蒸压砂加气保温板外墙外保温系统试验研究及有限元模型分析*

彭佳斌，温晓东，田稳苓，赵晓辉

(1 河北工业大学土木与交通学院， 天津 300401；2 天津住宅建设发展集团有限公司， 天津 300041)

0 引言

目前建筑外墙外保温工程采用的主要材料为模塑聚苯板(EPS)、挤塑聚苯板(XPS)等有机保温材料，此类材料最大的缺点是耐久性差且容易产生火灾隐患，需要采用声学信号检测等方法进行检测[1]。为克服聚苯板的缺点，同时满足建筑节能和环保的要求，蒸压加气混凝土板被逐渐应用到外墙保温系统中。蒸压加气混凝土不仅是A级不燃材料，而且其废弃物可回收再利用[2]，优势突出。

蒸压加气混凝土板既可作为外墙保温板，也可作为建筑保温围护结构[3]。目前，学者们不仅对蒸压加气混凝土板的质量控制问题进行了探讨[4-6]，还对其基本力学性能进行了研究[7-8]，对于其作为围护结构时的抗震性能，张大鹏[9]研究发现蒸压加气混凝土板应用于装配式钢结构具有很好的抗震性能和耗能能力；曹正罡[10]通过试验研究发现蒸压加气混凝土墙板可提高钢框架的初始刚度、峰值荷载以及耗能能力。

蒸压加气混凝土板作为围护结构时，与主体结构的连接节点是关键环节。肖伟[3]研究发现蒸压加气混凝土墙板先于结构主体退出工作，主要是连接节点出现破坏；倪辉[11]指出连接框架与墙板的节点类型对墙板的应力最大值有较为明显的影响；Shane Wilson[12]提出蒸压加气混凝土板的损坏都是由连接件与板材接口的破裂或破碎引起的。张国伟、陈博珊[13-14]提出的新型预埋件节点使得蒸压加气混凝土板的节点承载力大幅提高；姜鹏霄[15]利用对拉螺杆实现蒸压加气混凝土板与钢筋混凝土剪力墙的复合，但体系的耐久性较差；肖伟[3]提出采用“摇摆式”节点将板材与主体结构连接，可以减轻破坏。

应用于装配式建筑的预制外墙保温板的相关技术已经比较成熟[16]，而将蒸压砂加气混凝土板作为外墙外保温结构的相关研究较少，本文采用的蒸压砂加气保温板外墙外保温系统[17](图1)，以粘结砂浆作为胶粘剂，采用专用连接件和拉筋将蒸压砂加气混凝土板固定到钢筋混凝土剪力墙上，连接件的翼缘能够为保温板提供支撑，拉结钢筋通过钢筋固定头与混凝土墙体连接，进一步提高了保温板与混凝土墙体的整体性。通过试验研究和数值模拟分析对蒸压砂加气外墙外保温系统的力学性能作出评价，为蒸压砂加气混凝土板应用到外墙外保温提供依据。

图1 蒸压砂加气保温板外墙外保温系统

1 试件设计与加载

1.1 试件设计

试件根据工程中常用尺寸进行设计，钢筋混凝土墙体试件包括4片L形截面墙体(图2)和2片T形截面墙体(图3)两种。

图2 L形截面试件构造图

图3 T形截面试件构造图

试验用蒸压砂加气混凝土板厚度为100mm，试件构造做法如表1所示。试件SJ3-L仅用于测试加载系统是否正常。SJ1-L和SJ4-L作为对比组，研究连接件和拉筋的作用；SJ4-L和SJ5-L作为对比组，研究不同截面形式对墙体受力影响；SJ2-L和SJ6-L作为对比组，研究加载到弹塑性层间位移限制时，不同截面形式及不同构造做法之间的区别。

试件构造做法表1

1.2 测点布置与加载

1.2.1 测点布置

连接件应变片布置如图4所示；保温板中拉结钢筋应变片布置如图5所示。

图4 连接件应变片布置

图5 保温板中拉结钢筋应变片布置

1.2.2 加载

试验加载系统如图6所示，由竖向加荷系统和水平加荷系统两部分组成。

图6 加载系统

竖向荷载由刚度较大的门式钢架通过100t的油压千斤顶施加。水平荷载采用水平推拉力均为200t的电液伺服作动器来施加。

试件SJ1-L，SJ4-L，SJ5-T的加载制度如下：竖向荷载根据墙体的轴压比设计值、墙体横截面面积、混凝土轴心抗压强度设计值进行计算，竖向荷载一次加载并保持稳定，L形试件竖向荷载为544.8kN，T形试件竖向荷载为601.2kN。水平荷载分两阶段加载：1)力控制阶段，正向加载到混凝土墙体出现裂缝，此时荷载为临界荷载Pcr，以此荷载值往复加载三次；2)位移控制阶段，为合理地控制加载级数。加载至±Δ=±H/360=±6.4mm(H为层高，本文取墙体高度)，往复三次。以Δ为位移增量，按±Δ，±2Δ，±3Δ，…，加载，每级往复三次，直至试件破坏。

对试件SJ2-L和SJ6-T，仅研究罕遇地震作用下的薄弱层墙体，竖向荷载与试件SJ1-L，SJ4-L，SJ5-T的加载情况相同。水平荷载分两阶段加载：1)力控制阶段，正向加载到混凝土墙体出现裂缝，此时荷载为临界荷载Pcr，以此荷载值往复加载三次；2)位移控制阶段，继续加载至±Δ，往复三次。以Δ为位移增量，每级往复三次，可加载至《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)(2016年版)规定的弹塑性层间位移限值±3Δ=±H/120=±19.2mm。

2 试验现象与试验结果分析

2.1 试验现象分析

试件SJ1-L加载至弹塑性层间位移限值3Δ时，腹板和翼缘保温板裂缝情况如图7(a)所示，保温板未出现贯通裂缝，粘结砂浆能保证保温板的可靠连接；加载至5Δ时，腹板内侧三条保温板脱粘(图7(b))，此时粘结砂浆已经无法保证保温板的可靠连接；加载至9Δ时，墙体腹板角部混凝土压碎，竖向钢筋拉断(图7(c))，保温板出现贯通斜裂缝(图7(d))。

图7 试件SJ1-L试验现象

试件SJ2-L加载至到弹塑性层间位移限值3Δ时，混凝土墙体出现大量交叉X形裂缝，且裂缝较长(图8(a))；保温板开裂情况如图8(b)所示，裂缝数量较少，且裂缝长度较短。证明墙体在变形过程中，保温板开裂情况要轻于混凝土墙体。

图8 试件SJ2-L试验现象

经试件SJ3-L的加载测试发现加载系统工作正常。加载过程中，在试件阳角底部出现竖向裂缝，并出现保护层脱落的现象。试验最终状态为：试件翼缘和腹板端部混凝土压碎，两端竖向钢筋压屈(图9)，破坏形式以弯曲破坏为主。

图9 试件SJ3-L试验现象

试件SJ4-L加载至弹塑性层间位移限值3Δ时，保温板未出现贯通裂缝。继续加载直至混凝土墙体腹板端部出现压碎，竖向钢筋压屈，此时，混凝土墙体砂浆脱落(图10(a))；保温板在腹板角部形成贯通裂缝，但由于连接件和拉筋的作用，保温板未脱落，同时由于玻纤网的拉结作用，外层砂浆也未出现脱落(图10(b))；混凝土墙翼缘出现压碎(图10(c))，而保温板翼缘只是出现贯通裂缝(图10(d))。

图10 试件SJ4-L试验现象

试件SJ5-T加载至弹塑性层间位移限值3Δ时，保温板未出现贯通裂缝，加载至7Δ时，腹板角部未见贯通裂缝(图11(a))，但翼缘下部出现贯通水平裂缝(图11(b))，继续加载至墙体混凝土压碎，竖向钢筋压屈时，混凝土墙破坏情况(图11(c))较保温板破坏情况(图11(d))严重，根据试验现象，在墙体变形较大的部位，玻纤网对相应位置处保温板的裂缝发展起到了一定的延缓作用。

图11 试件SJ5-T试验现象

试件SJ6-T加载至弹塑性层间位移限值3Δ时，保温板未出现贯通裂缝(图12(a))，三层保温板无贯通裂缝(图12(b))，另外连接件附近保温板出现斜向裂缝，说明墙体在弹塑性变形阶段，变形较大部位连接件处存在应力集中现象。

图12 试件SJ6-T试验现象

综上，T形试件外贴保温板开裂情况整体上要轻于L形试件，这是由于L形试件在加载过程中存在扭转效应。

2.2 试验结果分析

2.2.1 连接件应变分析

连接件采用的钢材为Q235钢，其名义屈服微应变为235/(2.0×105)×106=1 175με。

试件SJ2-L连接件应变整体较小，最大应变为60με，仅达到屈服应变的5%左右；整体上，上层连接件的应变小于下层，但差别不明显。

试件SJ4-L连接件的最大应变为600με，出现在LJ2上，仅达到屈服应变的50%左右；其他连接件应变均较小，均不超过屈服应变的35%；整体上，上层连接件应变小于下层；翼缘连接件的应变小于腹板。

试件SJ5-T连接件的最大应变为300με，出现在LJ3上，仅达到屈服应变的25%左右，达到弹塑性层间位移限值时，应变为100με，仅达到屈服应变的8%；LJ5上测点最大应变约为105με，下测点最大应变约为250με，说明连接件上表面受力小于下表面；整体上，上层连接件应变小于下层。翼缘连接件的应变大于腹板。

试件SJ6-T连接件的应变整体很小，小于屈服应变的8%。

从以上数据可以看出：1)L形试件中的连接件最大应变为600με，仅达到屈服应变的50%左右；2)T形试件中的连接件最大应变为250με，仅达到屈服应变的20%左右；3)总体上下层连接件受力大于上层，连接件的上表面应变要小于下表面；4)由于扭转效应，L形试件中连接件应变大于T形试件中对应位置连接件应变，L形试件连接件最大应变出现在腹板底部而T形试件出现在翼缘。

2.2.2 拉筋应变分析

拉结钢筋采用HRB500高强钢筋，其名义屈服应变为500/(2.0×105)×106=2 500με。

试件SJ2-L拉筋最大应变为500με，出现在GJ1中，仅达屈服应变的20%；腹板拉筋的应变大于翼缘。

试件SJ4-L拉筋最大应变为1 000με，出现在GJ1中，仅达到屈服应变的40%左右；翼缘拉筋应变较小，最大约为150με，仅达到屈服应变的6%左右，腹板拉筋应变大于翼缘。

试件SJ5-T拉筋最大应变约为500με，出现在GJ1中，仅达到屈服应变的20%左右；腹板中拉筋应变大于翼缘。

从拉筋应变值可以看出：1)L形和T形试件中拉筋均未达到屈服，其中拉筋最大应变为1 000με，拉筋最大应变仅达到屈服应变的40%；2)腹板中的拉筋应变大于翼缘中拉筋的应变；3)整体上L形试件中拉筋应变大于T形试件中对应位置拉筋应变。

3 数值模拟分析

本节基于非线性钢筋混凝土有限元分析理论，结合试验研究，采用ANSYS软件进行数值模拟。

3.1 基本假定

(1)钢筋混凝土墙体按弥散模型考虑，即将钢筋混凝土作为均质材料。

(2)砂浆胶粘剂粘结的块体保温板按整体板考虑，不考虑保温板各块体之间的滑移。

(3)砂浆粘结层采用无厚度接触单元来模拟。

(4)考虑保温板的拉裂和压碎，其非线性应力-应变曲线参考混凝土应力-应变特征，进行强度调幅。

(5)考虑到连接件与混凝土墙通过锚栓连接，混凝土墙变形会带动连接件一起变形，建模时将壳单元的折角节点与混凝土墙的锚栓位置自由度全耦合。同时将拉筋在锚入混凝土墙的部位与相应位置的混凝土节点建立耦合。

3.2 材料参数

通过材性试验测定得到砂浆粘剂初始黏聚力为0.6MPa，最大摩擦力为1.2MPa，其他具体参数如表2所示。

有限元模型材料参数 表2

3.3 单元选择

对于钢筋混凝土和保温板采用Solid65单元模拟，连接件采用三维弹塑性壳单元Shell181模拟,拉筋采用Link8单元模拟,砂浆胶粘剂采用接触单元Targe170与Conta173模拟。

3.4 加载方式

钢筋混凝土试件在低周反复荷载作用下的承载力骨架曲线与单调加载制度下的力-位移曲线相近，因此本节只做试件在水平单调荷载下的数值模拟分析。计算中地梁底部取为固定边界。分析类为静态分析。

计算中的荷载步如下：1)Step1-施加材料自重；2)Step2-施加轴压荷载，轴压荷载值与试验数值相同；3)Step3-相应于弹性变形阶段情况，在加载梁顶面施加水平位移H/1 000，计算模型各部分的受力情况；4)Step4-相应于弹塑性变形阶段情况，在加载梁顶面施加水平位移H/120，计算模型各部分的受力情况。

3.5 计算结果及分析

图13给出了L形试件各部分的应力(von Mises应力，余同)、变形、内力情况。弹性变形阶段：混凝土墙体和保温板系统处于弹性变形阶段，达到弹性位移限值时，墙体受拉侧底部应力最大为1.46MPa，略大于混凝土抗拉强度，已经开裂，与试验现象接近；粘结砂浆上应力最大为0.08MPa，未达到初始黏聚力，未出现相对位移，与试验现象接近；连接件应力整体较小；在钢筋固定头处，拉筋轴力出现拉压变化。

图13 L形试件有限元计算结果

弹塑性变形阶段：混凝土墙翼缘受压侧应力达到28.65MPa，超过混凝土抗压强度，混凝土压碎，与试验现象接近；保温板在连接件处应力较大，达到3.00MPa，试验中同样发现该部位出现贯通裂缝；粘结砂浆局部应力达到1.00MPa，超过初始黏聚力且接近最大摩擦力，腹板受拉侧底部附近出现3.68mm的相对位移，试验观测该处相对位移约为2mm；连接件整体应力较小，与试验结果一致；拉筋最大应力为212.74MPa，试验结果为1 000×10-6×2×105=200MPa，两者接近。

图14给出了T形试件各部分的应力、变形及内力情况。弹性变形阶段：混凝土墙体和保温板系统处于弹性变形阶段，墙体腹板受拉侧底部最大应力为1.51MPa，略大于混凝土抗拉强度，发生开裂，与试验现象相近；粘结砂浆上应力最大为0.16MPa，尚未达到初始黏聚力，未出现相对位移，与试验现象接近；连接件应力整体较小；在钢筋固定头处，拉筋轴力出现拉压变化。

图14 T形试件有限元计算结果

弹塑性变形阶段：剪力墙翼缘底部应力达到21.17MPa，超过混凝土的抗压强度，混凝土压碎，与试验现象相近；保温板在连接件处应力较大，达到2.2MPa，试验中同样发现该部位出现贯通裂缝；粘结砂浆局部应力达到1.43MPa，超过最大摩擦力，腹板受拉侧底部出现5.10mm的滑移量，试验观测值为3mm；连接件应力整体较小，与试验结果一致；拉筋最大应力约为123.28MPa，试验中试件SJ5-T拉筋最大应力为500×10-6×2×105=100MPa，两者较为接近。

3.6 实际工程有限元分析

针对某实际工程中剪力墙保温板系统进行有限元仿真计算，分析两类L形试件在弹性阶段和弹塑性阶段情况下的变形及内力情况。其中第一类试件腹板长1.6m，翼缘长0.6m，第二类试件腹板长2.1m，翼缘长1.0m，剪力墙高均为2.85m，厚0.2m，保温板厚度为100mm。

第一类L形试件：同试验中L形试件反应特征基本一致(图15)。弹性变形阶段情况：墙体腹板受压侧应力集中明显，但未达到极限强度，翼缘侧底部开裂；保温板腹板在连接件处应力集中比较显著，但尚未达到抗压极限强度，保温板翼缘应力较小；粘结砂浆应力最大为0.17MPa，未达到滑移状态；在钢筋固定头处，拉筋轴力出现拉压变化，但整体上力值不大，最大值67MPa；连接件应力最大为73MPa，出现在腹板右上角部。

图15 第一类L形试件有限元计算结果

弹塑性阶段情况：整体破坏主要呈弯曲型，腹板受压侧较大范围接近抗压强度极限；保温板在连接件处应力较大，腹板角部接近抗压极限强度；粘结砂浆应力超过初始黏聚力，翼缘受拉侧保温板底部附近出现微量滑移，约为4.0mm；腹板受压侧底部附近连接件应力较大，翼缘板连接件应力较小；拉筋以受拉为主，腹板中部应力较大。

第二类L形试件(图16)。弹性阶段情况：墙体腹板受压侧应力集中明显，但未达到极限强度，翼缘侧底部有微小开裂；保温板翼缘应力较小；粘结砂浆应力最大为0.17MPa，出现在翼缘下侧角部，未达到滑移状态；拉筋以受拉为主，最大拉力值68MPa；连接件应力最大为78MPa，出现在腹板右上角部。

图16 第二类L形试件有限元计算结果

弹塑性阶段情况：整体破坏特征呈弯-剪复合型，破坏区域集中在腹板右下部受压区，由于剪切变形明显，腹板斜对角范围内同样出现较大应力；粘结砂浆应力超过初始黏聚力，保温板翼缘受拉侧阳角底部出现微量滑移，约为4.0mm；腹板受剪斜截面两端附近连接件应力较大，整个翼缘板连接件应力均比较小；拉筋以受拉为主，其中位于腹板中上部的两排拉筋应力较大。

通过实际工程有限元分析发现，墙体腹板宽度对混凝土墙体以及保温板应力分布影响较小，但是对连接件和拉筋的应力大小及分布影响较大，墙体宽度较大时，应相应减小连接件布置间距或增加连接件数量，拉筋也应进行适当加强。

4 结论

(1)混凝土墙体破坏时，保温板有较大裂缝，玻纤网有拉断外露现象，但系统整体性较好，未发生脱落，混凝土墙体先于保温板发生破坏。

(2)连接件和拉筋能够发挥很好的连接作用，保温板和混凝土墙体能协同工作，但是L形试件的扭转效应会削弱这种作用。

(3)连接件最大应变为600με，仅达到承载力的50%左右；拉筋最大应变为1 000με，拉筋最大应变仅达到承载能力的40%。连接件和拉筋在整个受力过程中均未发生破坏，并且拥有较多的安全储备，表明本文采用的连接形式可靠。

(4)本文采用的有限元分析模型能够较好地模拟蒸压砂加气保温板外墙外保温结构，能够为后续的数值模拟研究提供参考。