán)重系數(shù);fi(x)為子目標(biāo)函數(shù)。

3.2 權(quán)重系數(shù)計(jì)算

本文采用層次分析法計(jì)算自保溫空心砌塊權(quán)重系數(shù)，目標(biāo)是在準(zhǔn)則Ck(砌塊綜合性能)之下按它們的相對(duì)重要性賦予熱工性能、力學(xué)性能和經(jīng)濟(jì)性能相應(yīng)的權(quán)重。針對(duì)準(zhǔn)則Ck，兩個(gè)元素Ai和Aj之間重要程度進(jìn)行對(duì)比。如果對(duì)于n個(gè)元素來說，得到兩兩比較判斷矩陣A[15]，如式(3)所示：

A=(aij)n×n

(3)

針對(duì)準(zhǔn)則Ck，兩個(gè)元素之間Ai和Aj哪一個(gè)更重要些，重要多少，在這里使用1～9的比例標(biāo)度，見表4。自保溫砌塊需要滿足現(xiàn)行墻體的最高節(jié)能要求。結(jié)合工程實(shí)際，熱工性能比力學(xué)性能略顯重要，則標(biāo)度a12=2，熱工性能比經(jīng)濟(jì)性能較重要，則標(biāo)度a13=5，力學(xué)性能較經(jīng)濟(jì)性能略重要，則標(biāo)度a23=3，通過兩兩比較得到判斷矩陣A[14]。

(4)

計(jì)算n個(gè)元素A1,A2,…,An排列權(quán)重，并進(jìn)行一致性檢驗(yàn)，解特征根問題[15]。

Ax=λmaxx

(5)

所得到的x經(jīng)正規(guī)化后作為元素A1,A2,…,An，在準(zhǔn)則Ck下排列權(quán)重，這種方法稱為排列權(quán)重向量計(jì)算的特征根方法，λmax存在而且唯一，計(jì)算一致性指標(biāo)C·I·，如式(6)所示，其中n為判斷矩陣的階數(shù)。

(6)

(7)

根據(jù)式(5)，求得λmax=3.0037，代入式(6)，可得到C·I·=0.0037，查表可知平均隨機(jī)一致性指標(biāo)R·I·=0.58,將C·I·代入式(7)得到，計(jì)算一致性比例C·R·=6.38×10-3<0.1，無顯著差異。A的元素按列歸一化得到矩陣γ。

(8)

將矩陣γ按行相加，得到列矩陣W，然后將W歸一化得到所排序權(quán)向量ω。

(9)

(10)

3.3 空心砌塊結(jié)構(gòu)優(yōu)化結(jié)果

由式(10)通過歸一化方法得到的熱工性能、力學(xué)性能和經(jīng)濟(jì)效益的無量綱化計(jì)算結(jié)果如表5所示。

表5 砌塊各優(yōu)化指標(biāo)無量綱計(jì)算結(jié)果Table 5 Dimensionless calculation results of block optimization indexes

注：為便于計(jì)算，計(jì)算時(shí)將式(10)最終得到的結(jié)果乘以100，已知傳熱系數(shù)越小越好，即將傳熱系數(shù)無量綱常數(shù)乘以-1。

根據(jù)式(2)加權(quán)后得到結(jié)果如圖14所示。

圖14 加權(quán)后砌塊綜合性能排列關(guān)系圖
Fig.14 Alignment diagram of weighted post-block comprehensive performance

圖15 自保溫空心砌塊C3結(jié)構(gòu)圖
Fig.15 Structure diagram of self-insulating hollow block C3

通過加權(quán)求和法得到圖14所示的空心砌塊的綜合性能排列順序。由于砌塊A4、B4和C4作為對(duì)比組，不參與孔型結(jié)構(gòu)的討論。由圖14可知，自保溫空心砌塊C3加權(quán)后，加權(quán)綜合值最大，即砌塊C3綜合性能排名與其他幾種結(jié)構(gòu)砌塊相比較最好。自保溫空心砌塊C3的結(jié)構(gòu)如圖15所示，其抗壓強(qiáng)度為9.92 MPa，平均傳熱系數(shù)為0.498 W/(m2·K)。顯然，作為外墻自保溫砌塊結(jié)構(gòu)較其他幾種結(jié)構(gòu)形式有明顯的優(yōu)勢(shì)。對(duì)于多排自保溫空心砌塊，隨著交錯(cuò)程度和孔排數(shù)的增加，綜合性能變化程度越來越小，即當(dāng)交錯(cuò)程度和孔排數(shù)增加到一定程度，繼續(xù)增加砌塊交錯(cuò)程度和孔排數(shù)，對(duì)砌塊熱工性能和力學(xué)性能的影響程度越來越小。

4 陶?；炷翉?fù)合砌塊試驗(yàn)分析

4.1 基于正交試驗(yàn)泡沫混凝土優(yōu)化試驗(yàn)

通過正交試驗(yàn)優(yōu)化泡沫混凝土的配合比，定量分析不同配合比條件下各種材料對(duì)泡沫混凝土熱工和力學(xué)性能影響程度的大小，將優(yōu)化后的泡沫混凝土填充到自保溫混凝土空心砌塊孔洞中。探究不同種類摻合料和外加劑的用量對(duì)泡沫混凝土力學(xué)和熱工性能的影響，通過優(yōu)化制備出具有強(qiáng)度較高、隔熱性能優(yōu)良、經(jīng)濟(jì)合理的泡沫混凝土材料。

4.1.1 配合比設(shè)計(jì)

本試驗(yàn)采用不同水灰比、粉煤灰替代率、不同含量的促凝劑、減水劑、增強(qiáng)劑對(duì)泡沫混凝土的吸水率、干密度、抗壓強(qiáng)度及保溫性能進(jìn)行測(cè)試。膠凝材料選用普通硅酸鹽水泥，制備不同配比的泡沫混凝土，表6為各指標(biāo)正交試驗(yàn)因素水平表。

表6 正交試驗(yàn)因素水平表Table 6 Horizontal table of factors in orthogonal test

4.1.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

物理法制備的泡沫混凝土干密度在500～730 kg/m3之間變化，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，得到不同水灰比、粉煤灰、碳酸鋰、聚羧酸減水劑、微硅粉和硬脂酸鈣含量對(duì)泡沫混凝土抗壓強(qiáng)度、導(dǎo)熱系數(shù)以及比強(qiáng)度的影響，進(jìn)一步通過極差分析計(jì)算出導(dǎo)熱系數(shù)極差R11和抗壓強(qiáng)度極差R22。

所制得的泡沫混凝土試件如圖16和17所示，由此得到25組不同配比條件下泡沫混凝土的抗壓強(qiáng)度和導(dǎo)熱系數(shù)如圖18、圖19所示。根據(jù)圖20和圖21，根據(jù)極差大小確定導(dǎo)熱系數(shù)和抗壓強(qiáng)度下各因素主次順序。影響導(dǎo)熱系數(shù)各因素從大到小排列順序?yàn)镋>A>F>B>D>C。由排列順序可知，因素E(微硅粉)對(duì)泡沫混凝土導(dǎo)熱系數(shù)的影響最大，為主要因素。因?yàn)槲⒐璺鄣募?xì)度遠(yuǎn)小于普通硅酸鹽水泥的細(xì)度，摻入微硅粉的混凝土使其大毛細(xì)孔減少，超細(xì)孔隙增加，改善了混凝土內(nèi)部的孔結(jié)構(gòu)。其次，當(dāng)微硅粉與減水劑配合使用時(shí)，微硅粉與水泥水化產(chǎn)物Ca(OH)2生成水化硅酸鈣凝膠填充水泥間的孔隙，對(duì)泡沫混凝土導(dǎo)熱系數(shù)影響最小的是碳酸鋰。影響抗壓強(qiáng)度各因素從大到小排列順序?yàn)镈>A>F>B>E>C。由此可知，減水劑對(duì)泡沫混凝土抗壓強(qiáng)度的影響最大，即主要因素。由于聚羧酸共聚物所形成的膜覆蓋了水泥顆粒的表面，從微觀角度有效阻止了水與水泥顆粒的接觸，從而延緩了水泥的水化產(chǎn)生緩凝作用。碳酸鋰對(duì)泡沫混凝土導(dǎo)熱系數(shù)影響最小，即為次要因素。

圖16 泡沫混凝土立方體試件抗壓試驗(yàn)
Fig.16 Compressive test of foam concrete cube test piece

圖17 泡沫混凝土導(dǎo)熱系數(shù)測(cè)定板試件
Fig.17 Foam concrete thermal conductivity measurement plate test piece

圖18 導(dǎo)熱系數(shù)與各因素、各水平的關(guān)系
Fig.18 Relationship between thermal conductivity and various factors and levels

圖19 抗壓強(qiáng)度與各因素、各水平的關(guān)系
Fig.19 Relationship between compressive strength and various factors and levels

圖20 導(dǎo)熱系數(shù)極差R11與各因素的關(guān)系
Fig.20 Relationship between extreme difference of thermal conductivityR11and various factors

圖21 抗壓強(qiáng)度極差R22與各因素的關(guān)系
Fig.21 Relationship between extreme difference of compressive strengthR22and various factors

由以上分析，確定導(dǎo)熱系數(shù)最優(yōu)水平組合為：A5B5C3D1E4F1，即水灰比41%，粉煤灰20%，碳酸鋰0.32%，聚羧酸減水劑0%，微硅粉含量4%和硬質(zhì)酸鈣0%。泡沫混凝土作為一種墻體材料，強(qiáng)度對(duì)建筑物的穩(wěn)定性影響很大，則抗壓強(qiáng)度的最優(yōu)組合為：A5B4C2D4E2F5，即水灰比為41%，粉煤灰為15%，碳酸鋰為0.16%，聚羧酸減水劑為0.075%，微硅粉含量為2%和硬質(zhì)酸鈣為0.2%。

本試驗(yàn)中，因素A(水灰比)對(duì)導(dǎo)熱系數(shù)和抗壓強(qiáng)度的影響均排列在第二位，且都選取水平5時(shí)最好。因此對(duì)于因素A，選取A5水平。對(duì)于因素B，從主次順序來看，對(duì)導(dǎo)熱系數(shù)和抗壓強(qiáng)度的影響都排在第四位，根據(jù)初選最優(yōu)配合比可以看出，對(duì)于導(dǎo)熱系數(shù)傾向于選擇B5，而對(duì)于抗壓強(qiáng)度傾向于選擇B4，兩者數(shù)據(jù)不一致，所以需要根據(jù)綜合平衡法確定選擇B4還是B5。當(dāng)取B4時(shí)，導(dǎo)熱系數(shù)取比取B5時(shí)增加8.98%(不利)，抗壓強(qiáng)度比取B5時(shí)增加7.39%(有利)；當(dāng)取B5時(shí)，導(dǎo)熱系數(shù)比取B4時(shí)減少8.27%(有利)，抗壓強(qiáng)度比取B4時(shí)減少6.88%(不利)。有利部分：B5>B4，不利部分：B5

4.2 優(yōu)化后的陶?；炷翉?fù)合砌塊性能分析

陶?；炷翉?fù)合砌塊是由陶?；炷量招钠鰤K和優(yōu)化后的泡沫混凝土復(fù)合而成，制備得到的試件如圖22所示。陶?；炷翉?fù)合砌塊在受壓破壞時(shí)，與陶?；炷疗鰤K和泡沫混凝土砌塊表現(xiàn)出較大差異。在破壞的過程中，陶粒混凝土空心砌塊承受主要的壓應(yīng)力，隨著壓應(yīng)力的增加，泡沫混凝土內(nèi)部孔隙較為薄弱的氣孔逐漸破壞。壓應(yīng)力持續(xù)增加，陶?；炷疗鰤K豎肋處慢慢出現(xiàn)裂縫，此時(shí)泡沫混凝土內(nèi)部氣孔被逐漸壓實(shí)。隨著壓應(yīng)力持續(xù)增加，泡沫混凝土在壓實(shí)的過程中橫向變形顯著增大，陶?；炷翉?fù)合砌塊外壁慢慢出現(xiàn)較大裂縫，當(dāng)壓應(yīng)力增加到一定程度時(shí)慢慢脫落，如圖23所示。平均抗壓強(qiáng)度為10.11 MPa，最小抗壓強(qiáng)度為9.31 MPa，強(qiáng)度等級(jí)達(dá)到MU10。

圖22 陶?；炷翉?fù)合砌塊C3
Fig.22 Ceramsite concrete composite block C3

圖23 陶粒混凝土復(fù)合砌塊抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)
Fig.23 Compressive strength test of ceramsite concrete composite block

5 結(jié) 論

(1)根據(jù)不同的孔排數(shù)、交錯(cuò)程度和孔洞率，設(shè)計(jì)12種內(nèi)部結(jié)構(gòu)不同的空心砌塊。通過有限元軟件ABAQUS數(shù)值模擬得到不同孔排數(shù)、交錯(cuò)程度和孔洞率對(duì)熱工性能的影響。對(duì)12種空心砌塊進(jìn)行力學(xué)性能數(shù)值模擬，得到不同孔排數(shù)、交錯(cuò)程度和孔洞率對(duì)空心砌塊力學(xué)性能的影響。

(2)通過加權(quán)求和法優(yōu)化分析，確定空心砌塊C3綜合性能較優(yōu)。進(jìn)一步的分析可知，交錯(cuò)程度和孔排數(shù)增加到一定程度，繼續(xù)增加砌塊交錯(cuò)程度和孔排數(shù)，對(duì)砌塊熱工和力學(xué)性能的影響程度越來越小。