ALC板專用砂漿早期抗剪黏結(jié)性能試驗與數(shù)值模擬研究

歐陽德光,朱利平,郭 旭,靜 行

(1.河南工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院,鄭州 450001;2.中國建筑第七工程局有限公司,鄭州 450004)

0 引 言

近年來,伴隨新材料、新技術(shù)的出現(xiàn),裝配式建筑成為當(dāng)下的研究熱點,推動了住宅墻體的發(fā)展,也帶動了蒸壓輕質(zhì)混凝土(autoclaved lightweight concrete, ALC)板的開發(fā)和應(yīng)用。ALC板作為一種輕質(zhì)、穩(wěn)定、性能優(yōu)越的綠色環(huán)保墻體材料,廣泛應(yīng)用于住宅以及工業(yè)建筑外墻、內(nèi)隔墻和屋面板等,在建筑圍護(hù)系統(tǒng)中發(fā)揮著重要作用[1]。

ALC板填充墻體通常由成品單板通過黏結(jié)砂漿進(jìn)行拼接,并以特定的工法與主體框架連接成整體,以實現(xiàn)二者間的協(xié)同工作,墻板與砂漿間優(yōu)良的黏結(jié)性能對于填充墻體抵抗不同類型荷載作用至關(guān)重要。ALC板具有孔隙率高、吸水性強(qiáng)的特點,會大量吸收普通砂漿中的水分,造成砂漿內(nèi)部水化不充分、黏結(jié)強(qiáng)度不達(dá)標(biāo)、變形能力差等問題[2],進(jìn)而削弱填充墻體的抗剪性能,使得墻體接縫在外荷載作用下容易開裂,這不僅影響墻體的美觀性,還可能降低墻體的整體強(qiáng)度和穩(wěn)定性。針對這些問題,國內(nèi)外學(xué)者通過優(yōu)化砂漿配合比、添加外加劑和對接縫進(jìn)行不同工藝處理等方式,以提高砂漿的黏結(jié)強(qiáng)度和抗裂性能。易曉園等[3]對蒸壓加氣混凝土砌塊配套砌筑砂漿配合比進(jìn)行優(yōu)化,優(yōu)化后的砂漿在保水性、抗壓強(qiáng)度以及收縮值等方面相較于普通砂漿均有大幅提高。徐春一等[4]通過正交試驗確定了蒸壓加氣混凝土砌塊專用黏結(jié)劑的最優(yōu)配合比,指出專用黏結(jié)劑拉伸黏結(jié)強(qiáng)度、立方體抗壓強(qiáng)度與粉煤灰、水泥的用量有關(guān)。Papaioannou等[5]研究了聚合物含量對砂漿力學(xué)性能的影響,發(fā)現(xiàn)添加聚合物能提高砂漿與砌塊之間的黏結(jié)強(qiáng)度,但含量過高會降低砂漿的抗壓強(qiáng)度。Raj等[6]研究了不同配合比的普通水泥砂漿和聚合物改性砂漿的黏結(jié)強(qiáng)度,并提出了一種在不改變塊體表面特性的情況下提高普通水泥砂漿黏結(jié)強(qiáng)度的方法。

目前大多數(shù)學(xué)者主要關(guān)注ALC板專用砂漿在養(yǎng)護(hù)28 d后的黏結(jié)性能,而針對早期黏結(jié)性能發(fā)展變化規(guī)律的研究還很有限。然而在ALC板安裝早期不可避免地會承受面內(nèi)荷載,使得黏結(jié)面受剪切力,砂漿的抗剪強(qiáng)度發(fā)展不足將導(dǎo)致黏結(jié)面開裂從而影響墻體的整體性并造成安全隱患,因此,研究ALC板專用砂漿的早期黏結(jié)性能發(fā)展規(guī)律至關(guān)重要。本文設(shè)計并制作了4組專用砂漿黏結(jié)Z型試件(分別養(yǎng)護(hù)1、2、3、5 d)和1組普通砂漿黏結(jié)Z型試件(養(yǎng)護(hù)28 d),通過單面剪切試驗,研究了專用砂漿在早期養(yǎng)護(hù)的抗剪黏結(jié)性能,同時利用有限元軟件ABAQUS對專用砂漿黏結(jié)面的受剪行為進(jìn)行分析,為提高ALC板的安裝質(zhì)量和工程應(yīng)用提供理論依據(jù)和試驗參考。

1 實 驗

1.1 試驗材料

試塊由河南興安新型建筑材料有限公司生產(chǎn)的ALC板切割而成,試塊強(qiáng)度等級為A3.5,干密度等級為B05,材料基本性能如表1所示。

專用砂漿由河南興安新型建筑材料有限公司生產(chǎn),主要由普通硅酸鹽水泥、調(diào)凝劑(快硬硫鋁酸鹽水泥)、石英砂、增稠劑(纖維素醚類)和膠粉(醋酸乙烯酯和乙烯共聚物)組成,各組分配合比見表2。產(chǎn)品設(shè)計強(qiáng)度為M5,按照水和干粉砂漿質(zhì)量比為1∶5進(jìn)行配制,采用砂漿攪拌機(jī)進(jìn)行攪拌。制備邊長為70.7 mm的立方體試塊,在標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)28 d后的平均抗壓強(qiáng)度為5.7 MPa。

表2 專用砂漿組分配合比Table 2 Component mix ratio of special mortar

普通砂漿按照《砌筑砂漿配合比設(shè)計規(guī)程》(JGJ/T 98—2010)規(guī)定進(jìn)行配制,設(shè)計強(qiáng)度等級同為M5,配合比為水泥和中砂質(zhì)量比1∶6,水泥選用等級為32.5的礦渣硅酸鹽水泥。制備邊長為70.7 mm的立方體試塊,在標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)28 d后的平均抗壓強(qiáng)度為6.2 MPa。

1.2 試件制作

參考國內(nèi)外結(jié)合面抗剪的相關(guān)研究[7-8],綜合考慮加載可行性、加載設(shè)備適用性及截面上應(yīng)力分布均勻性等因素后,試驗選用Z型試件,其幾何尺寸如圖1所示。Z型試件是由切割好的兩塊相同尺寸的L型ALC試塊通過黏結(jié)砂漿黏結(jié)而成。按砂漿類型和養(yǎng)護(hù)齡期的不同制作了4組專用砂漿黏結(jié)試件和1組普通砂漿黏結(jié)試件,每組3個,共15個Z型試件,試件編號見表3。為有效防止ALC試塊內(nèi)部的毛細(xì)作用吸取砂漿內(nèi)的水分,Z型試件制作前先將ALC試塊浸入水中2 h,取出后放置于干燥通風(fēng)處,使其表面沒有明水,然后將配制好的砂漿涂抹在試塊黏結(jié)面,專用砂漿黏結(jié)厚度為4～6 mm,普通砂漿黏結(jié)厚度為9～11 mm,黏結(jié)面尺寸均為200 mm×90 mm,試件成型后置于室內(nèi)自然養(yǎng)護(hù)至相應(yīng)齡期,如圖2所示。

圖1 試件幾何尺寸(單位:mm)Fig.1 Geometric dimensions of specimen (unit: mm)

圖2 試件實物Fig.2 Physical picture of specimen

表3 試件編號Table 3 Specimen number

1.3 試驗裝置及加載方案

試驗加載采用WDW-50型微機(jī)控制電子萬能試驗機(jī),試驗機(jī)最大荷載50 kN。試件豎直放置于試驗機(jī)上,并在試件上下壓頭中線處各放一個寬3 cm、厚2 cm的鋼條,使黏結(jié)面與加載中心線一致,可近似認(rèn)為在試件中線處產(chǎn)生集中力。在黏結(jié)面上端布置數(shù)顯千分表用于測量試塊間的相對滑移,如圖3所示。試驗采用位移加載的控制方式,加載速率為0.05 mm/min。正式加載之前按預(yù)估破壞極限荷載的10%進(jìn)行預(yù)壓,記錄試件破壞時的極限荷載Pu,根據(jù)式(1)計算黏結(jié)面的抗剪強(qiáng)度。

圖3 加載示意圖Fig.3 Diagram of loading

(1)

式中:fv為黏結(jié)面抗剪強(qiáng)度,MPa;Pu為極限荷載,N;b為試件寬度,mm;h為試件黏結(jié)面高度,mm。

2 結(jié)果與討論

2.1 破壞形式

剪切試驗過程中,所有試件破壞前均未見明顯裂縫,表現(xiàn)出脆性破壞特征,破壞形式可分為三類:I類破壞,試塊-砂漿界面破壞(見圖4(a));II類破壞,砂漿層破壞(見圖4(b));III類破壞,試件側(cè)腰部破壞(見圖4(c))。普通砂漿黏結(jié)試件主要發(fā)生I類破壞,砂漿與試塊間的黏結(jié)主要依靠砂漿中結(jié)構(gòu)穩(wěn)定的水化產(chǎn)物進(jìn)入試塊表面孔隙中形成機(jī)械互鎖[9],由于普通砂漿保水性差,砂漿內(nèi)部水化產(chǎn)物不足,使得試塊-砂漿界面處黏結(jié)作用較弱,受到剪切荷載時試塊-砂漿界面發(fā)生分離,未充分發(fā)揮出普通砂漿自身強(qiáng)度。專用砂漿黏結(jié)試件在養(yǎng)護(hù)不超過3 d時,均為II類破壞,由于添加有外加劑,試塊-砂漿界面水化產(chǎn)物豐富,黏結(jié)較為緊密,在較高的剪應(yīng)力作用下砂漿層發(fā)生破壞。隨著養(yǎng)護(hù)齡期的增加,當(dāng)專用砂漿黏結(jié)面的抗剪強(qiáng)度較高時,試件側(cè)腰部因受拉先于黏結(jié)面發(fā)生破壞,為III類破壞。

金融結(jié)構(gòu)的演化過程一般是有一定的規(guī)律可循的，也就是在一開始的債務(wù)融資占據(jù)主要地位到后來權(quán)益融資占據(jù)主要地位，最終該模式保持在一個穩(wěn)定的狀態(tài)之下。根據(jù)其概念一般他的演化可以從多個方面進(jìn)行分析。

2.2 抗剪強(qiáng)度

各試件的剪切試驗結(jié)果見表4。普通砂漿黏結(jié)面在養(yǎng)護(hù)28 d后的抗剪強(qiáng)度較低,平均抗剪強(qiáng)度為0.084 MPa。專用砂漿黏結(jié)面在養(yǎng)護(hù)1 d后的平均抗剪強(qiáng)度可達(dá)0.298 MPa,是普通砂漿黏結(jié)面養(yǎng)護(hù)28 d后抗剪強(qiáng)度的3.5倍,專用砂漿黏結(jié)面在養(yǎng)護(hù)2、3 d后的平均抗剪強(qiáng)度分別為0.369和0.451 MPa,相較于養(yǎng)護(hù)1 d時分別增大了23.8%和51.3%。在養(yǎng)護(hù)5 d后,剪切試驗結(jié)果為試件側(cè)腰部受拉破壞而砂漿黏結(jié)面未發(fā)生破壞,表明養(yǎng)護(hù)5 d后黏結(jié)面的抗剪強(qiáng)度大于ALC試塊基體的抗拉強(qiáng)度。上述結(jié)果表明專用砂漿的抗剪強(qiáng)度隨養(yǎng)護(hù)齡期的增加而增大,相較于普通砂漿,其早期黏結(jié)強(qiáng)度較高,并且發(fā)展較為迅速,主要原因在于專用砂漿中調(diào)凝劑的主要成分快硬硫鋁酸鹽水泥內(nèi)的無水硫鋁酸鈣水化活性高,并且無水硫鋁酸鈣和硅酸鹽中的硅酸三鈣能夠相互促進(jìn)水化反應(yīng)的進(jìn)行,在短時間內(nèi)產(chǎn)生較多的鈣礬石晶體,形成堅硬骨架結(jié)構(gòu),使得專用砂漿在早期即可獲得較高的黏結(jié)強(qiáng)度[10-12]。由于養(yǎng)護(hù)5 d后的試件均非黏結(jié)面剪切破壞,在后續(xù)的內(nèi)容中不再對其進(jìn)行分析。

表4 試件剪切試驗結(jié)果Table 4 Shear test results of specimens

2.3 荷載-滑移曲線

試件在加載過程中的荷載-滑移曲線見圖5。由圖5可知,專用砂漿黏結(jié)試件的荷載-滑移曲線大致可分為兩段:第一段為彈性受力階段,在0～0.9Pu受力范圍內(nèi),砂漿黏結(jié)面整體呈線彈性,滑移量隨荷載的增加線性增大;第二階段為塑性受力階段,當(dāng)荷載為0.9Pu～Pu時,砂漿黏結(jié)面損傷并出現(xiàn)局部滑移,此時滑移增長速率大于荷載增長速率,試件的剪切剛度逐漸降低,當(dāng)荷載達(dá)到Pu時,砂漿出現(xiàn)裂紋并迅速貫通截面,試塊立即脫離,未能采集到曲線的下降段。

圖5 試件在加載過程中的荷載-滑移曲線Fig.5 Load-slip curves of specimens in loading process

普通砂漿黏結(jié)試件的黏結(jié)面表現(xiàn)出較高的脆性,其荷載-滑移曲線只有彈性受力階段,并且極限滑移量僅為專用砂漿黏結(jié)試件的12%～15%,但其剪切剛度相較于專用砂漿黏結(jié)試件增大了28%～50%。產(chǎn)生該差異的主要原因在于專用砂漿黏結(jié)試件為砂漿層剪切破壞,砂漿中的膠粉聚合物顆粒能夠填充砂漿內(nèi)部的毛細(xì)孔,并在砂漿內(nèi)部聚合形成一層具有黏聚力的聚合物膜,與硬化水泥漿體形成互穿網(wǎng)狀結(jié)構(gòu),該結(jié)構(gòu)具有活動接頭功能,可以保證砂漿內(nèi)部剛性骨架的彈性和韌性,增強(qiáng)了專用砂漿的塑性變形能力[13],而普通砂漿黏結(jié)面內(nèi)填充在試塊粗糙表面的骨料韌性較差,被剪斷后試塊立即破壞。

不同養(yǎng)護(hù)齡期下專用砂漿黏結(jié)面的平均剪切剛度和平均極限滑移量如圖6所示。由圖6可知,隨著養(yǎng)護(hù)齡期的增加,試件黏結(jié)面的平均剪切剛度和平均極限滑移量均有小幅增大,相較于養(yǎng)護(hù)1 d的試件,養(yǎng)護(hù)2、3 d后試件的平均剪切剛度分別增大了12.1%和17.3%,平均極限滑移量分別增大了3.4%和18.9%。

圖6 不同養(yǎng)護(hù)齡期下專用砂漿黏結(jié)面的平均剪切剛度和平均極限滑移量Fig.6 Average shear stiffness and average ultimate slip of special mortar bond surface at different curing ages

3 數(shù)值模擬分析

3.1 單元選擇與邊界條件

基于ABAQUS軟件對專用砂漿黏結(jié)Z型試件進(jìn)行有限元分析。采用分離式建模方法,對ALC試塊和專用砂漿分別建模并賦予相應(yīng)的材料屬性和單元類型,ALC試塊和鋼墊塊均采用實體單元C3D8R,專用砂漿采用基于單元的零厚度黏結(jié)單元COH3D8。墊塊與ALC試塊之間采用Tie連接。通過位移加載對上部墊塊的上表面參考點施加豎向荷載,對下部墊塊的下表面施加完全固定約束,建立的三維有限元模型如圖7所示。

圖7 有限元模型Fig.7 Finite element model

3.2 ALC材料本構(gòu)

采用混凝土損傷塑性(concrete damage plasticity, CDP)模型模擬ALC的拉裂和壓碎,CDP模型參數(shù)取值見表5[14]。

表5 CDP模型參數(shù)Table 5 Parameters of CDP model

ALC單軸受壓應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)模型[15]如式(2)所示。

(2)

ALC受拉應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)采用三折線模型[16],如式(3)所示。

(3)

式中:x=εt/εty,y=σt/σty,εt為混凝土拉應(yīng)變,σt為混凝土拉應(yīng)力,fty為ALC單軸抗拉強(qiáng)度,εty為fty對應(yīng)的拉應(yīng)變。根據(jù)生產(chǎn)廠家提供的檢測報告并參考文獻(xiàn)[14],ALC基本力學(xué)性能參數(shù)見表6。

表6 ALC基本力學(xué)性能參數(shù)Table 6 Basic mechanical property parameters of ALC

3.3 專用砂漿黏結(jié)面設(shè)置

采用雙線性的牽引力-分離模型描述專用砂漿黏結(jié)面黏聚力與相對位移的關(guān)系。牽引力-分離模型包含三大準(zhǔn)則:初始線彈性準(zhǔn)則、損傷判定準(zhǔn)則和損傷演化準(zhǔn)則[17]。在應(yīng)力分量滿足損傷判定準(zhǔn)則之前可采用非耦合的剛度矩陣K(非對角元素為零)定義界面的彈性行為,如式(4)所示。

(4)

式中:t、K、δ分別為黏結(jié)面應(yīng)力向量、剛度矩陣和位移向量,tn、ts、tt分別為黏結(jié)面的法向拉應(yīng)力和兩個切向剪應(yīng)力,δn、δs、δt分別為應(yīng)力分量tn、ts、tt對應(yīng)的位移。

采用二次應(yīng)力準(zhǔn)則作為試件的損傷判定準(zhǔn)則,如式(5)所示。損傷產(chǎn)生后采用基于能量的混合模式作為試件的損傷演化準(zhǔn)則[18],如式(6)所示。

(5)

(6)

式中:tn0、ts0、tt0分別為黏結(jié)面法向最大拉應(yīng)力和兩個切向最大剪應(yīng)力,Gn、Gs、Gt分別為黏結(jié)面應(yīng)力法向分量和兩個切向分量所做的功,Gnc、Gsc、Gtc分別為黏結(jié)面法向和兩個切向的失效斷裂能。

牽引力-分離定律主要由三個參數(shù)控制,即黏結(jié)面的臨界黏結(jié)強(qiáng)度、初始剛度和斷裂能?；陴そY(jié)砂漿材料試驗和試件剪切試驗結(jié)果,參考文獻(xiàn)[15,19-20]進(jìn)行分析并通過模擬計算,確定了模型中黏結(jié)單元的主要參數(shù),如表7所示。

表7 黏結(jié)單元參數(shù)Table 7 Parameters of cohesive elements

3.4 數(shù)值模擬結(jié)果分析

3.4.1 極限荷載

將有限元模擬得到的荷載-滑移曲線與試驗結(jié)果進(jìn)行對比,如圖8所示,可以看出,有限元模擬的荷載-滑移曲線在彈性受力階段與試驗結(jié)果吻合較好。有限元模擬的極限荷載與試驗結(jié)果對比見表8,各試件的極限荷載模擬值與試驗值的誤差均在10%以內(nèi),由此表明牽引力-分離定律可以較好地模擬專用砂漿黏結(jié)面的受剪行為。

圖8 有限元模擬荷載-滑移曲線與試驗結(jié)果對比Fig.8 Comparison of load-slip curves of finite element simulation and test results

表8 有限元模擬極限荷載與試驗結(jié)果對比Table 8 Comparison of ultimate load of finite element simulation and test results

3.4.2 破壞特征

試件在極限荷載作用下的最大主應(yīng)力云圖如圖9所示。由圖9可知,試件在極限荷載下的最大主應(yīng)力主要集中在砂漿黏結(jié)面和試件側(cè)腰部,當(dāng)專用砂漿黏結(jié)面的抗剪強(qiáng)度低于試件的抗拉強(qiáng)度時表現(xiàn)為砂漿層剪切破壞。以養(yǎng)護(hù)1 d的試件為例對砂漿黏結(jié)面破壞過程進(jìn)行分析。在荷載未達(dá)到0.9Pu時,黏結(jié)單元保持線彈性;當(dāng)荷載達(dá)到0.9Pu時,黏結(jié)面上下兩端的部分黏結(jié)單元損傷起始(QUADSCRT=1)并且剛度開始退化,如圖10(a)所示;當(dāng)達(dá)到極限荷載Pu時,黏結(jié)單元剛度下降29.5%,如圖10(b)所示,圖中SDEG表示黏結(jié)單元剛度下降率;隨著荷載的持續(xù)作用,試件承載力隨黏結(jié)單元剛度的退化而迅速降低,試塊間的滑移也迅速增長,最終部分黏結(jié)單元因剛度完全退化(SDEG=1)而消失,如圖10(c)所示,此時砂漿的黏聚力失效,試件剪切破壞。值得注意的是,隨著荷載不斷增加,試件側(cè)腰部的拉應(yīng)力不斷增大,拉伸損傷逐步擴(kuò)展,當(dāng)砂漿黏結(jié)面的抗剪強(qiáng)度高于試塊的抗拉強(qiáng)度時,試件側(cè)腰部因受拉發(fā)生破壞,這與養(yǎng)護(hù)5 d后的試件破壞形式相吻合,如圖11所示。以上結(jié)果再次充分驗證了牽引力-分離定律模擬專用砂漿黏結(jié)行為的合理性和可靠性。

圖9 試件在極限荷載下的最大主應(yīng)力云圖Fig.9 Maximum principal stress cloud diagram of specimen under ultimate load

圖10 黏結(jié)面損傷過程Fig.10 Damage process of bond surface

圖11 試件拉伸損傷Fig.11 Tensile damage of specimens

4 結(jié) 論

1)專用砂漿的早期黏結(jié)強(qiáng)度較高且發(fā)展較快,養(yǎng)護(hù)1 d的平均抗剪強(qiáng)度可達(dá)0.298 MPa,是同強(qiáng)度等級普通砂漿養(yǎng)護(hù)28 d抗剪強(qiáng)度的3.5倍,養(yǎng)護(hù)2、3 d的平均抗剪強(qiáng)度相較于養(yǎng)護(hù)1 d時分別增大23.8%和51.3%。

2)專用砂漿和普通砂漿黏結(jié)試件均表現(xiàn)出脆性破壞特征,專用砂漿黏結(jié)試件的試塊-砂漿界面黏結(jié)緊密,其抗剪強(qiáng)度和破壞形式取決于砂漿自身強(qiáng)度,而普通砂漿黏結(jié)試件的試塊-砂漿界面的黏結(jié)較薄弱,未能充分利用砂漿自身強(qiáng)度。

3)專用砂漿的韌性和塑性變形能力較好,其黏結(jié)試件的荷載-滑移曲線可分為彈性受力階段和塑性受力階段,隨著養(yǎng)護(hù)齡期的增加,試件黏結(jié)面的剪切剛度和極限滑移量均有所增長;普通砂漿黏結(jié)面表現(xiàn)為較高的脆性,其極限滑移量為專用砂漿的12%～15%,但其剪切剛度比專用砂漿黏結(jié)面提高了28%～50%。

4)采用分離式建模方法對專用砂漿黏結(jié)的Z型受剪試件進(jìn)行有限元分析,計算得到的荷載-滑移曲線、極限荷載和破壞特征均與試驗結(jié)果吻合較好,充分驗證了采用牽引力-分離模型模擬專用砂漿黏結(jié)行為的有效性和可靠性。