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user: 3. 试验结果及分析 3.1. 试验现象 1) 试件B1~B4在安装完成加载前自重荷载作用下无裂缝出现，B1和B2板加载至5 mm、B3和B4板加载至3 mm时，两四分点之间板底和板侧开始出现细小裂缝。 2) 随着加载位移的增加，试件B1~B4上的裂缝逐渐开展，靠近两四分点之间板底和板侧受弯引起的裂缝数量增多，裂缝宽度增大，板底裂缝逐渐贯通，B1~B4板分别加载至10 mm、10 mm、7.5 mm和20 mm，裂缝宽度达0.2 mm。试件B2和B4支座至四分点之间板侧出现少许斜裂缝。 3) 试件B1~B4破坏时，受压区均无裂缝产生，荷载增长缓慢，但未出现下降。B1板加载至30 mm，B2板加载至55 mm，B3板加载至50 mm，裂缝宽度达1.5 mm；B4板加载至50 mm过程中，支座处突然断裂，发生脆性破坏，钢筋未剪断，上一级荷载作用下受弯裂缝宽度达0.5 mm。由试验现象可知，试件B1~B3的破坏形式均为弯曲破坏；试件B4最终发生支座处剪切破坏，但板底受拉钢筋早已发生屈服。 图3. 试件破坏形态 4) 试件B5在加载至4 mm时，跨中板底出现贯通裂缝，裂缝宽度达1.5 mm，峰值荷载为1.52 kN；试件B6在安装加载梁过程中，跨中发生脆性断裂。由试验现象可知，仅采用镀锌钢丝网架的水泥膨胀珍珠岩板受弯承载力很低、变形能力差，不适用于外墙板和楼板。各试件最终破坏形态如图3所示。 3.2. 荷载−跨中位移曲线 图4所示为试件B1~B4的作动器竖向荷载−跨中位移关系曲线。由图4可知： 1) 在加载初期，试件处于弹性阶段，荷载—位移曲线基本呈线性变化，试件开裂以后，钢筋逐渐屈服，开始进入弹塑性阶段，抗弯刚度减小。试件破坏时，荷载未见明显下降。 2) 采用钢筋相比于钢丝网架+钢筋的配筋形式，抗弯刚度增加，破坏时极限荷载增大。 3) 板厚提高，抗弯刚度增加，破坏时极限荷载增大。 4) 配置有钢筋或钢丝网架+钢筋的水泥膨胀珍珠岩板，相比于仅采用镀锌钢丝网架，承载力有较大幅度的提高。 图4. 荷载—位移关系曲线 3.3. 钢筋应变 试件B1~B4跨中位置板底受拉钢筋和板面受压钢筋应变—跨中位移关系曲线如图5、图6所示。钢筋屈服应变取2263微应变。 1) 由图5可知，随着跨中位移的增大，板底受拉钢筋应变逐渐增加，破坏时各试件钢筋均已发生屈服。屈服时，试件B1~B4对应的跨中位移分别为21.8 mm、20.6 mm、22.8 mm、32.9 mm。 2) 由图6可知，试件B1随着跨中位移的增大，板面受压钢筋应变逐渐增加，破坏时钢筋未发生屈服。试件B2~B4随着跨中位移的增大，板面受压钢筋应变先增大后逐渐减小，过程中钢筋未发生屈服。 3.4. 变形能力 试件B1~B4在不同受力状态下的荷载P、跨中位移 Δ 、位移延性系数 μ Δ 如表4所示。板底钢筋屈服时，对应的荷载和位移为屈服荷载P y 和屈服位移 Δ y ；试件破坏时，对应的荷载和位移为极限荷载P u 和极限位移 Δ u ；位移延性系数 μ Δ = Δ u / Δ y ；跨中位移达正常使用阶段允许挠度L/200 = 15 mm时，对应的荷载为P L/ 200 ，L为板跨；裂缝宽度达正常使用阶段允许宽度0.2 mm时，对应的荷载和位移为P 0.2 和 Δ 0.2 。由表4可知： 1) 试件B1~B4的位移延性系数依次为2.40，2.84，3.47和2.12，表明配置有钢筋或钢丝网架 + 钢筋的水泥膨胀珍珠岩板具有较好的延性性能，未发生钢筋屈服立即发生受弯脆性破坏现象。 2) 试件B1~B4破坏时极限挠度依次为1/57、1/51、1/38和1/43，表明配置有钢筋或钢丝网架 + 钢筋的水泥膨胀珍珠岩板具有良好的塑性变形能力。 3) 达到正常使用允许挠度或允许裂缝宽度，最不利情况下，试件B1~B4对应的荷载 P s (位移 Δ s )分别为：18.1 kN (15 mm)、24.0 kN (12.9 mm)、7.3 kN (10.8 mm)和12.4 kN (15 mm)。 图5. 受拉应变–位移关系曲线 图6. 受压应变–位移关系曲线 3.5. 正截面承载力分析 本文研发的配置有钢筋或钢丝网架 + 钢筋的水泥膨胀珍珠岩板作为轻质混凝土板，与蒸压加气混凝土板受力性能较相似，参考其正截面抗弯承载力计算方法，建立水泥膨胀珍珠岩板正截面抗弯承载力计算公式： M u ， c a l = 0.9 f c b x ( h 0 − x 2 ) (1) f c b x = f y A s + f y s A s s ， x ≤ 0.5 h 0 (2) 式中： M u ， c a l 为正截面受弯承载力； f c 为棱柱体轴心抗压强度标准值；b为板材截面宽度； h 0 为截面有效高度；x为受压区高度； f y 为纵向受拉钢筋屈服强度； A s 为纵向受拉钢筋面积； f y s 为纵向受拉钢丝屈服强度； A s s 为纵向受拉钢丝面积。 Table 4 Vertical load， displacement and displacement ductility coefficients of specimen 试件编号 P y / kN Δ y / mm P u / kN Δ u / mm μ Δ Δ u L P L /200 / kN P 0.2 / kN Δ 0.2 / mm B1 24.5 21.8 27.1 52.3 2.40 1/57 18.2 18.1 15 B2 34.7 20.6 44.0 58.5 2.84 1/51 27.3 24.0 12.9 B3 13.6 22.8 19.9 79.2 3.47 1/38 9.2 7.3 10.8 B4 24.6 32.9 28.9 69.9 2.12 1/43 12.4 22.6 28.1 表4. 试件的竖向荷载、位移、位移延性系数 由上式(1)和(2)，计算得到试件B1~B4弯矩理论值 M u ， c a l 。根据极限荷载 P u 和正常使用允许荷载 P s ，考虑试件自重，换算得到弯矩试验值 M u 和 M s 。 M u ， c a l 、 M u 和 M u ， c a l / M u 详见表5所示。由表5可知，弯矩理论值与试验值之比 M u ， c a l / M u 在0.93~1.04之间，理论值与试验值吻合较好，表明建立的水泥膨胀珍珠岩板正截面抗弯承载力计算公式合理正确。 Table 5 Test and calculated results of bearing capacity and load effec 试件 编号 M u / kN∙m M u ，cal / kN∙m M u ， c a l M u M s / kN∙m M w / kN∙m M e / kN∙m B1 11.5 12.0 1.04 8.2 2.4 3.3 B2 17.9 16.7 0.93 10.4 2.4 3.3 B3 8.5 8.4 0.99 3.8 2.4 2.5 B4 11.9 11.6 0.97 5.7 2.4 2.5 表5. 试件承载力试验值、计算值及荷载效应 3.6. 抵抗荷载作用能力 配置有钢筋或钢丝网架 + 钢筋的水泥膨胀珍珠岩板应用于外墙板，需抵抗风荷载和地震作用；应用于楼板，需承受相应的楼面均布荷载。 1) 风荷载 根据《建筑结构荷载规范》(GB 50009-2012) [ 7 ] 规定，外墙板的风荷载标准值 ω k 按下式计算： ω k = β g z μ s l μ z ω 0 (3) 式中： β g z 为高度z处的阵风系数； μ s l 为局部风压体型系数； μ z 为风压高度变化系数； ω 0 为基本风压。 以上海地区100 m高度处C类地面粗糙度为基础进行计算，基本风压 ω 0 = 0.55   kN / m 2 ，阵风系数 β g z = 1.69 ，局部风压体型系数 μ s l = 2.5 (考虑最不利)，风压高度变化系数 μ z = 1.50 ，代入上式(3)后得 ω k = 3.5   kN / m 2 。试件B1~B4在风载荷标准值作用下，引起的跨中正截面弯矩效应 M w 详见表5。 2) 水平地震作用 计算水平地震作用标准值时，可采用等效侧力法，根据《装配式混凝土结构技术规程》(JGJ 1-2014) [ 8 ] 规定，按下式进行计算： F E h k = β E α max G k (4) 式中： F E h k 为施加于外挂墙板重心处的水平地震作用标准值； β E 为动力放大系数，可取5； α max 为水平地震作用影响系数最大值； G k 为外挂墙板的重力荷载标准值。 考虑抗震设防烈度8度(0.3 g)，求得试件B1、B2及B3、B4的水平地震作用标准值 F E h k 分别为4.4 kN和3.3 kN，换算得到的跨中正截面弯矩效应 M e 详见表5。 由表5可知，试件B1~B4弯矩效应 M w 、 M e 均小于正常使用允许弯矩 M s 和极限弯矩 M u ， M s / max ( M w ， M e ) 在1.5~3.2之间， M u / max ( M w ， M e ) 在3.4~5.4之间，表明水泥膨胀珍珠岩外墙板具有较好的抵抗风荷载及地震作用能力，安全储备较高，可应用于实际工程中。 3) 楼面均布荷载 试件B1~B4对应的正常使用允许荷载 P s 分别为18.1 kN、24.0 kN、7.3 kN和12.4 kN，相应的等效楼面均布荷载分别为10.1 kN/m 2 、13.3 kN/m 2 、4.1 kN/m 2 和6.9 kN/m 2 。由计算结果可知，试件B1、B2和B4承载力较高，可运用于楼板，试件B3承载力较低，不建议使用。