本试验共制作6块水泥膨胀珍珠岩板(编号：B1~B6)，所有试件长度均为3300 mm，宽度均为600 mm，厚度包括150 mm和200 mm；钢筋主要采用直径2 mm镀锌钢丝网架、HRB400级钢筋，保护层厚度分别为10 mm和15 mm，考虑的配筋形式有三种：2 mm镀锌钢丝网架、2 mm镀锌钢丝网架+钢筋、钢筋，采用镀锌钢丝网架为上海市《装配式建筑墙板技术目录(2018版)》推荐的内墙板产品所采用的配筋形式；试件B1~B6截面详见图1，参数设计详见表1；研制的膨胀珍珠岩水泥材料性能详见表2，钢筋材料性能详见表3。

图1. 试件截面图

表1. 试件参数设计表

表2. 膨胀珍珠岩水泥材料性能

注：f_cu为立方体抗压强度平均值，f_c为棱柱体轴心抗压强度平均值，E_c为弹性模量。

表3. 钢筋材料性能

注：f_y为屈服强度平均值，f_u为极限强度平均值。

本次试验主要研究水泥膨胀珍珠岩板平面外抗弯性能，以等效集中荷载代替平面外均布荷载作用。试验加载方案采用四分点加载法，在同济大学土木工程防灾国家重点实验室进行，试验装置如图2所示。

图2. 加载装置

试验采用位移计测量支座、1/4跨、跨中处板的竖向位移。跨中位置粘贴应变片测量板底受拉钢筋和板面受压钢筋应变。试验过程中记录裂缝的发展规律，并观测作动器荷载—位移曲线。

竖向荷载采用位移控制加载，试验正式开始前进行预加载，以检验设备是否正常，位移加载制度：1 mm、2 mm、3 mm、4 mm、5 mm、7.5 mm、10 mm、15 mm、20 mm、25 mm、30 mm……，直到荷载下降到峰值荷载的85%以下或裂缝宽度达到1.5 mm或无法继续加载为止。

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。

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

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。

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

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。

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。

表5. 试件承载力试验值、计算值及荷载效应

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/m²、13.3 kN/m²、4.1 kN/m²和6.9 kN/m²。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。