装配式ALC-轻钢龙骨复合墙体热工性能研究

马广阅 郭志峰

(武汉理工大学土木工程与建筑学院 武汉 430070)

0 引言

《巴黎协定》倡议全人类共同努力，使未来气候变化导致的气温升高不超过2 ℃。这一目标的提出使全球各国政府都有着相当大的压力。这个要求下，2050年中国碳排放总量不能超过30～35亿t，而2015年我国碳排放量已达105亿t[1]，减少能耗是当下急需提上日程的任务。在装配式建筑发展迅猛的当下，建筑节能也受到了更多的关注，发展绿色装配式建筑是当下建筑业的方向。

轻钢龙骨复合墙体是以冷弯型钢组成的轻钢龙骨和相应覆面板作为主要结构部件的墙体形式，是一种易于实现的整体化成品墙体，十分契合装配式建筑的需求。冷弯型钢抗震性能优异、自重轻、截面形状合理同时还有着很高的钢材利用率[2]，蒸压轻质混凝土(Autoclaved Lightweight Concrete，简称“ALC”)墙板耐火、轻质、耐久、表面可饰性高，两者组合到一起形成的复合墙体有着施工简易、安装人数少、装配率高、污染小等特点，是一种理想的装配式墙体。但是由于轻钢龙骨在墙体中有着很强的热桥效应，造成轻钢龙骨复合墙体的传热系数变大，从而难以满足装配式墙体的热工性能指标。如何改善这一点是本文研究的主要内容。

由于轻钢龙骨的存在，墙体内各个部位的热流不均匀，导致这一部分热流大大高于其他部分，形成热桥，从而提高了墙体的传热系数。这不仅增加了建筑能耗，还会使墙体的温度分布不均匀，容易引起墙体表面冷凝结露，在气候寒冷时还有可能会对人体产生冷辐射而引起不适。KOSNY等[3]曾利用自主研发的软件对轻钢龙骨墙体的热量损失进行了研究，结果表明大约占墙体面积30%的轻钢龙骨会使墙体热阻降低50%。SALONVAARA等[4]提出了在钢龙骨上开孔来减少墙体的热量损失的方法，同时也可以改善墙体结露的现象。之后LUPAN等[5]利用数值模拟的方法，研究了开孔的形状以及开孔参数对墙体传热性能的影响。SANTOS等[6]总结了4类措施来降低热桥对轻钢龙骨墙体的影响：(1)在钢构件上开槽开孔，以增长热流的通道；(2)钢构件压痕，减少钢构件的接触面积，增加热流的复杂性；(3)对组成构件进行热断裂处理，加入热的不良导体从而形成内外部组件之间的屏障；(4)沿着钢框架使用绝缘带作为隔绝热流的措施。国内学者也针对轻钢龙骨进行了大量的研究。崔永旗等[7]对腹板开孔的轻钢龙骨复合墙体开孔后腹板上热流分布情况进行了三维传热分析。武胜等[8]针对新型截面形式的复合墙体在开孔处理下热工性能的变化进行了一系列研究，证实了开孔处理的有效性，并得到了开孔参数对墙体热工性能的影响。姜伟等[9]发现二维稳态传热数值模拟计算比一维简化计算方法更加精确，但在热桥问题上的处理仍然不够精准。张家亮等[10]对冷弯型钢与两侧竹板条组合的龙骨形式的复合墙体进行了试验研究，结论表明在钢龙骨与覆面板之间加上热的不良导体有利于增强整体热工性能，同时外保温材料对局部热桥效应明显削弱。

基于国内外研究现状和装配式建筑自身特点，本文采用绝热材料对轻钢龙骨部位做热断裂处理从而改善墙体的热工性能，通过数值模拟和试验测试的方式来研究这种措施的有效性，并分析了墙体热工性能的变化。

1 试件设计

1.1 材料选择

覆面板材料使用50 mm厚度的ALC板，ALC板材不仅在保温性能与强度性能方面优于传统的纸面石膏板，更是A1级防火材料，可以改善轻钢龙骨在耐火性能上的弱势[11]。隔音材料为3 mm厚的PVC隔音毡。采用5 mm厚度丁基橡胶橡胶材料作为绝热条来处理热桥部位。轻钢龙骨材料采用LQ550高强冷弯薄壁型钢，尺寸为C90×50 mm×8 mm×0.75 mm，腹板有两条加劲肋。考虑到绿色环保的特性，夹芯保温材料采用玻璃纤维保温棉而不采用岩棉。材料具体热工性能见表1。

表1 材料的热工性能指标

1.2 试件结构

虽然自攻螺钉在墙体中占比较小，但为了尽可能地减少其产生的热桥效应，采取两个措施：(1)采用尼龙头自攻螺钉，螺钉带橡胶圈，避免螺钉与钢龙骨大面积接触；(2)自攻螺钉打入ALC板材5 mm深处，再用腻子抹平覆盖，避免螺钉头与外部环境直接接触。试件几何尺寸保持与实际工程一致(见图1)。

图1 试件详细尺寸示意

基于不同的墙体用途和材料特性，共设计了3种试件结构形式，如图2所示。

试件1(见图2(a))分为3层，分别由ALC板、轻钢龙骨和ALC板构成，内部空腔填充保温材料。这种构造能够基本满足墙体在工程实际中的力学性能要求，且构造最为简单，但是对于围护墙体的功能性要求则没有特殊构造措施来提升。在初步的估算下，若其性能想要达到节能规范要求的程度，其厚度会显著地提高。

试件2(见图2(b))分为5层，在试件1的基础上，增加了轻钢龙骨两侧翼缘部分的丁基橡胶绝热条。这种构造对热桥部位有了专门的改善措施，其构造较为复杂但易于实现。

试件3(见图2(c))分为7层，在试件2的基础上，每一个ALC板和丁基橡胶绝热条之间增加一层全面积的PVC隔音毡，虽然构造复杂但仍容易实现。PVC隔音毡不仅能提高墙体的隔音性能，同时还有着极低的导热系数，能进一步改善轻钢龙骨的热桥效应。

1.3 GB 50176—2016计算方法

装配式建筑墙体对于热工性能的要求与一般墙体一致，在夏热冬冷地区，要求较低的墙体类型传热系数要低于0.8 W/(m2·K)，较高的墙体类型传热系数则是0.6 W/(m2·K)。《民用建筑热工设计规范》(GB 50176—2016)[12]给出了非均质复合围护结构热工性能的计算方法。计算原理是用平行热流法和等温面法计算结果的平均值作为墙体的平均热阻，如果相邻材料的导热系数比超过1.5，这个计算方法的误差就会超过20%。虽然本研究试件相邻材料的热阻和面积均相差悬殊，不满足GB 50176的计算前提。但是在热桥效应不明显的情况下，试件热阻值应会与计算结果保持一致。计算结果见表2，可以看出，根据规范算法，厚度很小的丁基橡胶条和PVC隔音毡对墙体整体的热工性能改善有限，而轻钢龙骨墙体能轻易地满足相关节能规范的要求。

图2 试件构造示意

表2 GB 50176—2016计算结果 W/(m2·K)

2 数值模拟

热传导数值计算已经具备成熟的理论背景和工程应用基础，国内外有许多学者对轻质复合墙体的热工性能进行了二维或三维热传导模拟分析[5-10]。本文所设计的墙体结构同实际工程中一致，同时有竖向钢龙骨和横向钢龙骨。二维热传导分析存在局限性，因此选用三维热传导分析。

2.1 模型的建立与求解

使用通用三维建模软件[13-15]按照实际样式建立试件模型，详细试件尺寸见1.2节。试件模型如图3，为了显示模型内部样式，将图中保温棉部分内容进行隐藏。

图3 试件三维实体模型

采用稳态传热分析，材料参数仅定义导热系数、密度与比热容(见表1)，其他物理量不会影响数值模拟结果。全模型采用八节点的六面体热传导单元实体单元划分网络。模型内侧面与外侧面上定义Dirichlet边界条件，分别设置为恒定温度30 ℃与-10 ℃。模型的四边使用Newman边界条件定义为与环境无热对流交换。模型采用g-mm-s-k的基本单位，并采用两个简化假设：(1)假设室内、外恒温，简化为稳态传热问题；(2)忽略接触热阻与辐射换热。

2.2 数值模拟结果2.2.1 传热系数

根据模型的运算结果，通过Frotran语言对结果数据进行二次开发。将表面单元面的所有热流密度对面积进行积分，得到模型的总热通量，再通过传热系数的物理定义计算得到对应模型的传热系数，结果见表3。

表3 总热通量数值模拟结果

2.2.2 表面热流

墙体表面热流分布(见图4)显示，钢龙骨部位的热量传递依然要比无龙骨区域大，但试件3的表面热流要远远小于试件1和试件2。由于钢龙骨的存在，试件1其他无钢龙骨部位的热流变得不均匀，钢龙骨造成影响的范围较大。

对试件表面中部取路径(图4中虚线)绘制其热流路径曲线(见图5)，3个试件在对应龙骨的位置都出现了波峰。对比后发现，在无龙骨区域热流密度相差不大的情况下，试件3龙骨部位的热流值相对于试件1下降了近一半。试件3的整体热工性能得到有效的提高。

2.2.3 钢龙骨热流

整条钢龙骨的热流分布云图(见图6)显示，除了在两个钢龙骨交叉部位热流要明显大于其他部位以外，热流整体分布均匀。试件1覆面板与龙骨之间的热流变化最悬殊，试件3最平和。在严寒环境下，试件1的热流分布极有可能会导致龙骨部位产生冷辐射，而试件2和试件3改善了这一不利情形。

2.2.4钢龙骨截面热流

试件中部切片视图下的热流分布云图(见图7)显示，轻钢龙骨仍然是热量快速传递的位置，龙骨附近的热流值要比其他部位大得多。相比于试件2和试件3，试件1在龙骨的翼缘部位对应的ALC板内部还存在一部分热流相对较大的区域(图中箭头处)，导致对应位置的墙面出现快速导热区域，带来冷凝结露等问题[4]。而试件2和试件3由于不存在这个现象，冷凝结露现象应会得到改善。

图4 试件表面热流云图

图5 表面中线热流路径曲线

图6 钢龙骨热流云图

图7 钢龙骨截面热流云图

3个试件的钢龙骨截面热流矢量图除去数值大小有所区别，方向基本一致，因此选用试件3的热流矢量图分析(见图8)。

由图8可以发现，热流在流入钢龙骨翼缘部分后，几乎全部都是沿着翼缘方向，即钢龙骨包裹的保温棉部分几乎没有热流流动。虽然钢龙骨腹板截面面积很小，但是所有翼缘所对应的墙体部分的热流也全部集中在钢龙骨之中。这一部分的热流方向不是ALC板-翼缘-保温棉-翼缘-ALC板，而是ALC板-翼缘-腹板-翼缘-ALC板。

(a) 整体龙骨截面 (b) 翼缘部分

注：箭头长度表示热流大小。

图8 试件3钢龙骨截面热流矢量

2.3 绝热层厚度影响

选用阻断热桥措施完整的试件3再进行分析，将绝热条厚度设置为0 mm至10 mm，对比试件的传热系数变化，模拟结果见表4所示，可以看出，6 mm以后传热系数几乎沿厚度呈线性变化。

表4 绝热层厚度数值模拟结果

对曲线进行函数拟合，在0～8 mm内用3次幂函数式(见下式)拟合较好，拟合优度R2=0.998 9(见图9)。

K=-0.000 2δ3+0.004 1δ2-0.033 2δ+0.629 8

对拟合公式进行分析，发现其在δ=4.554时，斜率与后续数据线性拟合的斜率一致。这说明超过4.5 mm厚度的绝热条几乎抵消了墙体内的热桥效应，传热系数的减少仅仅是整体厚度增加的结果。

3 试验研究

3.1 试验方法

采用防护热箱法进行试验，这是测试围护结构足尺寸构件热工性能的标准方法，优点在于测试精度高同时可以模拟室内外两侧的温度、风速和气流情况。防护热箱装置由热箱(计量箱)、冷箱、试件架及自动控制系统组成，基于稳态传热原理进行测试，测试原理如图10所示。在试件两侧的箱体(热箱和冷箱)内分别构造第三类边界条件，在墙体的四周构造第二类边界条件(绝热)。待试验箱内达到热稳定状态后测量空气温度，根据试件和箱体内壁的表面温度及输入热箱的功率，计算出试件的热传递参数。

图9 绝热条厚度模拟数据拟合曲线

图10 防护热箱法原理

由于4.5 mm厚度的丁基橡胶绝热条不易获得，仍采用5 mm厚度的丁基橡胶绝热条制作试件。试验测试方法遵循《绝热 稳态传热性质的测定 标定和防护热箱法》(GB/T 13475—2008)，测试设备为AW.23.015防护热箱，热箱温度为30.0 ℃，冷箱温度为-10.0 ℃，计量箱面积为1.44 m2。在试件两侧表面各布置9个贴片式温度传感器，用于监控测试箱内温度情况，并由此来判断防护热箱内是否达到热稳定状态。在试验持续6 h左右时，设备半小时加热机功率与试件表面温度不再发生变化。此时判定热箱、冷箱内已达到稳态，采集加热机功率，计算试件的传热系数。

3.2 试验结果

通过试验结果与GB 50176算法的对比发现，除去试件3，GB 50176算法不能计算围护墙体的热工性能，试件1，2相对偏差为40.5%，33.2%，而试件3的K值吻合性也表明了试件3的钢龙骨的热桥效应得到了十分有效的改善。试验结果与模拟结果的对比(见表5)说明，3个试件的数值模拟结果与试验结果吻合度较高，数据偏差在5%以内。试件1数值模拟结果偏低，而试件2和试件3则相反，出现这种现象的原因可能是数值模拟无法完全模拟隔音毡在试件中所起的作用。

表5 试验结果与数值模拟结果对比

注：括号内的数值表示相对于试件1，对应K值下降的百分比。

3.3 结果分析

在数值模拟中采用了简化假设，并未考虑难以估量的接触热阻与辐射换热，导致模拟结果的热阻偏低。从数值模拟的结果分析得出，钢龙骨部分热流几乎没有经过保温棉，即钢龙骨部分的保温棉几乎没有起到作用。在用《民用建筑热工设计规范》(GB 50176—2016)计算其热工性能时，保温棉面积不应包括翼缘部分面积。用这个假定计算的试件1、试件2传热系数为1.039 6 W/(m2·K)与0.858 6 W/(m2·K)，与试验结果十分接近。CAPOZZOLI等[13]认为：在外保温层发挥了足够效应的前提下，热桥效应几乎可以忽略不计，而PVC隔音毡和丁基橡胶绝热条的共同作用下使整体热流分布发生了变化，传热系数也下降至与规范公式计算结果一致，因此墙体内的热桥效应得到了显著的改善。《民用建筑热工设计规范》(GB 50176—2016)计算前提是相邻材料的热阻比不超过1.5，这样墙体内大部分热流是沿墙面法线方向传递的。但数值模拟结果显示，钢龙骨处的热流方向复杂并不是按墙面法线方向的，导致规范公式不能计算墙体的热工性能。

4 结论

(1)装配式ALC-轻钢龙骨复合墙体在不大幅度增加墙体厚度情况下，难以满足规范要求的热工性能。《民用建筑热工设计规范》(GB 50176—2016)中的计算方法难以准确地计算墙体的热工性能。对于一般构造形式来说，其计算结果偏差为40.5%。

(2)丁基橡胶绝热条与PVC隔音毡有效降低了墙体的传热系数，仅采用丁基橡胶绝热条和两者均采用的试件相比于不处理的试件，传热系数分别降低了20.6%和48.0%，而厚度仅增加了10 mm和16 mm。可见，通过给龙骨附加很薄的橡胶保温材料可以有效地提升墙体整体热工性能，使其能满足《公共建筑节能设计标准》(GB 50189—2015)的相关规定。

(3)数值模拟与试验测试的结果相吻合，两者偏差在5%之内，能够可靠地分析装配式ALC-轻钢龙骨复合墙体热工性能。数值模拟结果显示，位于轻钢龙骨部位很薄的隔热材料能够有效地改善轻钢龙骨的热桥效应和墙体表面温度不均匀现象，减少冷辐射带来的危害。