纖維編織網增強ECC 夾心保溫復合墻板抗彎性能

尹世平，李雨珊，徐世烺，侯向明，王宇清，豐琳莉

（1.中國礦業大學 江蘇省土木工程環境災變與結構可靠性重點實驗室，江蘇 徐州 221116；2.中國礦業大學 深部巖土力學與地下工程國家重點實驗室，江蘇 徐州 221116；3.浙江大學 建筑工程學院，浙江 杭州 310058；4.山西五建集團有限公司，山西 太原 030013）

如今，隨著“碳排放”、“碳中和”和“碳達峰”理念的提出，人們對能源消耗和碳排放等問題日益關注.據調查，我國建筑的能源消耗占全國總能耗的21.7%，碳排放占全國總排放的21.9%［1］，因此改善建筑的保溫隔熱性能迫在眉睫.夾心保溫復合墻板是由內葉板、保溫板和外葉板通過連接件組合而成的集結構、保溫為一體的墻體［2］，具有耐火性能好、施工安裝簡便、保溫材料不易受腐蝕以及能夠實現與建筑同壽命等優點［3-4］.因此夾心保溫復合墻板的研究已成為建筑領域的熱點問題.

在現有研究中，夾心保溫墻板的飾面層大多采用自重大、抗拉強度低以及耐久性能差的普通混凝土.然而，工程水泥基復合材料（Engineered Cementitious Composites，ECC）具有卓越的抗拉性能和變形能力［5-6］，并且保護層厚度僅需滿足錨固要求［7-8］.但是，ECC 基體中亂向分布的短切纖維承載方向不明確，作為受力構件具有一定的局限性.于是，學者們結合了纖維編織網增強混凝土（Textile Reinforced Concrete，TRC）材料的優勢，將纖維編織網與ECC 基體結合制成纖維編織網增強ECC 復合材料（Ttextile Reinforced ECC，TRE），并對其性能進行了研究.Li等［9］、李傳秀等［10］研究了TRE 材料的拉伸和彎曲性能，結果表明TRE 比TRC 具有更好的拉伸性能和裂縫控制能力，對纖維編織網進行特殊處理會降低TRE 的拉伸和彎曲承載能力.Al-gemeel 等［11］比較了TRE 和TRC 約束混凝土柱的壓縮性能，結果表明TRE 約束混凝土柱的抗壓強度較TRC 增加了13%～36%.徐世烺等［5］和Li 等［12］研究了TRE 的黏結性能，發現對纖維編織網進行浸膠黏砂處理，能夠有效提高纖維編織網與基體的黏結性能.Rafiei 等［13］研究了不同屈服強度混凝土對足尺異型夾心復合墻板（兩側為鋼板中間，為高性能混凝土）力學性能的影響，結果表明使用ECC時復合墻板具有更好的延性.

夾心復合墻板中連接件的類型多種多樣，其中纖維增強聚合物（Fiber Reinforced Polymer，FRP）連接件的導熱系數最低，能夠有效降低貫通連接件引起的“熱橋”效應，常用的有玻璃纖維（Glass Fiber Reinforced Polymer，GFRP）及玄武巖纖維（Basalt Fiber Reinforced Polymer，BFRP）.孟憲宏等［14］對GFRP連接件進行了研究，發現改變連接件的形式可以提高連接件的承載能力，其拉伸強度可達29.48 kN，剪切強度可達28.8 kN.何之舟等［15］設計了一種端部插入錨固鋼筋的工字形GFRP連接件，其抗壓強度可達36.8 kN.Shams 等［16］、Hegger 等［17-18］對TRC 夾心墻板的性能進行了研究，發現使用連續的連接件不僅可以提高承載力，還可以減小剪切變形，同時提高夾心層的密度也能提升墻體的承載能力.

綜上所述，TRE 材料具有優異的力學性能和裂縫控制能力，但是目前的研究大多采用普通混凝土和TRC 材料作為飾面層.同時，相較于GFRP 連接件，BFRP的承載能力和環保性能更好，并且與GFRP的隔熱性能類似.因此，本文設計了一種以TRE材料作為面板、BFRP 筋作為連接件的夾心保溫復合墻板.在風荷載和水平地震作用下，建筑外圍護墻體通常會受到彎曲荷載的作用.雖然夾心保溫墻板并非受力構件，但根據相關規范和技術標準［19-22］，墻板在荷載作用下的承載能力和變形需要滿足一定的要求.于是，本文對TRE夾心保溫復合墻板的抗彎承載力和變形能力進行了研究，研究變量包括保溫層厚度、纖維編織網處理方式、有無連接件、面板的厚度、連接件插入角度以及保溫材料的類型.

1 試件設計與制備

1.1 試驗設置

本文通過四點彎曲試驗研究了不同影響因素下夾心保溫復合墻板的抗彎性能.試驗中ECC 材料配合比選自文獻［23］，如表1 所示，其極限彎曲撓度為25.74 mm.保溫材料和BFRP 筋連接件的性能參數分別如表2和表3所示.

表1 工程水泥基復合材料（ECC）配合比Tab.1 Mix proportion of the engineered cementitious composites kg·m-3

表2 保溫材料性能參數Tab.2 Performance parameters of insulation materials

表3 BFRP筋連接件主要性能參數Tab.3 Main performance parameters of BFRP reinforcement connector

試驗共設置了15 根長×寬為1 200 mm×300 mm的試件，總體厚度根據保溫層和飾面層的厚度而定.試件共3 層，呈對稱式結構，中間層為保溫材料，上下面層均為TRE 面板，詳細示意圖如圖1 所示.根據正交試驗設計方法，試驗共考慮了保溫材料類型、保溫層厚度、面層厚度、纖維編織網處理方式、連接件的有無和連接件角度等六種影響因素.各個試件的具體分組信息如表4 所示.此外，試件按照保溫材料類型（保溫材料厚度）-連接件（連接件角度）-纖維編織網表面處理方式-TRE 面板厚度的順序，以代號進行命名，對于未設置連接件的試件，不必寫出第二項.其中，保溫材料類型中X 表示XPS、E 表示EPS，連接件中B 表示BFRP 連接件，纖維編織網表面處理方式中S 表示浸膠、I 表示浸膠黏砂、N 表示未處理.例如X（70）-B（60）-S-30 代表采用70 mm 厚的XPS保溫材料，BFRP 連接件的角度為60°，對纖維編織網進行浸漬處理，并采用30 mm厚的TRE面板.

圖1 試件設計示意圖（單位：mm）Fig.1 Design diagram of test piece（unit：mm）

表4 試件分組Tab.4 Test group

1.2 試件制備

首先，按照設計尺寸用熱熔絲切割機切割保溫材料，然后將BFRP筋連接件按照設計的角度插入保溫材料中，如圖2所示.之后，在1 200 mm×300 mm的木模具內涂刷脫模劑，并按照表1 配合比制備ECC基體.最后，澆筑TRE 夾心保溫復合板，其施工工藝如下：首先澆筑第一層ECC 基體并抹平，按照緯向受力原則鋪上第一層纖維編織網并用薄木條固定于模具上；然后，重復上一步操作直至澆筑完第三層ECC基體并抹平，待底面板振動均勻后立即放入保溫板，輕輕用力按壓保溫板，使其與底面層緊密黏結；最后，澆筑上面層，其澆筑步驟與澆筑底面層的步驟類似，重復操作即可.需要注意的是，保溫板表面不涂抹界面黏結劑.在試件澆筑完成后，標準養護28 d后即可拆模.拆模后的試件如圖3所示.

圖2 BFRP筋布置圖Fig.2 Layout of BFRP reinforcement

圖3 TRE夾心保溫復合板Fig.3 TRE sandwich insulation composite board

1.3 試驗加載設計

TRE 夾心保溫復合墻板所受的彎曲荷載通過兩點集中荷載來施加.試驗采用15 T 的荷載傳感器來施加載荷，每級荷載控制為1 kN，持荷10 min.在支座、跨中及上層TRE 面板的兩側面分別布置量程為30 mm 和100 mm 的位移計，在TRE 面板的上下端的跨中位置各布置2 個應變片（圖4）.在加載過程中記錄裂縫、變形等現象.

圖4 彎曲試驗圖（單位：mm）Fig.4 Bending test diagram（unit：mm）

2 TRE夾心保溫板彎曲試驗結果分析

2.1 試驗現象及破壞模式

表5 列出了TRE 夾心保溫墻板在兩點集中荷載作用下的破壞模式、開裂荷載、極限荷載以及各自對應的跨中撓度值.圖5 展示了底面板的裂縫分布圖，圖6展示了4種典型的破壞特征.

圖5 底面板裂縫分布圖Fig.5 Crack distribution diagram of bottom panel

圖6 破壞模式圖Fig.6 Failure mode diagram

表5 常規環境下試件開裂與極限狀態荷載、撓度值Tab.5 Load and deflection of cracking and ultimate state of specimen under conventional environment

對于保溫層為EPS 的試件，當荷載達到極限荷載的約1/2時，底面板的加載點附近出現了第一條裂縫，這是因為加載點附近的面板受到彎矩和剪力的共同作用且該處的彎矩較大.繼續加載，底面板不斷出現新的裂縫且基本集中在純彎區，同時底面板與保溫板的黏結界面開始脫黏，直至保溫板發生剪切破壞且剪切主裂縫出現在加載點到支座的跨度范圍內，此時TRE 面板未發生破壞，說明保溫材料為EPS的試件均是由于外荷載引起的剪切力達到了保溫材料的抗剪強度而發生了破壞.同時，在加載過程中，底面板和保溫板之間僅發生了局部脫黏，說明TRE面板的抗剪強度和TRE面板與保溫板之間的黏結強度均大于EPS 材料的抗剪強度，這與李傳秀［24］的研究結果基本一致.因此，保溫層為EPS 的夾心保溫墻板的受彎承載能力主要取決于EPS 材料本身的抗剪強度.此外，在設有45°連接件時，試件還發生了底面板局部沖切破壞且連接件被推出，說明45°連接件對試件的抗剪貢獻值較大，發生的變形也較大，使得連接件對TRE面板產生局部推力而發生破壞.

對于保溫層為XPS 的試件，加載過程中的試驗現象與保溫層為EPS 的試件類似.但是，此類試件的破壞模式為保溫板彎曲斷裂破壞且大部分底面板與保溫板之間發生脫黏，部分試件甚至完全脫黏，說明此類試件的受彎承載能力主要取決于XPS保溫板的抗彎強度.由表5可以看出，X（70）-S-30和X（70）-B（90）-S-30 試件的承載能力與X（70）-B（45）-S-30 和X（70）-B（60）-S-30 試件相差不大，但是前兩者的黏結界面完全發生了脫黏，在實際應用中存在分離脫落的安全隱患，因此不建議在實際工程中應用。同時，纖維編織網通過浸膠黏砂處理的試件也出現了完全脫黏的現象且跨中撓度增大，說明該處理方式會降低TRE 面板的剛度，從而改變TRE 面板與XPS 保溫板的共同變形能力.此外，未對纖維編織網進行表面處理的試件在加載點到支座的跨度范圍內出現了底面板局部沖切破壞，說明對纖維編織網進行特殊處理能夠提高TRE面板的局部抗沖切承載能力.當TRE 面板的厚度為15 mm 時，試件也出現了底面板局部沖切破壞且連接件被推出，說明減小TRE 面板厚度會極大降低墻板的抗沖切能力，因此在實際工程應用中，應選擇20 mm 以上厚度的TRE面板以確保墻體不發生局部破壞.

在達到極限荷載后，所有試件仍具備一定的承載能力，并且在卸載后能夠回彈到原狀，展現出了優異的延性特征.同時，如圖5所示，TRE面板呈現出了多縫開裂特征且裂縫寬度非常小，說明在外荷載作用下，采用TRE 作為飾面層不易導致內部保溫材料因外面層開裂而受到侵蝕.

2.2 保溫材料為XPS 試件的承載能力和荷載-跨中撓度曲線對比分析

圖7 列出了不同試件類型的荷載-跨中撓度曲線.對于設有連接件的試件，外荷載主要由TRE 面板、保溫板和連接件共同承擔，其荷載-跨中撓度曲線大致可分為三個階段，分別為上升段、下降段和滑移段.在加載初期，跨中撓度隨著荷載的增大基本呈線性增長，此時TRE 面板未出現裂縫.面板開裂后，跨中撓度與荷載不再保持線性關系，并且跨中撓度的增加幅度不斷增大，直到荷載達到最大值，保溫板斷裂.之后，曲線進入下降段，荷載迅速降低，各類試件的荷載下降幅度與其處理方式和各組分尺寸有關.在荷載下降到一定值后，曲線進入滑移段，此時大部分試件的荷載值趨于穩定，但跨中撓度繼續增加.然而，X（70）-B（45）-S-30 和X（70）-B（60）-S-15*試件存在強化階段，這是因為保溫板破壞和界面脫粘后，荷載引起的剪切力幾乎全部由面板和連接件承擔，并且45°連接件的抗剪承載能力最大［24］，同時低厚度的TRE 面板能夠提高纖維編織網的利用率，因此兩種試件的承載能力得以提高.對于沒有連接件的試件，保溫板斷裂后試件的黏結界面迅速脫黏并失效，因此荷載-跨中撓度曲線只有兩個階段，即上升段和下降段.

圖7 保溫材料為XPS的TRE夾心保溫復合墻板荷載-跨中撓度曲線Fig.7 Load-midspan deflection curves of TRE sandwich insulation composite panel with XPS insulation material

2.2.1 纖維編織網處理方式的影響

由表5 中的試驗結果可知，圖7（a）中三者相比，X（70）-B（60）-N-30 試件的抗彎承載力最好，并且跨中撓度最小，其承載能力較其他兩個試件分別提高了8.7%和13.64%，跨中撓度分別下降了8.4%和4.4%，這說明對纖維編織網進行特殊處理并不能夠提升夾心保溫墻板的抗彎性能，還有可能增大制作誤差使得承載能力下降.圖7（a）列出了三種試件的荷載-跨中撓度曲線，其變化趨勢基本一致，并且開裂前的曲線基本重合，說明纖維編織網處理方式不會影響試件的初始抗彎剛度.開裂后，X（70）-B（60）-S-30 試件的剛度下降幅度最大，其次是X（70）-B（60）-I-30 試件，最后是X（70）-B（60）-N-30 試件，說明對纖維編織網進行特殊處理會降低試件開裂后的抗彎剛度從而降低承載能力.在達到峰值荷載后，X（70）-B（60）-I-30 試件的承載能力下降幅度和延性最大，其次是X（70）-B（60）-S-30 試件，最后是X（70）-B（60）-N-30 試件，說明對纖維編織網進行特殊處理會嚴重降低試件破壞后的承載能力，這可能是纖維編織網表面的黏砂脫落引起的.但是，對纖維編織網表面進行特殊處理能夠提高試件達到極限荷載后的延性，降低試件破壞后承載能力迅速消失的風險.

2.2.2 連接件角度的影響

由表5 中試驗結果可知，圖7（b）中三者相比，X（70）-B（45）-S-30試件的抗彎承載力最高，跨中撓度也最大，其承載能力較其他兩個試件分別提高了13.64%和21.95%，跨中撓度分別提高了22.5%和43.4%，這是由于在兩點集中荷載作用下，試件會受到剪切力，而角度越小的連接件的抗剪承載能力越大，因此減小連接件的角度能夠提高試件的抗彎承載能力.圖7（b）列出了不同連接件角度試件的荷載-跨中撓度曲線.在上升段，曲線的斜率隨著連接件角度的增大而減小，說明降低連接件角度能夠提高試件的初始抗彎剛度.在達到峰值荷載時，連接件的角度越小，試件的跨中撓度越大，說明降低連接件角度能夠提高試件的變形能力.在下降段，曲線的下降幅度相差不大，說明改變連接件角度不會影響保溫板對承載能力的貢獻.在滑移段，X（70）-B（45）-S-30試件存在荷載強化階段，而X（70）-B（90）-S-30 和X（70）-B（60）-S-30 試件則趨于穩定，具體原因前文已經詳細介紹，此處不再贅述.此外，三種試件在荷載趨于穩定后的滑移量相差不大，說明改變連接件的角度對試件延性的影響并不明顯.

2.2.3 有無連接件的影響

由表5 中的試驗結果可知，連接件的存在會略微降低夾心保溫墻板的承載能力，這可能是因為BFRP 筋的剪切性能較差，呈90°放置時難以提高試件的抗剪強度，還會損傷保溫板，導致保溫板的剪切性能下降，從而降低試件的抗彎承載能力.同時無連接件試件的跨中撓度較90°連接件試件增大了48.2%，說明連接件的存在會約束TRE 面板和保溫板的變形.圖7（c）列出了有無連接件試件的荷載-跨中撓度曲線，在上升段，兩類試件的荷載-跨中撓度曲線基本重合，說明連接件的存在不會影響試件的初始剛度.但達到峰值荷載后，無連接件試件的荷載迅速下降且無滑移段，說明連接件的存在能夠明顯提高試件破壞后的延性，并加強TRE 面板與保溫板的連接，延緩黏結界面的破壞.因此，為了保證TRE夾心保溫墻體的延性，建議在墻體中設置一定數量的連接件.

2.2.4 面板厚度的影響

由表5 中的試驗結果可知，增大TRE 面板的厚度能夠提高試件的抗彎承載力，但提高的效果并不顯著，這是因為TRE 面板的承載力主要由纖維編織網提供，而本次試驗中纖維編織網的層數相同.但是，跨中撓度隨著面板厚度的增加而減小，說明增大面板厚度能夠在一定程度上控制試件的變形.圖7（d）列出了不同TRE 面板厚度試件的荷載-跨中撓度曲線，其變化趨勢基本一致，但是X（70）-B（60）-S-15*試件存在強化階段，具體原因已在前文進行介紹，此處不再贅述.試件開裂前，TRE 面板厚度為15 mm 和20 mm 的試件的曲線基本重合，而面板厚度為 30 mm 的試件的曲線斜率遠大于其他兩類試件，說明提高TRE面板的厚度能夠有效提高試件的初始抗彎剛度，但是當面板很薄時增強效果很弱.試件開裂后，曲線的斜率隨著面板厚度的增大而增大，說明增大面板厚度能夠提高試件開裂后的抗彎剛度.在達到峰值荷載后，曲線的滑移量隨著面板厚度的增加而減小，說明增大面板厚度會降低試件破壞后的延性.

2.2.5 保溫層厚度的影響

由表5 中的試驗結果可知，增大保溫層厚度對試件抗彎承載力幾乎沒有影響，但能夠提高試件的變形能力，圖7（e）中三者相比，X（100）-B（60）-S-30試件跨中撓度值相比其他兩個試件分別提高了8.4%和49.7%，說明增大保溫層厚度能夠提高試件的延性，但隨著保溫層厚度的增加，增強效果越不明顯.圖7（e）列出了不同保溫層厚度試件的荷載-跨中撓度曲線，其變化趨勢基本重合，說明保溫板對試件承載能力的貢獻很低，夾心保溫墻板的抗彎承載力主要取決于TRE面板和連接件.但是X（50）-B（60）-S-30 試件較其他兩類試件更容易發生破壞，其跨中撓度值僅為X（100）-B（60）-S-30試件的一半左右.

2.3 保溫材料為EPS 試件的承載能力和荷載-跨中撓度曲線對比分析

2.3.1 有無連接件的影響

由表5 中的試驗結果可知，連接件的存在對試件抗彎承載力的影響不大，但E（70）-S-30 試件的跨中撓度比E（70）-B（90）-S-30 試件提高了30.1%，進一步說明了連接件的存在會約束面板和保溫板的變形.圖8（a）列出了有無連接件試件的荷載-跨中撓度曲線，兩類試件的曲線在開裂前基本重合，說明連接件的存在不會改變試件的初始剛度.試件開裂后，E（70）-S-30 試件的斜率突然降低，而E（70）-B（90）-S-30試件則是緩慢下降，說明無連接件試件的剛度在開裂后會迅速下降，沒有明顯預兆.在達到峰值荷載后，曲線的滑移量相差不大，說明連接件的存在對試件破壞后的延性影響不大，都表現出延性破壞特征.

圖8 保溫材料為EPS的TRE夾心保溫復合墻板荷載-跨中撓度曲線Fig.8 Load-midspan deflection curves of TRE sandwich insulation composite panel with EPS insulation material

2.3.2 連接件角度的影響

由表5 中的試驗結果可知，圖8（b）中三者相比，E（70）-B（45）-S-30試件的抗彎承載力最高，跨中撓度最小，其承載能力較其他兩個試件分別提高了9.5% 和23.8%，跨中撓度分別下降了73.9% 和131.5%，說明減小連接件角度能夠提高試件的抗彎承載力和控制變形的能力.圖8（b）列出了不同連接件角度試件的荷載-跨中撓度曲線，上升段曲線的變化規律與保溫材料為XPS 的試件基本一致.在達到極限荷載后，曲線下降的幅度隨著連接件角度的增大而增大，說明改變連接件角度會影響保溫板對承載能力的貢獻.在滑移段，曲線的滑移量隨著連接件角度的增加而增大，說明降低連接件角度會減小試件的延性.

2.4 常規環境下XPS 與EPS 試件彎曲試驗結果對比

在其他條件都相同的情況下，保溫層所采用的保溫材料不同，TRE 夾心保溫復合墻板在試驗過程中的性能也有所不同，具體如下：

2.4.1 相同點

在破壞模式方面，兩種試件中均出現了底面TRE 面板與保溫層的局部界面脫粘現象，并且破壞的發展過程類似。同時，裂縫均不是同時出現在上下兩個TRE 面板上的，都表現出了部分組合板的特征.在裂縫特征方面，底部TRE面板的裂縫都呈現出多而密的特征且多為貫通裂縫或者交織裂縫，裂縫分布基本集中在跨中，充分發揮了ECC 基體優越的力學性能和抗裂能力.在荷載-跨中撓度曲線和承載能力方面，盡管保溫材料有所不同，但是試件的抗彎承載力都隨著連接件角度的減小而增大，并且荷載-跨中撓度曲線在上升段的變化規律基本相同.

2.4.2 不同點

在破壞模式方面，如圖9 所示，由于EPS 與XPS保溫板的密度和剛度不同，在加載過程中，EPS 保溫板壓縮變形大，而XPS 保溫板壓縮現象不明顯.同時，EPS 保溫板的破壞模式為剪切破壞，發生在加載點和支座之間，破壞時有明顯預兆，為延性破壞；而XPS 保溫板的破壞模式為保溫板彎曲斷裂破壞，破壞時無明顯預兆，為脆性破壞.圖10 展示了兩種保溫材料與TRE 面板黏結界面的破壞情況，在EPS 保溫板與TRE 面板的黏結界面上，TRE 面板上附著著大量殘余的EPS 材料，而XPS 保溫板與TRE 面板的黏結界面較干凈，說明EPS 保溫板與TRE 面板的黏結性能較好，但是受力性能較差，在外荷載的作用下更加容易發生損壞.

圖9 試件的壓縮變形程度Fig.9 Compression deformation degree of test piece

圖10 保溫材料與TRE面板的粘結界面Fig.10 Interface between thermal insulation material and TRE panel

在極限承載力與荷載-跨中撓度曲線方面，如圖11 所示，在開裂前，保溫材料為XPS 的試件的初始剛度、開裂荷載和極限荷載均比EPS 試件高，但跨中撓度較EPS 試件低，說明EPS 材料的剛度和承載能力較低，即使EPS 材料與TRE面板的黏結性能較好，仍不利于承受彎曲荷載.此外，對于設有連接件的試件，XPS 試件在達到峰值荷載后，部分試件的荷載會有所回升，說明XPS 試件中的連接件更能發揮出其抗剪性能，對TRE 上面板起到一定的約束作用.

圖11 常規環境下EPS與XPS試件荷載-跨中撓度曲線對比Fig.11 Comparison of load-midspan deflection curves of EPS and XPS specimens under conventional environment

2.5 不同類型的夾心保溫墻板的組合程度分析

夾心保溫復合墻板按組合程度可以分為完全組合墻板、部分組合墻板和完全非組合墻板三種［25］.墻板的組合程度不同，在彎曲荷載下的受力情況也不同.因此為了更加便于了解夾心保溫墻板在彎曲荷載下的工作機制，本節通過繪制開裂前、開裂時和達到峰值荷載時試件沿截面高度的應變情況，來分析試件在不同階段橫截面的彎曲應力分布，進而分析墻板的組合程度.其中，開裂前的荷載值選擇開裂荷載的1/2，以確保此刻試件基本處于共同工作狀態.

對于保溫材料為EPS 的試件，開裂前，試件沿截面高度的應力分布基本保持平截面，說明了EPS 材料與TRE面板的界面黏結性能較好，組合程度極高，類似于完全組合墻板的受力特征.開裂后，試件的應力分布不再保持平截面，尤其是E（70）-S-30 和 E（70）-B（45）-S-30 試件，這是因為E（70）-S-30 試件沒有連接件來加強內外TRE 面板的連接，組合程度和協同工作能力很差，而E（70）-B（45）-S-30試件可能是受力過程中錨固連接件的部分TRE發生了沖切破壞，使得連接件的錨固效果減弱，組合程度也降低.達到極限荷載后，E（70）-S-30 試件呈現出各部分分別受力的特征，類似于完全非組合墻板，而有連接件試件則類似于部分組合墻板，說明連接件的存在可以加強內外面板的組合程度.同時，比較圖12（b）～（d）可以看出，試件的組合程度隨著連接件角度的減小而降低，但在保溫板破壞前的減低效果并不明顯，說明連接件角度會嚴重影響保溫板破壞后試件的組合程度和協同工作能力.

圖12 試件不同階段橫截面的彎曲應力分布Fig.12 Bending stress distribution of cross section of specimen at different stages

對于保溫材料為XPS 的試件，開裂前，大部分試件沿截面高度的彎曲應力分布基本保持平面，但是試件X（70）-B（60）-N-30、X（70）-B（60）-S-15*、X（70）-B（60）-S-20*、X（50）-B（60）-S-30 和 X（70）-B（60）-S-30*則呈現出部分組合墻板的特征，說明墻板開裂前的組合程度和協同工作能力與試件的纖維編織網處理方式、保溫板厚度以及面板厚度有關.試件開裂前的組合程度隨著面板厚度和保溫層厚度的降低而減小，并且未對纖維編織網進行特殊處理也會降低試件的組合程度.開裂后，所有試件的彎曲應變分布不再保持平截面，比較圖12（f）～（h）可以看出，隨著連接件角度的減小，試件的組合程度下降，其中X（70）-B（60）-S-30試件組合程度降低的幅度較大，這是因為60°連接件在界面剪力下發生了扭轉［24］，加劇了試件開裂后的界面脫黏，從而降低了試件的組合程度.比較圖12（g）、（j）、（k）和圖12（l）～（n）可以看出，隨著保溫層厚度和面板厚度的增加，試件的組合程度也增大，說明增大保溫層厚度和面板厚度能夠提升試件的協同工作能力.在達到極限荷載后，大部分試件都呈現出了各部分獨立受力的特征，類似于完全非組合墻板.試件的組合程度隨著連接件角度、保溫板厚度和面板厚度的變化規律與開裂后基本一致，但是試件X（70）-B（60）-S-15*的彎曲應變分布類似于平截面，組合程度較高，這是因為面板的厚度較小，面板的抗沖切能力較弱，試件在呈現出完全非組合墻板的受力特征之前，便因面板提前發生沖切破壞和連接件被推出而失效.

3 夾心保溫墻板抗彎承載力計算

3.1 理論公式推導

根據前文的分析，保溫層厚度和是否存在連接件對墻板抗彎承載力的影響不大，雖然改變連接件的角度能在一定程度上提高墻板的抗彎承載力，但提升的程度并不顯著.因此，對TRE夾心保溫墻板進行抗彎承載力計算時忽略連接件和保溫板對承載能力的貢獻.

由試驗結果可知，TRE 底面板承受拉力，而上面板處于部分受壓狀態，具體受力狀態如圖13 所示.其中，b為試件的截面寬度，mm；hi為保溫層的厚度，mm；ht為面板的厚度，mm.

圖13 TRE夾心保溫墻板抗彎承載力計算簡圖Fig.13 Calculation diagram of flexural bearing capacity of TRE sandwich insulation composite wallboard

基于內力平衡和幾何條件，可得：

式中：Fc為受壓區ECC 基體所受到的力，kN；Fe為受拉區纖維編織網所受到的力，kN；Ft為受拉區ECC 基體所受到的力，kN；σc為受壓區ECC 的壓應力，MPa；hc為受壓區中性軸的高度，mm；b為試件的截面寬度，mm；At為受拉纖維束的總面積，mm2；Ae為ECC 基體受拉區的截面面積，mm2；σt為受拉區纖維編織網的拉應力，MPa；σe為受拉區ECC 基體的拉應力，MPa.

根據應力-應變關系可得：

式中：εc為受壓區ECC 的壓應變；h為試件的截面高度，mm；εeu為ECC的極限拉應變。

受壓區ECC 基體合力作用點位置與受壓區邊緣的距離yc計算公式為：

式中：εt0為纖維束開始獨立承載時的應變。

則式（2）可寫成：

式中：σt0為纖維束開始獨立承載時的應力MPa；σtu為纖維束的極限拉應力；εtu為纖維束的極限拉應變με；feu為ECC基體極限抗拉強度，MPa.

根據受力平衡可得：

式中：h0為底部TRE 面板合力作用點到面板邊緣的距離，mm；Mu為TRE夾芯保溫復合墻板的極限彎矩，kN·m.

則TRE夾心保溫墻板的抗彎承載力計算值為：

式中：l為抗彎墻板的凈跨，mm.

3.2 抗彎承載力計算結果

將采用上述理論計算公式求得的TRE夾心保溫墻板抗彎承載力理論值與試驗得到的承載力值進行對比，具體結果如表6 所示.由所得結果可知，計算值與試驗值的誤差均在10%以內，說明二者的吻合度較好，可以采用上述承載力計算方法對TRE 夾心保溫墻板的抗彎承載力進行計算.

表6 TRE夾芯保溫復合墻板抗彎承載力計算值Tab.6 Calculation value of flexural bearing capacity of TRE sandwich insulation composite wallboard

在實際工程應用中，相關規范對墻板在正常使用極限狀態下的變形和承載能力提出了一定的要求.根據《預制混凝土夾心保溫外掛墻板應用技術規程》（DB37/T 5217—2022）［19］，墻板平面外撓度限值為外掛墻板面外支座間距離的1/250，即本試驗對應的撓度限值為3.6 mm.結合《預制混凝土夾心保溫外墻板應用技術標準》（DG/TJ 08-2158—2017）［20］、《預制混凝土外掛墻板應用技術標準》（JGJ/T 458—2018）［21］和《建筑結 構荷載規范》（GB50009—2019）［22］，當風荷載效應起控制作用時，墻板的效應設計值為7 kN/m2.在本試驗設計的試件中，撓度為3.6 mm 時對應的最小荷載值為6 kN，即墻板的效應設計值為16.7 kN/m2，遠大于規范所要求的荷載設計值，因此該墻板在承載能力和變形方面能夠滿足實際工程的需要.

4 結論

1）對于保溫層為XPS的TRE 夾心保溫復合板來說，纖維編織網未處理的試件的極限荷載最高，其次是浸膠黏砂處理的試件，而浸漬的試件最低.但是浸膠黏砂能加強ECC 基體與纖維編織網的黏結，從而提高墻板的延性.

2）試件的抗彎承載力隨著連接件角度的減小而增大，但連接件的存在對試件初始剛度的影響不大.同時，對于保溫材料為XPS 的試件，連接件的角度越小，試件的組合程度越好.綜合比較不同連接件角度的性能，可以選擇45°作為連接件的插入角度.

3）增大保溫層厚度對試件的抗彎承載力和延性的影響不大，但能夠提升試件的組合程度.雖然EPS試件較XPS 試件的組合程度高，但是EPS 保溫板的剛度較低，受力性能較差，因此建議選用XPS 保溫材料作為墻體的保溫層.

4）增大TRE面板的厚度對墻板開裂荷載影響不大，但能夠有效提高夾心保溫墻板的抗彎承載力和組合程度.

5）在彎曲荷載作用下，裂縫始于底面板并從板側向上延伸，裂縫呈現出多而細密的分布狀態，充分發揮了TRE面板的優越抗拉能力和抗裂能力.同時，試件在破壞前的組合程度較高，并展現出整體變形的特征，墻板的整體組合性能較好.

6）綜合比較各種影響因素對于TRE夾心保溫墻體抗彎性能的影響，選用30 mm 厚的TRE 面板、100 mm 厚的XPS 保溫層，并對纖維編織網進行浸漬處理以及設置45°BFRP 連接件制成的試件的抗彎性能最優越.

7）推導的TRE夾心保溫墻板抗彎承載力計算公式與試驗得到的結果基本吻合，可用于相關的承載力計算.