纤维编织网增强ECC 夹心保温复合墙板抗弯性能

2023-06-03尹世平李雨珊徐世烺侯向明王宇清丰琳莉

湖南大学学报（自然科学版） 2023年5期

尹世平，李雨珊，徐世烺，侯向明，王宇清，丰琳莉

（1.中国矿业大学江苏省土木工程环境灾变与结构可靠性重点实验室，江苏徐州 221116；2.中国矿业大学深部岩土力学与地下工程国家重点实验室，江苏徐州 221116；3.浙江大学建筑工程学院，浙江杭州 310058；4.山西五建集团有限公司，山西太原 030013）

如今，随着“碳排放”、“碳中和”和“碳达峰”理念的提出，人们对能源消耗和碳排放等问题日益关注.据调查，我国建筑的能源消耗占全国总能耗的21.7%，碳排放占全国总排放的21.9%［1］，因此改善建筑的保温隔热性能迫在眉睫.夹心保温复合墙板是由内叶板、保温板和外叶板通过连接件组合而成的集结构、保温为一体的墙体［2］，具有耐火性能好、施工安装简便、保温材料不易受腐蚀以及能够实现与建筑同寿命等优点［3-4］.因此夹心保温复合墙板的研究已成为建筑领域的热点问题.

在现有研究中，夹心保温墙板的饰面层大多采用自重大、抗拉强度低以及耐久性能差的普通混凝土.然而，工程水泥基复合材料（Engineered Cementitious Composites，ECC）具有卓越的抗拉性能和变形能力［5-6］，并且保护层厚度仅需满足锚固要求［7-8］.但是，ECC 基体中乱向分布的短切纤维承载方向不明确，作为受力构件具有一定的局限性.于是，学者们结合了纤维编织网增强混凝土（Textile Reinforced Concrete，TRC）材料的优势，将纤维编织网与ECC 基体结合制成纤维编织网增强ECC 复合材料（Ttextile Reinforced ECC，TRE），并对其性能进行了研究.Li等［9］、李传秀等［10］研究了TRE 材料的拉伸和弯曲性能，结果表明TRE 比TRC 具有更好的拉伸性能和裂缝控制能力，对纤维编织网进行特殊处理会降低TRE 的拉伸和弯曲承载能力.Al-gemeel 等［11］比较了TRE 和TRC 约束混凝土柱的压缩性能，结果表明TRE 约束混凝土柱的抗压强度较TRC 增加了13%～36%.徐世烺等［5］和Li 等［12］研究了TRE 的黏结性能，发现对纤维编织网进行浸胶黏砂处理，能够有效提高纤维编织网与基体的黏结性能.Rafiei 等［13］研究了不同屈服强度混凝土对足尺异型夹心复合墙板（两侧为钢板中间，为高性能混凝土）力学性能的影响，结果表明使用ECC时复合墙板具有更好的延性.

夹心复合墙板中连接件的类型多种多样，其中纤维增强聚合物（Fiber Reinforced Polymer，FRP）连接件的导热系数最低，能够有效降低贯通连接件引起的“热桥”效应，常用的有玻璃纤维（Glass Fiber Reinforced Polymer，GFRP）及玄武岩纤维（Basalt Fiber Reinforced Polymer，BFRP）.孟宪宏等［14］对GFRP连接件进行了研究，发现改变连接件的形式可以提高连接件的承载能力，其拉伸强度可达29.48 kN，剪切强度可达28.8 kN.何之舟等［15］设计了一种端部插入锚固钢筋的工字形GFRP连接件，其抗压强度可达36.8 kN.Shams 等［16］、Hegger 等［17-18］对TRC 夹心墙板的性能进行了研究，发现使用连续的连接件不仅可以提高承载力，还可以减小剪切变形，同时提高夹心层的密度也能提升墙体的承载能力.

综上所述，TRE 材料具有优异的力学性能和裂缝控制能力，但是目前的研究大多采用普通混凝土和TRC 材料作为饰面层.同时，相较于GFRP 连接件，BFRP的承载能力和环保性能更好，并且与GFRP的隔热性能类似.因此，本文设计了一种以TRE材料作为面板、BFRP 筋作为连接件的夹心保温复合墙板.在风荷载和水平地震作用下，建筑外围护墙体通常会受到弯曲荷载的作用.虽然夹心保温墙板并非受力构件，但根据相关规范和技术标准［19-22］，墙板在荷载作用下的承载能力和变形需要满足一定的要求.于是，本文对TRE夹心保温复合墙板的抗弯承载力和变形能力进行了研究，研究变量包括保温层厚度、纤维编织网处理方式、有无连接件、面板的厚度、连接件插入角度以及保温材料的类型.

1 试件设计与制备

1.1 试验设置

本文通过四点弯曲试验研究了不同影响因素下夹心保温复合墙板的抗弯性能.试验中ECC 材料配合比选自文献［23］，如表1 所示，其极限弯曲挠度为25.74 mm.保温材料和BFRP 筋连接件的性能参数分别如表2和表3所示.

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

表2 保温材料性能参数Tab.2 Performance parameters of insulation materials

表3 BFRP筋连接件主要性能参数Tab.3 Main performance parameters of BFRP reinforcement connector

试验共设置了15 根长×宽为1 200 mm×300 mm的试件，总体厚度根据保温层和饰面层的厚度而定.试件共3 层，呈对称式结构，中间层为保温材料，上下面层均为TRE 面板，详细示意图如图1 所示.根据正交试验设计方法，试验共考虑了保温材料类型、保温层厚度、面层厚度、纤维编织网处理方式、连接件的有无和连接件角度等六种影响因素.各个试件的具体分组信息如表4 所示.此外，试件按照保温材料类型（保温材料厚度）-连接件（连接件角度）-纤维编织网表面处理方式-TRE 面板厚度的顺序，以代号进行命名，对于未设置连接件的试件，不必写出第二项.其中，保温材料类型中X 表示XPS、E 表示EPS，连接件中B 表示BFRP 连接件，纤维编织网表面处理方式中S 表示浸胶、I 表示浸胶黏砂、N 表示未处理.例如X（70）-B（60）-S-30 代表采用70 mm 厚的XPS保温材料，BFRP 连接件的角度为60°，对纤维编织网进行浸渍处理，并采用30 mm厚的TRE面板.

图1 试件设计示意图（单位：mm）Fig.1 Design diagram of test piece（unit：mm）

表4 试件分组Tab.4 Test group

1.2 试件制备

首先，按照设计尺寸用热熔丝切割机切割保温材料，然后将BFRP筋连接件按照设计的角度插入保温材料中，如图2所示.之后，在1 200 mm×300 mm的木模具内涂刷脱模剂，并按照表1 配合比制备ECC基体.最后，浇筑TRE 夹心保温复合板，其施工工艺如下：首先浇筑第一层ECC 基体并抹平，按照纬向受力原则铺上第一层纤维编织网并用薄木条固定于模具上；然后，重复上一步操作直至浇筑完第三层ECC基体并抹平，待底面板振动均匀后立即放入保温板，轻轻用力按压保温板，使其与底面层紧密黏结；最后，浇筑上面层，其浇筑步骤与浇筑底面层的步骤类似，重复操作即可.需要注意的是，保温板表面不涂抹界面黏结剂.在试件浇筑完成后，标准养护28 d后即可拆模.拆模后的试件如图3所示.

图2 BFRP筋布置图Fig.2 Layout of BFRP reinforcement

图3 TRE夹心保温复合板Fig.3 TRE sandwich insulation composite board

1.3 试验加载设计

TRE 夹心保温复合墙板所受的弯曲荷载通过两点集中荷载来施加.试验采用15 T 的荷载传感器来施加载荷，每级荷载控制为1 kN，持荷10 min.在支座、跨中及上层TRE 面板的两侧面分别布置量程为30 mm 和100 mm 的位移计，在TRE 面板的上下端的跨中位置各布置2 个应变片（图4）.在加载过程中记录裂缝、变形等现象.

图4 弯曲试验图（单位：mm）Fig.4 Bending test diagram（unit：mm）

2 TRE夹心保温板弯曲试验结果分析

2.1 试验现象及破坏模式

表5 列出了TRE 夹心保温墙板在两点集中荷载作用下的破坏模式、开裂荷载、极限荷载以及各自对应的跨中挠度值.图5 展示了底面板的裂缝分布图，图6展示了4种典型的破坏特征.

图5 底面板裂缝分布图Fig.5 Crack distribution diagram of bottom panel

图6 破坏模式图Fig.6 Failure mode diagram

表5 常规环境下试件开裂与极限状态荷载、挠度值Tab.5 Load and deflection of cracking and ultimate state of specimen under conventional environment

对于保温层为EPS 的试件，当荷载达到极限荷载的约1/2时，底面板的加载点附近出现了第一条裂缝，这是因为加载点附近的面板受到弯矩和剪力的共同作用且该处的弯矩较大.继续加载，底面板不断出现新的裂缝且基本集中在纯弯区，同时底面板与保温板的黏结界面开始脱黏，直至保温板发生剪切破坏且剪切主裂缝出现在加载点到支座的跨度范围内，此时TRE 面板未发生破坏，说明保温材料为EPS的试件均是由于外荷载引起的剪切力达到了保温材料的抗剪强度而发生了破坏.同时，在加载过程中，底面板和保温板之间仅发生了局部脱黏，说明TRE面板的抗剪强度和TRE面板与保温板之间的黏结强度均大于EPS 材料的抗剪强度，这与李传秀［24］的研究结果基本一致.因此，保温层为EPS 的夹心保温墙板的受弯承载能力主要取决于EPS 材料本身的抗剪强度.此外，在设有45°连接件时，试件还发生了底面板局部冲切破坏且连接件被推出，说明45°连接件对试件的抗剪贡献值较大，发生的变形也较大，使得连接件对TRE面板产生局部推力而发生破坏.

对于保温层为XPS 的试件，加载过程中的试验现象与保温层为EPS 的试件类似.但是，此类试件的破坏模式为保温板弯曲断裂破坏且大部分底面板与保温板之间发生脱黏，部分试件甚至完全脱黏，说明此类试件的受弯承载能力主要取决于XPS保温板的抗弯强度.由表5可以看出，X（70）-S-30和X（70）-B（90）-S-30 试件的承载能力与X（70）-B（45）-S-30 和X（70）-B（60）-S-30 试件相差不大，但是前两者的黏结界面完全发生了脱黏，在实际应用中存在分离脱落的安全隐患，因此不建议在实际工程中应用。同时，纤维编织网通过浸胶黏砂处理的试件也出现了完全脱黏的现象且跨中挠度增大，说明该处理方式会降低TRE 面板的刚度，从而改变TRE 面板与XPS 保温板的共同变形能力.此外，未对纤维编织网进行表面处理的试件在加载点到支座的跨度范围内出现了底面板局部冲切破坏，说明对纤维编织网进行特殊处理能够提高TRE面板的局部抗冲切承载能力.当TRE 面板的厚度为15 mm 时，试件也出现了底面板局部冲切破坏且连接件被推出，说明减小TRE 面板厚度会极大降低墙板的抗冲切能力，因此在实际工程应用中，应选择20 mm 以上厚度的TRE面板以确保墙体不发生局部破坏.

在达到极限荷载后，所有试件仍具备一定的承载能力，并且在卸载后能够回弹到原状，展现出了优异的延性特征.同时，如图5所示，TRE面板呈现出了多缝开裂特征且裂缝宽度非常小，说明在外荷载作用下，采用TRE 作为饰面层不易导致内部保温材料因外面层开裂而受到侵蚀.

2.2 保温材料为XPS 试件的承载能力和荷载-跨中挠度曲线对比分析

图7 列出了不同试件类型的荷载-跨中挠度曲线.对于设有连接件的试件，外荷载主要由TRE 面板、保温板和连接件共同承担，其荷载-跨中挠度曲线大致可分为三个阶段，分别为上升段、下降段和滑移段.在加载初期，跨中挠度随着荷载的增大基本呈线性增长，此时TRE 面板未出现裂缝.面板开裂后，跨中挠度与荷载不再保持线性关系，并且跨中挠度的增加幅度不断增大，直到荷载达到最大值，保温板断裂.之后，曲线进入下降段，荷载迅速降低，各类试件的荷载下降幅度与其处理方式和各组分尺寸有关.在荷载下降到一定值后，曲线进入滑移段，此时大部分试件的荷载值趋于稳定，但跨中挠度继续增加.然而，X（70）-B（45）-S-30 和X（70）-B（60）-S-15*试件存在强化阶段，这是因为保温板破坏和界面脱粘后，荷载引起的剪切力几乎全部由面板和连接件承担，并且45°连接件的抗剪承载能力最大［24］，同时低厚度的TRE 面板能够提高纤维编织网的利用率，因此两种试件的承载能力得以提高.对于没有连接件的试件，保温板断裂后试件的黏结界面迅速脱黏并失效，因此荷载-跨中挠度曲线只有两个阶段，即上升段和下降段.

图7 保温材料为XPS的TRE夹心保温复合墙板荷载-跨中挠度曲线Fig.7 Load-midspan deflection curves of TRE sandwich insulation composite panel with XPS insulation material

2.2.1 纤维编织网处理方式的影响

由表5 中的试验结果可知，图7（a）中三者相比，X（70）-B（60）-N-30 试件的抗弯承载力最好，并且跨中挠度最小，其承载能力较其他两个试件分别提高了8.7%和13.64%，跨中挠度分别下降了8.4%和4.4%，这说明对纤维编织网进行特殊处理并不能够提升夹心保温墙板的抗弯性能，还有可能增大制作误差使得承载能力下降.图7（a）列出了三种试件的荷载-跨中挠度曲线，其变化趋势基本一致，并且开裂前的曲线基本重合，说明纤维编织网处理方式不会影响试件的初始抗弯刚度.开裂后，X（70）-B（60）-S-30 试件的刚度下降幅度最大，其次是X（70）-B（60）-I-30 试件，最后是X（70）-B（60）-N-30 试件，说明对纤维编织网进行特殊处理会降低试件开裂后的抗弯刚度从而降低承载能力.在达到峰值荷载后，X（70）-B（60）-I-30 试件的承载能力下降幅度和延性最大，其次是X（70）-B（60）-S-30 试件，最后是X（70）-B（60）-N-30 试件，说明对纤维编织网进行特殊处理会严重降低试件破坏后的承载能力，这可能是纤维编织网表面的黏砂脱落引起的.但是，对纤维编织网表面进行特殊处理能够提高试件达到极限荷载后的延性，降低试件破坏后承载能力迅速消失的风险.

2.2.2 连接件角度的影响

由表5 中试验结果可知，图7（b）中三者相比，X（70）-B（45）-S-30试件的抗弯承载力最高，跨中挠度也最大，其承载能力较其他两个试件分别提高了13.64%和21.95%，跨中挠度分别提高了22.5%和43.4%，这是由于在两点集中荷载作用下，试件会受到剪切力，而角度越小的连接件的抗剪承载能力越大，因此减小连接件的角度能够提高试件的抗弯承载能力.图7（b）列出了不同连接件角度试件的荷载-跨中挠度曲线.在上升段，曲线的斜率随着连接件角度的增大而减小，说明降低连接件角度能够提高试件的初始抗弯刚度.在达到峰值荷载时，连接件的角度越小，试件的跨中挠度越大，说明降低连接件角度能够提高试件的变形能力.在下降段，曲线的下降幅度相差不大，说明改变连接件角度不会影响保温板对承载能力的贡献.在滑移段，X（70）-B（45）-S-30试件存在荷载强化阶段，而X（70）-B（90）-S-30 和X（70）-B（60）-S-30 试件则趋于稳定，具体原因前文已经详细介绍，此处不再赘述.此外，三种试件在荷载趋于稳定后的滑移量相差不大，说明改变连接件的角度对试件延性的影响并不明显.

2.2.3 有无连接件的影响

由表5 中的试验结果可知，连接件的存在会略微降低夹心保温墙板的承载能力，这可能是因为BFRP 筋的剪切性能较差，呈90°放置时难以提高试件的抗剪强度，还会损伤保温板，导致保温板的剪切性能下降，从而降低试件的抗弯承载能力.同时无连接件试件的跨中挠度较90°连接件试件增大了48.2%，说明连接件的存在会约束TRE 面板和保温板的变形.图7（c）列出了有无连接件试件的荷载-跨中挠度曲线，在上升段，两类试件的荷载-跨中挠度曲线基本重合，说明连接件的存在不会影响试件的初始刚度.但达到峰值荷载后，无连接件试件的荷载迅速下降且无滑移段，说明连接件的存在能够明显提高试件破坏后的延性，并加强TRE 面板与保温板的连接，延缓黏结界面的破坏.因此，为了保证TRE夹心保温墙体的延性，建议在墙体中设置一定数量的连接件.

2.2.4 面板厚度的影响

由表5 中的试验结果可知，增大TRE 面板的厚度能够提高试件的抗弯承载力，但提高的效果并不显著，这是因为TRE 面板的承载力主要由纤维编织网提供，而本次试验中纤维编织网的层数相同.但是，跨中挠度随着面板厚度的增加而减小，说明增大面板厚度能够在一定程度上控制试件的变形.图7（d）列出了不同TRE 面板厚度试件的荷载-跨中挠度曲线，其变化趋势基本一致，但是X（70）-B（60）-S-15*试件存在强化阶段，具体原因已在前文进行介绍，此处不再赘述.试件开裂前，TRE 面板厚度为15 mm 和20 mm 的试件的曲线基本重合，而面板厚度为 30 mm 的试件的曲线斜率远大于其他两类试件，说明提高TRE面板的厚度能够有效提高试件的初始抗弯刚度，但是当面板很薄时增强效果很弱.试件开裂后，曲线的斜率随着面板厚度的增大而增大，说明增大面板厚度能够提高试件开裂后的抗弯刚度.在达到峰值荷载后，曲线的滑移量随着面板厚度的增加而减小，说明增大面板厚度会降低试件破坏后的延性.

2.2.5 保温层厚度的影响

由表5 中的试验结果可知，增大保温层厚度对试件抗弯承载力几乎没有影响，但能够提高试件的变形能力，图7（e）中三者相比，X（100）-B（60）-S-30试件跨中挠度值相比其他两个试件分别提高了8.4%和49.7%，说明增大保温层厚度能够提高试件的延性，但随着保温层厚度的增加，增强效果越不明显.图7（e）列出了不同保温层厚度试件的荷载-跨中挠度曲线，其变化趋势基本重合，说明保温板对试件承载能力的贡献很低，夹心保温墙板的抗弯承载力主要取决于TRE面板和连接件.但是X（50）-B（60）-S-30 试件较其他两类试件更容易发生破坏，其跨中挠度值仅为X（100）-B（60）-S-30试件的一半左右.

2.3 保温材料为EPS 试件的承载能力和荷载-跨中挠度曲线对比分析

2.3.1 有无连接件的影响

由表5 中的试验结果可知，连接件的存在对试件抗弯承载力的影响不大，但E（70）-S-30 试件的跨中挠度比E（70）-B（90）-S-30 试件提高了30.1%，进一步说明了连接件的存在会约束面板和保温板的变形.图8（a）列出了有无连接件试件的荷载-跨中挠度曲线，两类试件的曲线在开裂前基本重合，说明连接件的存在不会改变试件的初始刚度.试件开裂后，E（70）-S-30 试件的斜率突然降低，而E（70）-B（90）-S-30试件则是缓慢下降，说明无连接件试件的刚度在开裂后会迅速下降，没有明显预兆.在达到峰值荷载后，曲线的滑移量相差不大，说明连接件的存在对试件破坏后的延性影响不大，都表现出延性破坏特征.

图8 保温材料为EPS的TRE夹心保温复合墙板荷载-跨中挠度曲线Fig.8 Load-midspan deflection curves of TRE sandwich insulation composite panel with EPS insulation material

2.3.2 连接件角度的影响

由表5 中的试验结果可知，图8（b）中三者相比，E（70）-B（45）-S-30试件的抗弯承载力最高，跨中挠度最小，其承载能力较其他两个试件分别提高了9.5% 和23.8%，跨中挠度分别下降了73.9% 和131.5%，说明减小连接件角度能够提高试件的抗弯承载力和控制变形的能力.图8（b）列出了不同连接件角度试件的荷载-跨中挠度曲线，上升段曲线的变化规律与保温材料为XPS 的试件基本一致.在达到极限荷载后，曲线下降的幅度随着连接件角度的增大而增大，说明改变连接件角度会影响保温板对承载能力的贡献.在滑移段，曲线的滑移量随着连接件角度的增加而增大，说明降低连接件角度会减小试件的延性.

2.4 常规环境下XPS 与EPS 试件弯曲试验结果对比

在其他条件都相同的情况下，保温层所采用的保温材料不同，TRE 夹心保温复合墙板在试验过程中的性能也有所不同，具体如下：

2.4.1 相同点

在破坏模式方面，两种试件中均出现了底面TRE 面板与保温层的局部界面脱粘现象，并且破坏的发展过程类似。同时，裂缝均不是同时出现在上下两个TRE 面板上的，都表现出了部分组合板的特征.在裂缝特征方面，底部TRE面板的裂缝都呈现出多而密的特征且多为贯通裂缝或者交织裂缝，裂缝分布基本集中在跨中，充分发挥了ECC 基体优越的力学性能和抗裂能力.在荷载-跨中挠度曲线和承载能力方面，尽管保温材料有所不同，但是试件的抗弯承载力都随着连接件角度的减小而增大，并且荷载-跨中挠度曲线在上升段的变化规律基本相同.

2.4.2 不同点

在破坏模式方面，如图9 所示，由于EPS 与XPS保温板的密度和刚度不同，在加载过程中，EPS 保温板压缩变形大，而XPS 保温板压缩现象不明显.同时，EPS 保温板的破坏模式为剪切破坏，发生在加载点和支座之间，破坏时有明显预兆，为延性破坏；而XPS 保温板的破坏模式为保温板弯曲断裂破坏，破坏时无明显预兆，为脆性破坏.图10 展示了两种保温材料与TRE 面板黏结界面的破坏情况，在EPS 保温板与TRE 面板的黏结界面上，TRE 面板上附着着大量残余的EPS 材料，而XPS 保温板与TRE 面板的黏结界面较干净，说明EPS 保温板与TRE 面板的黏结性能较好，但是受力性能较差，在外荷载的作用下更加容易发生损坏.

图9 试件的压缩变形程度Fig.9 Compression deformation degree of test piece

图10 保温材料与TRE面板的粘结界面Fig.10 Interface between thermal insulation material and TRE panel

在极限承载力与荷载-跨中挠度曲线方面，如图11 所示，在开裂前，保温材料为XPS 的试件的初始刚度、开裂荷载和极限荷载均比EPS 试件高，但跨中挠度较EPS 试件低，说明EPS 材料的刚度和承载能力较低，即使EPS 材料与TRE面板的黏结性能较好，仍不利于承受弯曲荷载.此外，对于设有连接件的试件，XPS 试件在达到峰值荷载后，部分试件的荷载会有所回升，说明XPS 试件中的连接件更能发挥出其抗剪性能，对TRE 上面板起到一定的约束作用.

图11 常规环境下EPS与XPS试件荷载-跨中挠度曲线对比Fig.11 Comparison of load-midspan deflection curves of EPS and XPS specimens under conventional environment

2.5 不同类型的夹心保温墙板的组合程度分析

夹心保温复合墙板按组合程度可以分为完全组合墙板、部分组合墙板和完全非组合墙板三种［25］.墙板的组合程度不同，在弯曲荷载下的受力情况也不同.因此为了更加便于了解夹心保温墙板在弯曲荷载下的工作机制，本节通过绘制开裂前、开裂时和达到峰值荷载时试件沿截面高度的应变情况，来分析试件在不同阶段横截面的弯曲应力分布，进而分析墙板的组合程度.其中，开裂前的荷载值选择开裂荷载的1/2，以确保此刻试件基本处于共同工作状态.

对于保温材料为EPS 的试件，开裂前，试件沿截面高度的应力分布基本保持平截面，说明了EPS 材料与TRE面板的界面黏结性能较好，组合程度极高，类似于完全组合墙板的受力特征.开裂后，试件的应力分布不再保持平截面，尤其是E（70）-S-30 和 E（70）-B（45）-S-30 试件，这是因为E（70）-S-30 试件没有连接件来加强内外TRE 面板的连接，组合程度和协同工作能力很差，而E（70）-B（45）-S-30试件可能是受力过程中锚固连接件的部分TRE发生了冲切破坏，使得连接件的锚固效果减弱，组合程度也降低.达到极限荷载后，E（70）-S-30 试件呈现出各部分分别受力的特征，类似于完全非组合墙板，而有连接件试件则类似于部分组合墙板，说明连接件的存在可以加强内外面板的组合程度.同时，比较图12（b）～（d）可以看出，试件的组合程度随着连接件角度的减小而降低，但在保温板破坏前的减低效果并不明显，说明连接件角度会严重影响保温板破坏后试件的组合程度和协同工作能力.

图12 试件不同阶段横截面的弯曲应力分布Fig.12 Bending stress distribution of cross section of specimen at different stages

对于保温材料为XPS 的试件，开裂前，大部分试件沿截面高度的弯曲应力分布基本保持平面，但是试件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*则呈现出部分组合墙板的特征，说明墙板开裂前的组合程度和协同工作能力与试件的纤维编织网处理方式、保温板厚度以及面板厚度有关.试件开裂前的组合程度随着面板厚度和保温层厚度的降低而减小，并且未对纤维编织网进行特殊处理也会降低试件的组合程度.开裂后，所有试件的弯曲应变分布不再保持平截面，比较图12（f）～（h）可以看出，随着连接件角度的减小，试件的组合程度下降，其中X（70）-B（60）-S-30试件组合程度降低的幅度较大，这是因为60°连接件在界面剪力下发生了扭转［24］，加剧了试件开裂后的界面脱黏，从而降低了试件的组合程度.比较图12（g）、（j）、（k）和图12（l）～（n）可以看出，随着保温层厚度和面板厚度的增加，试件的组合程度也增大，说明增大保温层厚度和面板厚度能够提升试件的协同工作能力.在达到极限荷载后，大部分试件都呈现出了各部分独立受力的特征，类似于完全非组合墙板.试件的组合程度随着连接件角度、保温板厚度和面板厚度的变化规律与开裂后基本一致，但是试件X（70）-B（60）-S-15*的弯曲应变分布类似于平截面，组合程度较高，这是因为面板的厚度较小，面板的抗冲切能力较弱，试件在呈现出完全非组合墙板的受力特征之前，便因面板提前发生冲切破坏和连接件被推出而失效.

3 夹心保温墙板抗弯承载力计算

3.1 理论公式推导

根据前文的分析，保温层厚度和是否存在连接件对墙板抗弯承载力的影响不大，虽然改变连接件的角度能在一定程度上提高墙板的抗弯承载力，但提升的程度并不显著.因此，对TRE夹心保温墙板进行抗弯承载力计算时忽略连接件和保温板对承载能力的贡献.

由试验结果可知，TRE 底面板承受拉力，而上面板处于部分受压状态，具体受力状态如图13 所示.其中，b为试件的截面宽度，mm；hi为保温层的厚度，mm；ht为面板的厚度，mm.

图13 TRE夹心保温墙板抗弯承载力计算简图Fig.13 Calculation diagram of flexural bearing capacity of TRE sandwich insulation composite wallboard

基于内力平衡和几何条件，可得：

式中：Fc为受压区ECC 基体所受到的力，kN；Fe为受拉区纤维编织网所受到的力，kN；Ft为受拉区ECC 基体所受到的力，kN；σc为受压区ECC 的压应力，MPa；hc为受压区中性轴的高度，mm；b为试件的截面宽度，mm；At为受拉纤维束的总面积，mm2；Ae为ECC 基体受拉区的截面面积，mm2；σt为受拉区纤维编织网的拉应力，MPa；σe为受拉区ECC 基体的拉应力，MPa.

根据应力-应变关系可得：

式中：εc为受压区ECC 的压应变；h为试件的截面高度，mm；εeu为ECC的极限拉应变。

受压区ECC 基体合力作用点位置与受压区边缘的距离yc计算公式为：

式中：εt0为纤维束开始独立承载时的应变。

则式（2）可写成：

式中：σt0为纤维束开始独立承载时的应力MPa；σtu为纤维束的极限拉应力；εtu为纤维束的极限拉应变με；feu为ECC基体极限抗拉强度，MPa.

根据受力平衡可得：

式中：h0为底部TRE 面板合力作用点到面板边缘的距离，mm；Mu为TRE夹芯保温复合墙板的极限弯矩，kN·m.

则TRE夹心保温墙板的抗弯承载力计算值为：

式中：l为抗弯墙板的净跨，mm.

3.2 抗弯承载力计算结果

将采用上述理论计算公式求得的TRE夹心保温墙板抗弯承载力理论值与试验得到的承载力值进行对比，具体结果如表6 所示.由所得结果可知，计算值与试验值的误差均在10%以内，说明二者的吻合度较好，可以采用上述承载力计算方法对TRE 夹心保温墙板的抗弯承载力进行计算.

表6 TRE夹芯保温复合墙板抗弯承载力计算值Tab.6 Calculation value of flexural bearing capacity of TRE sandwich insulation composite wallboard

在实际工程应用中，相关规范对墙板在正常使用极限状态下的变形和承载能力提出了一定的要求.根据《预制混凝土夹心保温外挂墙板应用技术规程》（DB37/T 5217—2022）［19］，墙板平面外挠度限值为外挂墙板面外支座间距离的1/250，即本试验对应的挠度限值为3.6 mm.结合《预制混凝土夹心保温外墙板应用技术标准》（DG/TJ 08-2158—2017）［20］、《预制混凝土外挂墙板应用技术标准》（JGJ/T 458—2018）［21］和《建筑结构荷载规范》（GB50009—2019）［22］，当风荷载效应起控制作用时，墙板的效应设计值为7 kN/m2.在本试验设计的试件中，挠度为3.6 mm 时对应的最小荷载值为6 kN，即墙板的效应设计值为16.7 kN/m2，远大于规范所要求的荷载设计值，因此该墙板在承载能力和变形方面能够满足实际工程的需要.