浙江大学学报(工学版)

浙江大学学报(工学版), 2019, 53(11): 2185-2196 doi: 10.3785/j.issn.1008-973X.2019.11.017

土木工程、市政工程

采用发泡聚苯乙烯保温砂浆芯材的夹芯叠合板受弯性能

罗斌,, 黄炜,, 马相, 李斌, 周文彩, 任杉杉

Flexural behavior of sandwich composite panels with core material of expanded polystyrene thermal insulation motar

LUO Bin,, HUANG Wei,, MA Xiang, LI Bin, ZHOU Wen-cai, REN Shan-shan

通讯作者: 黄炜，男，教授，博导. orcid.org/0000-0001-6483-8476. E-mail： huanwei2005@126.com

收稿日期: 2018-09-4  

Received: 2018-09-4  

作者简介 About authors

罗斌（1985—），男，工程师，博士生，从事新型材料与新型结构体系研究.orcid.org/0000-0003-4710-6921.E-mail：Robin198595@163.com , E-mail：Robin198595@163.com

摘要

为了提升装配式建筑预制夹芯保温叠合板（CSICPs）的工业化生产效率，从材料密度、吸水率、导热系数、抗压强度、抗折强度、压折比及软化系数等指标出发，借助正交试验设计方法，采用极差及方差分析，确定适用于夹芯保温叠合板的发泡聚苯乙烯保温砂浆（ETIM）的最佳配比. 在此基础上，针对2块ETIM夹芯保温叠合板、1块发泡聚苯乙烯（EPS）板夹芯保温叠合板及1块普通钢筋桁架叠合板进行受弯性能对比试验，分别从承载能力、荷载-挠度曲线、荷载-钢筋应变曲线及抗滑移性能方面展开分析. 结果表明：夹芯保温叠合板与普通钢筋桁架叠合板的受弯破坏过程类似，均经历弹性阶段、弹塑性阶段及破坏阶段；预制底板构造形式及芯材对夹芯叠合板的受弯性能有较大影响；采用ETIM芯材的夹芯保温叠合板的受弯性能优于采用EPS板的夹芯保温叠合板；钢筋桁架的配置对提升夹芯保温叠合板的受弯及抗滑移性能有较为显著的作用.

关键词： 发泡聚苯乙烯保温砂浆（ETIM） ; 配合比 ; 叠合板 ; 受弯性能 ; 滑移

Abstract

In order to improve the industrial production efficiency of prefabricated concrete sandwich insulation composite panels (CSICPs) for fabricated buildings, the effects of density, water absorption, thermal conductivity, compressive strength, flexural strength, tension-compression ratio, and softening coefficient of the block material were considered using the method of orthogonal experimental design. The optimum mix proportion of core materials, i.e. expanded polystyrene thermal insulation mortar (ETIM), which was suitable for CSICP was obtained by the analysis of range and variance. Based on this, comparison tests of bending performance were conducted among two CSICPs with ETIM core, one CSICP with expanded polystyrene board (EPS) core and one ordinary concrete composite slab with steel bar truss. Analysis were conducted from the perspectives of ultimate bearing capacity, load-deflection curves, load-rebar strain curves and anti-slip performance. Results show that the four specimens share similar flexural behaviors and undergo elastic phase, elastic-plastic phase and failure phase. The shape of precast bottom panel and the core material have great impact on the flexural performance of CSICPs. The flexural behavior of CSICP with ETIM core is better than that of CSICP with EPS core. Configuration of steel bar truss has a significant improvement on the flexural performance and anti-horizontal-slip performance of CSICPs.

Keywords： expanded polystyrene thermal insulation mortar (ETIM) ; mix proportion ; composite slab ; flexural behavior ; slip

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本文引用格式

罗斌, 黄炜, 马相, 李斌, 周文彩, 任杉杉. 采用发泡聚苯乙烯保温砂浆芯材的夹芯叠合板受弯性能. 浙江大学学报(工学版)[J], 2019, 53(11): 2185-2196 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2019.11.017

LUO Bin, HUANG Wei, MA Xiang, LI Bin, ZHOU Wen-cai, REN Shan-shan. Flexural behavior of sandwich composite panels with core material of expanded polystyrene thermal insulation motar. Journal of Zhejiang University(Engineering Science)[J], 2019, 53(11): 2185-2196 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2019.11.017

近年来，随着我国政府对建筑产业现代化的推广力度的不断加大，发展节能环保、绿色低碳的装配式混凝土保温承重一体化节能结构体系[1]已成为改善人居环境、建设资源节约型和环境友好型社会最有效的办法之一. 实现装配式混凝土保温承重一体化结构体系的重要环节是预制部品的夹层结构技术[2]，为此许多学者在预制水平部品—混凝土夹芯保温叠合板（concrete sandwich insulation composite panel, CSICP）方面开展了大量研究工作，但大多芯材均选用常规的发泡聚苯乙烯（expanded polystyrene，EPS）板. 李砚波等[3]提出由上下层钢丝网片焊成的空间网架将夹芯层EPS板与顶、底层混凝土相连接的混凝土夹芯（concrete sandwich，CS）板，对其单向板试件进行试验，结果表明，由于EPS板的弹性模量及强度较低，CS板在受弯过程中存在滑移现象，斜插钢丝是保证其顶、底层混凝土协同工作的关键；杜媛媛[4]在此基础上，针对CS板在弯曲过程中普遍存在的滑移效应，提出精细化数值计算模型，开展基于关键参数变化的CS板受力性能分析；Daniel等[5]开展基于EPS板芯材的夹芯保温叠合板的受弯研究，结果表明，由于夹芯层的存在，该类板件板侧裂缝的发展呈现出弯曲应力和剪切应力共同作用下的分布特征；Tomlinson等[6]对预制底板及后浇层采用再生混凝土，芯材采用EPS板的夹芯保温叠合板进行受弯试验，结果表明，在加载后期，随着抗剪连接件的失效，该类板件的受弯性能呈部分复合方式工作；Mohamad等[7]针对连接件对EPS夹芯叠合板受弯性能的影响，提出考虑连接件影响的精细化数值计算模型；Joseph等[8]提出芯材采用EPS板，顶、底部采用水泥钢丝网片，通过斜插钢丝将其相连的夹芯保温叠合板，试验结果表明，该类板的开裂及破坏模式与普通钢筋混凝土板相似，但其在破坏前的复合工作性能较弱. 已有研究表明[9-10]，尽管EPS板等保温隔热材料具有吸水率低、保温性能较好等特点，但其表面较光滑，与混凝土之间相容性较差，须使用保温拉接件或聚合物黏结砂浆进行黏结才能使夹芯试件的受弯呈部分或完全共同作用的状态. 此外，EPS等固态板材的铺设会加大人工量，不利于目前我国普遍采用的德国流水线式自动作业预制部品生产线产能的发挥[11].

由有机骨料EPS颗粒与凝胶材料等组成的有机无机复合保温材料—发泡聚苯乙烯保温砂浆（expanded polystyrene thermal insulation mortar，ETIM），以施工方便、成本低廉、黏结性及保温隔热性能好等优点，引起众多学者的关注[12-13]. ETIM为流塑状态，如果能将其应用于装配式建筑预制部品的工业化生产中，用ETIM代替传统夹芯保温部品中的EPS板，不但可以扩大ETIM的应用领域，而且其可与预制部品一次浇注成型，更满足自动化生产线的要求，能显著提高预制夹芯保温部品的生产效率.

基于以上背景及课题组前期相关ETIM研究成果[14]，从优化配合比的角度出发，通过对ETIM开展7因素3水平正交试验研究，揭示EPS颗粒、胶粉、硅灰、羟丙基甲基纤维素醚、防水剂、减水剂、混杂纤维的不同掺入水平对ETIM的物理、热工及力学性能的影响规律；提出满足夹芯保温部品性能需求的ETIM最佳配比；将最佳配比应用于夹芯保温叠合板的芯材中，针对2块ETIM夹芯保温叠合板、1块EPS板夹芯保温叠合板及1块普通钢筋桁架叠合板的受弯性能进行对比试验，分析ETIM夹芯保温叠合板与普通钢筋桁架叠合板及常规EPS板夹芯保温叠合板受弯性能的异同.

1. 材性试验概况

1.1. 试验主要材料

制备ETIM所用的原材料及改性外加剂如表1所示，其中硅粉的化学组分如表2所示. 可分散乳胶粉主要用于EPS颗粒表面改性；硅灰主要用于代替部分水泥，改善ETIM硬化后的密实度；羟丙基甲基纤维素醚用于增强ETIM的稠度及保水；混杂纤维用于提高ETIM的抗裂性；引气剂、减水剂及有机硅防水剂分别用于改善ETIM的流动性及耐水性能.

表 1   ETIM的主要材料

Tab.1  Main materials of ETIM

材料名称 材料型号 材料参数
水泥 P.O 42.5R普通硅酸盐水泥 密度为2 841.4 kg/m3，初凝时间为203 min，终凝时间为230 min
EPS颗粒 原发性EPS颗粒 粒径为3~7 mm，堆积密度为10~12 kg/m3，表观密度为29.0 kg/m3，吸水率≤4.0，传热系数为0.039 W/(m2·K)，抗压强度为0.18 MPa，抗拉强度为0.25 MPa
可分散乳胶粉 国产 XA-05 型 最低成膜温度为0~5 ℃，固体质量分数≥98.0%，粒径大于400 μm，
灰分的质量分数为10%±2%
硅粉 郑州吉兴硅粉有限公司 堆积密度为0.2 g/cm3，细度为1 000 目，比表面积为18~20 m2/g
保水剂 羟丙基甲基纤维素醚 细度≥100 目，黏度为20 000 mPa·s
混杂纤维 聚丙烯纤维与木纤维按体积比1∶1掺入 聚丙烯纤维长度为10 mm，比重为0.91 g/cm3，弹性模量为3 500 MPa，抗拉强度为400 MPa；木纤维规格为H-1 000 μm
引气剂 国产 DARAVAIR110 型引气剂 —
减水剂 国产 FDN-C 型减水剂 —
防水剂 有机硅防水剂 S —

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表 2   硅粉的主要化学成分

Tab.2  Main chemical constituents of silica fume

w(SiO2)/% w(Al2O3)/% w(Fe2O3)/% w(MgO)/% w(CaO)/% w(NaO)/% pH平均值
75.0~98.0 1.0 ± 0.2 0.9 ± 0.3 0.7 ± 0.1 0.3 ± 0.1 1.3 ± 0.2 中性

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1.2. 试件制备及测试方法

EPS颗粒表面具有憎水性，在制备过程中易产生离析等现象[15]，因此，本次试块制作采用“裹砂造壳”原理[16]及二次分散工艺，制备步骤如下. 1）EPS颗粒表面改性. 首先将EPS颗粒与可分散乳胶粉加入搅拌机中低速搅拌，待EPS颗粒表面完全润湿后（EPS颗粒表面被可分散乳胶粉完全包裹），掺入水泥，搅拌至EPS颗粒表面被水泥浆体充分包裹，再将其静置陈化（密封陈化24 h，使EPS颗粒表面形成硅酸盐外壳，表面转为亲水性，如图1所示）；2）ETIM制备. 待上述陈化完成后，将该复合母料与1.1节所述其他改性外加剂搅拌均匀，导入搅拌机中加水拌合；3）将制备好的ETIM倒入不同规格模具进行振捣、抹平，依据不同性能的测试标准进行养护.

图 1

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图 1   EPS颗粒表面改性示意图

Fig.1   Schematic diagram of surface modification of EPS


试验内容主要包括ETIM的物理性能、力学性能及热工性能测试. 具体测试内容、试件规格及所采用标准如表3所示.

表 3   ETIM试块的测试内容、规格及方法

Tab.3  Test content, specification and method of ETIM samples

测试内容 测试标准号 试样尺寸/mm
物理测试 密度 《胶粉聚苯颗粒外墙外保温系统》JGT 158-2004[17] 70.7×70.7×70.7
吸水率 《建筑砂浆基本性能试验方法标准》JGJ/T 70-2009[18] 70.7×70.7×70.7
软化系数 《建筑砂浆基本性能试验方法标准》JGJ/T 70-2009[18] 70.7×70.7×70.7
力学性能 抗压强度 《建筑砂浆基本性能试验方法标准》JGJ/T70-2009[18] 70.7×70.7×70.7
抗折强度 《水泥胶砂强度检验方法（ISO法）》GB/T 17571-1999[19] 40.0×40.0×160.0
热工学性能 导热系数 《绝热材料稳态热阻及有关特性的测定防护热板法》GB/T 10295-2008[20] 300.0×300.0×30.0

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1.3. 正交设计方案

选择EPS颗粒体积与水泥质量的比值以及可分散乳胶粉、纤维素醚、混杂纤维、硅粉、防水剂、减水剂占水泥质量的质量百分数共计7个因素（分别标记为A、B、C、D、E、F、G，各因素选取3个水平. 每个因素的3个水平表示如下：EPS颗粒体积与水泥质量比（A）为3、4、5；胶粉质量百分数（B）为2%、4%、6%；羟丙基甲基纤维素醚质量百分数（C）为0.25%、0.45%、0.65%；混杂纤维质量百分数（D）为0.4%、0.8%、1.2%；硅粉质量百分数（E）为5%、10%、15%；防水剂质量百分数（F）为0.1%、0.3%、0.5%；减水剂质量百分数（G）为0.5%、1.0%、1.5%. 分别以ETIM的密度ρ、吸水率 ${W_{\rm{x}}}$、导热系数 $\lambda $、抗压强度 ${f_{\rm{c}}}$、抗折强度 ${f_{\rm{f}}}$、压折比 $ {f_{\rm{c}}}/{f_{\rm{f}}}$ 及软化系数 $\psi $ 作为考察指标，按正交表L18(37)安排试验.

2. ETIM正交试验分析

2.1. 极差分析

试验结果如表4所示，极差分析结果及各指标最优配比如表5所示. 对比同一考核指标下不同因素的极差R及各个水平下的平均值Ki (i=1,2,3)（以下简称K）可知：1）EPS颗粒对密度、抗压强度、抗压强度、压折比及导热系数的影响最为显著，混杂纤维对吸水率的影响最为显著，减水剂对软化系数的影响最为显著. 2）密度随EPS颗粒体积与水泥质量比的增加而减小，随可分散乳胶粉质量百分数的增加而增大；吸水率随可混杂纤维质量百分数的增加而增大，随硅粉质量百分数的增加而减小；软化系数随EPS颗粒体积与水泥质量比、羟丙基甲基纤维素醚及减水剂质量百分数的增加而减小；抗压强度随EPS颗粒体积与水泥质量比及防水剂质量百分数的增加而减小，随可分散乳胶粉、硅粉及减水剂质量百分数的增加而增大；抗折强度随EPS颗粒体积与水泥质量的比值的增加而减小，随硅粉及减水剂质量百分数的增加而增大；压折比随EPS颗粒体积与水泥质量比的增加而减小；导热系数随EPS颗粒体积与水泥质量比及硅粉质量百分数的增加而减小.

表 4   ETIM物理、力学及热工性能正交设计试验结果

Tab.4  Results of orthogonal design for physical, mechanical and thermal properties of ETIM

试件编号 ρ/（kg·m−3） ${W_{\rm{x}}}$ $\psi $ ${f_{{\rm{c}}}}$/MPa ${f_{\rm{f}}}$/MPa ${f_{\rm{c}}}/{f_{\rm{f}}}$ $\lambda $/（W·m−1·K−1）
1 502.91 0.76 0.96 1.38 0.54 2.56 0.121
2 527.88 0.60 0.97 1.88 1.07 1.76 0.137
3 535.45 1.02 0.66 2.27 0.75 3.03 0.124
4 377.54 1.20 0.84 0.89 0.80 1.10 0.104
5 411.54 1.24 0.84 1.13 0.88 1.28 0.110
6 412.01 1.51 0.65 1.04 0.75 1.39 0.117
7 344.69 1.22 0.69 0.84 0.66 1.28 0.101
8 355.58 1.15 0.81 0.70 0.68 1.03 0.102
9 353.70 1.73 0.70 0.74 0.43 1.71 0.133
10 458.31 1.69 0.87 1.33 0.82 1.62 0.141
11 517.08 0.58 0.85 1.44 0.97 1.49 0.144
12 523.36 1.01 0.66 2.06 0.90 2.28 0.137
13 388.09 3.10 0.82 0.73 0.63 1.15 0.143
14 410.01 0.89 0.88 1.24 0.91 1.36 0.140
15 422.38 1.57 0.81 1.25 0.98 1.27 0.105
16 369.23 1.56 0.89 0.84 0.77 1.09 0.097
17 315.76 2.12 0.61 0.76 0.76 1.00 0.118
18 345.39 1.35 0.86 0.72 0.59 1.22 0.116

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表 5   ETIM物理、力学及热工性能极差分析表

Tab.5  Range analysis of ETIM for physical, mechanical and thermal properties

因素 ρ/（kg·m−3） ${W_{\rm{x}}}$ $\psi $ ${f_{{\rm{c}}}}$/MPa
K1 K2 K3 R K1 K2 K3 R K1 K2 K3 R K1 K2 K3 R
A 510.83 403.60 347.39 166.44 0.94 1.59 1.52 0.64 0.83 0.81 0.76 0.07 1.73 1.05 0.77 0.96
B 406.80 422.98 432.05 25.25 1.59 1.10 1.37 0.49 0.85 0.83 0.72 0.12 1.00 1.19 1.35 0.35
C 414.90 423.49 423.43 8.60 1.33 1.42 1.30 0.12 0.80 0.81 0.79 0.01 1.07 1.23 1.24 0.16
D 422.02 429.33 410.48 18.85 1.05 1.18 1.82 0.77 0.82 0.83 0.75 0.08 1.11 1.27 1.16 0.16
E 416.29 412.14 433.40 21.26 1.61 1.24 1.20 0.41 0.75 0.85 0.79 0.10 1.11 1.13 1.30 0.18
F 428.56 413.51 419.90 14.95 1.20 1.45 1.40 0.25 0.82 0.76 0.81 0.06 1.23 1.18 1.13 0.11
G 416.02 428.00 417.80 11.98 1.29 1.51 1.24 0.27 0.86 0.81 0.72 0.14 1.09 1.11 1.34 0.26
主次
因素 		以密度为考核指标的影响因素主
次顺序为：A>B>E>D>F>G>C；配
比为：A3 B1 C3 D3 E1 F2 G1制备的
ETIM密度最低 		以吸水率为考核指标的影响因
素主次顺序为：D>A>B>E>G>F>C；配比为：
A1 B2 C3 D1 E3 F1 G3制备的ETIM吸水率最低 		以软化系数为考核指标的影响
因素主次顺序为：G>B>E>D>A>F>C；配比为：
A1 B1 C2 D2 E2 F1 G1制备的ETIM软化系数最大 		以抗压强度为考核指标的影响
因素主次顺序为：A>B>G>E>C>D>F；配比为：
A1 B3 C3 D2 E3 F1 G3制备的ETIM抗压强度最高

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2.2. 方差分析

如表6所示为7个考核指标的方差分析结果，由各因素的F值及显著性可知：EPS颗粒对密度、抗压强度、抗折强度、压折比及导热系数的影响最为显著. 已有研究[21-22]表明，芯材的密度及拉、压强度对夹芯受弯部品的极限承载力有较显著的影响，且其导热系数决定夹芯部品的保温性能.

表 6   ETIM物理、力学及热工性能方差分析表

Tab.6  Variance analysis of ETIM for physical, mechanics and thermal properties

考核指标 方差来源 偏差平方和 方差估计值 F值 显著性1） 考核指标 方差来源 偏差平方和 方差估计值 F值 显著性
干密度 A 82 742.302 41 371.150 0 281.856 ** 抗折强度 A 0.138 0.069 0 19.714 *
B 1 963.697 981.848 5 6.689 — B 0.105 0.052 5 15.000 —
C 293.562 146.781 0 1.000 — C 0.006 0.003 0 0.857 —
D 1 084.209 542.104 5 3.693 — D 0.083 0.041 5 11.857 —
E 1 523.586 761.793 0 5.190 — E 0.047 0.023 5 6.714 —
F 675.884 337.942 0 2.302 — F 0.042 0.021 0 6.000 —
G 501.345 250.672 5 1.708 — G 0.007 0.003 5 1.000 —
误差 293.562 146.781 0 — — 误差 0.007 0.003 5 — —
总和 89 078.147 — — — 总和 0.435 — — —
吸水率 A 1.500 0.750 0 32.609 * 压折比 A 3.125 1.562 5 115.741 **
B 0.727 0.363 5 15.804 — B 0.781 0.390 5 28.926 *
C 0.046 0.023 0 1.000 — C 0.027 0.013 5 1.000 —
D 2.011 1.005 5 43.717 * D 0.134 0.067 0 4.963 —
E 0.607 0.303 5 13.196 — E 0.048 0.024 0 1.778 —
F 0.215 0.107 5 4.674 — F 0.329 0.164 5 12.185 —
G 0.248 0.124 0 5.391 — G 0.190 0.095 0 7.037 —
误差 0.046 0.023 0 — — 误差 0.027 0.013 5 — —
总和 5.400 — — — 总和 4.661 — — —
软化系数 A 0.015 0.007 5 15.000 — 导热系数 A 0.001 57 0.000 79 0.990 —
B 0.052 0.026 0 52.000 * B 0.000 15 0.000 08 0.100 —
C 0.001 0.000 5 1.000 — C 0.000 05 0.000 02 0.030 —
D 0.022 0.011 0 22.000 * D 0.000 64 0.000 32 0.400 —
E 0.032 0.016 0 32.000 * E 0.000 67 0.000 34 0.420 —
F 0.010 0.005 0 10.000 — F 0.000 04 0.000 02 0.020 —
G 0.057 0.028 5 57.000 * G 0.000 50 0.000 25 0.310 —
误差 0.001 0.000 5 — — 误差 0.000 80 0.000 40 — —
总和 0.190 — — — 总和 0.004 42 — — —
抗压强度 A 2.925 1.462 5 86.029 * 1）注“**”表示非常显著；“*”表示显著；2. 表中各考核指标下的7个因素及误差的自由度均为2，总和自由度均为16；3. 7个因素在密度、吸水率、抗压强度、抗折强度、压折比及软化系数下的F0.01=99.000、F0.05=19.000，在导热系数考核指标下的F0.01=30.800、F0.05=9.550
B 0.358 0.179 0 10.529 —
C 0.096 0.048 0 2.824 —
D 0.080 0.040 0 2.353 —
E 0.120 0.060 0 3.529 —
F 0.034 0.017 0 1.000 —
G 0.242 0.121 0 7.118 —
误差 0.034 0.017 0 — —
总和 3.889 — — —

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综上所述，EPS颗粒体积与水泥质量比对夹芯试件芯材的热工及力学性能影响最为显著. 同时，由表4中导热系数最小的5组试件（由小到大分别为：试件16、试件7、试件8、试件4、试件15）的分析可知，尽管试件15的导热系数比其余4块试件（试件16、7、8、4）分别增大了8.24%、3.96%、2.94%、1.01%，但其密度却比这4块试件分别提高了13.41%、22.54%、18.79%、11.88%. 将试件15与文献[23]所规定的作为结构保温材料的EPS板材相比，尽管其导热系数略大于EPS板材，但其密度及力学性能均有较大的提升. 综合对比，选择试件15的配合比作为本研究中夹芯保温叠合板中芯材ETIM的配合比，即V（EPS颗粒）∶m（水泥）∶m（硅粉）∶m（胶粉）∶m（羟丙基甲基纤维素醚）∶m（聚丙烯纤维）∶m（木纤维）∶m（防水剂）∶m（减水剂）=900 L∶300.000 kg∶29.000 kg∶11.440 kg∶1.287 kg∶1.144 kg∶1.144 kg∶0.858 kg∶2.860 kg.

3. 叠合板试验概况

3.1. 试件设计及制作

共设计4块叠合板试件，编号及基本参数如表7所示. 表中，L为叠合板长度（跨度），W为叠合板宽度，hb为预制底板厚度，hc为夹芯层厚度，ht为后浇层厚度. 试件底部纵向受拉钢筋采用 8@160、横向分布钢筋均为Φ8@240；为了防止起吊开裂，在后浇层中配置Φ8@200的纵向分布钢筋及Φ6@240的横向分布钢筋；DHB-1中的钢筋桁架采用A90型，在JXB-1及JXB-3中采用B100型钢筋桁架，试件详细构造如图2所示.

表 7   叠合板的基本参数

Tab.7  Parameters of concrete composite slabs

试件编号 预制底板构造/材质 夹芯层材质 后浇层材质 L/mm W/mm hb/mm hc/mm ht/mm
DHB-1 钢筋桁架/C30混凝土 — C30混凝土 3 000 900 60 0 60
JXB-1 钢筋桁架/C30混凝土 ETIM C30混凝土 3 000 900 60 30 60
JXB-2 平面拉毛/C30混凝土 ETIM C30混凝土 3 000 900 60 30 60
JXB-3 钢筋桁架/C30混凝土 EPS板 C30混凝土 3 000 900 60 30 60

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图 2

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图 2   叠合板的几何尺寸及构造

Fig.2   Geometric dimensioning and structure of concrete composite slabs


叠合板制作主要包括预制底板、夹芯层（仅针对3块夹芯保温叠合板）及后浇层制作3道工序. 1）预制底板制作. 在钢模胎上支设预制底板侧模，在钢模胎及侧模内侧刷脱模剂，再将绑扎好的钢筋网片放置于模板内浇筑混凝土，待混凝土初凝后在其表面进行人工拉毛；2）夹芯层制作（若有）. 当采用混凝土回弹仪测得预制底板混凝土强度达75%时[24]，制作夹芯层. 对于JXB-1、JXB-2，以预制底板为底模，在其上四周支设侧模，然后浇筑拌制好的ETIM；对于JXB-3，在EPS板表面均匀涂抹黏结砂浆后，将其铺设在预制底板上，在EPS板上表面以300 mm的间距梅花式插入建筑保温钉（规格为 $ \phi$8×72 mm），再在EPS板与露出的钢筋桁架缝隙处采用建筑耐候胶（型号为国产YS-202改性硅酮密封胶）封堵，防止缝隙处产生热桥现象；3）后浇层制作. 待ETIM强度达100%时（除DHB-1、JXB-3），支设后浇层侧模，放入预先绑扎好的板面钢筋网并浇筑混凝土，形成叠合板试件

3.2. 材料基本物理、力学性能

4块试件的预制底板及后浇层所用混凝土强度等级均为C30. 在试件浇筑时，同期制作立方体试块，在标准养护28 d后，实测预制底板及后浇层的混凝土立方体的抗压强度平均值分别为31.9、30.1 MPa. 实测试件中 10钢筋（用于B100型钢筋桁架上、下弦杆）的屈服强度、抗拉强度平均值分别为480、665 MPa； 8钢筋屈服强度、抗拉强度平均值分别为474、613 MPa；Φ8钢筋屈服强度、抗拉强度平均值分别为310、401 MPa. JXB-1、JXB-2夹芯层中的ETIM配合比及力学性能见表4中试块15；JXB-3夹芯层的EPS板密度为15.4 kN/m3，导热系数为0.042 W/（m2·K），防火等级为B1级.

3.3. 加载方案及测点布置

试验采用在板跨度四分点位置施加2个相等的竖向集中荷载模拟均布荷载的方法，加载点使用500 t 油压千斤顶，由液压伺服仪进行加载，加载装置如图3所示. 在开裂前每级荷载增量取2 kN；当混凝土出现裂缝后，每级荷载增量调整为4 kN；当荷载达到极限荷载理论计算值的90%后，再将每级加载增量调整为2 kN. 当试件达到跨中挠度超过跨度的1/50，后浇层顶部混凝土被压碎，底部受拉纵筋被拉断，试件断裂或试件表面出现剥落这几项条件之一时，认定试件已达到承载能力极限状态并停止加载[25].

图 3

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图 3   叠合板试件加载现场

Fig.3   Loading test site of concrete composite slab samples


在试件中钢筋应变片黏贴于板底纵向受拉钢筋的跨中位置，对于试件DHB-1、JXB-1及JXB-3分别在其钢筋桁架的上、下弦及腹杆的跨中处布置钢筋应变片；位移计及混凝土应变片的布置如图4所示.

图 4

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图 4   叠合板试件的混凝土应变及位移计测点布置

Fig.4   Location arrangement of strain gauges and linear variable differential transformers of concrete composite slabs


4. 叠合板受弯性能分析

4.1. 承载能力及破坏特征

如表8所示为试验测得的各试件的特征荷载. 表中，Fcr为开裂荷载，Fy为屈服荷载，Fu为极限荷载. 可以看出：1）尽管4块试件最终均是由于跨中挠度及板底裂缝超过规范限制而发生弯曲破坏，但3块夹芯保温试件的特征荷载均大于DHB-1，且其后浇层均出现不同程度的开裂，说明夹芯层的存在不仅可以起到保温作用，亦可提高试件的承载能力；2）JXB-1的开裂荷载比JXB-3提高了30.14%，屈服荷载提高了46.79%，极限荷载提高了40.75%，在加载后期，JXB-3跨中位置的夹芯层与后浇层交接的叠合面处出现水平裂缝（见图5），说明在相同预制底板构造形式下，芯材对试件的裂缝发展及特征荷载有较为显著的影响；3）尽管JXB-1与JXB-2的开裂荷载较相近，但随着加载的增大，JXB-2在跨中附近的预制底板与夹芯层交接的叠合面处出现了水平裂缝（见图5），且相对于JXB-2，JXB-1的屈服荷载及极限荷载分别提高了35.8%、34.5%，说明配置钢筋桁架对试件的后期承载力及叠合面受力性能的提升效果较显著.

表 8   叠合板的特征荷载

Tab.8  Characteristic loads of concrete composite slabs

试件编号 Fcr /kN1） Fy/kN Fu/kN
1）注：叠合板特征荷载均未计入自重及加载分配梁重量
DHB-1 17.00 53.35 78.60
JXB-1 34.30 122.06 142.30
JXB-2 30.30 89.86 105.50
JXB-3 26.30 83.15 101.10

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图 5

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图 5   叠合板的破坏形态和裂缝分布

Fig.5   Failure patterns and crack distribution of concrete composite slabs


4.2. 受弯性能分析

4.2.1. 荷载-挠度曲线

如图6所示为荷载F-跨中挠度 $\delta $曲线，可以看出：1）4块试件的曲线均具有明显的弹性、弹塑性及较长的破坏阶段，证明其均具有较好的延性. 3块夹芯试件的夹芯层有效提高了试件前期的抗弯刚度，所以其曲线在弹性及弹塑性阶段的斜率均大于DHB-1；2）在试件开裂后，JXB-1的曲线斜率明显大于JXB-2，且在相同荷载级数下，JXB-1的挠度均小于JXB-2，这与文献[26]中关于配置桁架钢筋的高强再生混凝土叠合板的结论相似，说明无论是否存在夹芯层，桁架钢筋均可有效提高试件的后期刚度，减小跨中挠度；3）在进入弹塑性阶段后，由于EPS板的抗拉强度较低，JXB-3的曲线斜率迅速减小，说明芯材的材质对夹芯保温试件的后期刚度及承载能力均有较大影响，在相同预制底板构造形式下，ETIM夹芯试件的受弯性能优于常规EPS夹芯试件.

图 6

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图 6   叠合板试件荷载-跨中挠度曲线

Fig.6   Load-deflection curves at mid-span of concrete composite slabs


4.2.2. 荷载-钢筋应变曲线

如图7所示为各试件的荷载-跨中纵筋应变曲线及DHB-1、JXB-1、JXB-3的荷载-跨中钢筋桁架上、下弦杆的应变曲线. 可以看出：1）4块试件的曲线均呈现三段式（弹性、弹塑性及破坏）分布，3块夹芯试件的极限承载力较高，因此其应变在后期有较大的延伸；2）钢筋桁架参与受力，有效分担了板底纵筋的拉伸应力，所以在同级荷载下，JXB-1中的钢筋应变均小于JXB-2；3）对比JXB-1与JXB-3，当钢筋达到屈服强度后，在JXB-3中，无论是板底受拉纵筋还是钢筋桁架的下弦钢筋，钢筋均呈现明显的塑性变形特征.

图 7

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图 7   叠合板荷载-钢筋应变曲线

Fig.7   Load-rebar strain curves of concrete composite slabs


4.3. 抗滑移性能分析
4.3.1. 荷载-滑移曲线

如图8所示为由分别布置于预制底板与后浇层之间（以下简称顶、底层之间）板端的位移计测得的试件板端荷载F-滑移Δ曲线. 可以看出：1）与DHB-1相比，3块夹芯保温试件均有一定程度的板端滑移现象，说明夹芯层的存在在一定程度上减弱了试件叠合面的抗剪能力；2）对比JXB-1与JXB-2，JXB-2在弹性阶段后期出现顶、底层之间的相对水平滑动，且随着荷载的增大，相对滑移不断增大，最终在试件破坏时板端的顶、底层之间的滑移为5.76 mm；JXB-1仅在弹塑性阶段后期荷载达极限荷载的78%时，才出现不显著的顶、底层之间的滑移，且随着荷载增大，滑移的增长较缓慢，最终在试件破坏时板端的顶、底层之间的滑移仅为1.17 mm，说明采用钢筋桁架形式的预制底板对夹芯保温叠合板的抗滑移性能有显著的提高；3）对比JXB-1与JXB-3，JXB-3在荷载达极限荷载的52%时，顶、底层之间出现微弱的滑移，且随着荷载的不断增加，其滑移增幅在3块夹芯保温试件中最快，最终在试件破坏时板端的顶、底层之间的滑移为2.48 mm，说明芯材材质对试件的滑移有较大影响，采用ETIM芯材的夹芯保温试件的抗滑移能力优于采用EPS板芯材的试件.

图 8

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图 8   叠合板荷载-板端滑移曲线

Fig.8   Load-slip curves at end of concrete composite slabs


4.3.2. 弹性阶段抗滑移性能

试件在弹性阶段的抗滑移性能，采用开裂荷载时刻试件的截面惯性矩Ie与夹芯试件完全共同作用下的截面惯性矩Ig的比值来进行评价[27-28]. Ie的表达式为

${I_{\rm{e}}} = {{{M_{{\rm{cr}}}}h}}/({{{\sigma _{\rm{b}}} - {\sigma _{\rm{t}}}}}).$

式中：Mcr为夹芯试件开裂弯矩实测值，h为试件截面高度， ${\sigma _{\rm{b}}}$为夹芯试件开裂时板底混凝土应力， ${\sigma _{\rm{t}}}$为夹芯试件开裂时板顶混凝土应力. ${\sigma _{\rm{b}}}$、 ${\sigma _{\rm{t}}}$的计算均采用如下方法： $\sigma {\rm{ = }}E\varepsilon $， $\varepsilon $为开裂时刻混凝土应变实测值，E为弹性模量，采用文献[25]中4.0.2条的方法计算.

由表9可以看出，JXB-2的Ie/Ig最小，说明其在弹性阶段在跨中位置也出现了一定的滑移，而JXB-1及JXB-3的Ie/Ig均在90%以上，说明预制底板构造形式对试件弹性阶段的抗滑移性能影响较为显著.

表 9   夹芯保温叠合板在弹性阶段的复合工作性能

Tab.9  Composite performance of CSICP in elastic stage

试件编号 ${\sigma _{\rm{t}}}$/MPa ${\sigma _{\rm{b}}}$/MPa Ie/(106 mm4) Ie/Ig1)
1）注：Ig=253.13×106 mm4
JXB-1 –4.39 3.01 246.83 97.51%
JXB-2 –4.22 2.98 224.10 88.53%
JXB-3 –3.22 2.78 233.41 92.21%

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4.3.3. 极限状态抗滑移性能

通过分别计算夹芯试件在无共同作用及完全共同作用2种极端情况下的正截面极限弯矩Mun、Muf来评价3块夹芯试件的复合工作性能.

无共同作用情况下的极限荷载计算模型如图9（a）所示，表达式为

图 9

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图 9   夹芯保温叠合板的受弯承载力计算简图

Fig.9   Calculation schematic diagrams of flexural capacity for CSICP


$\left. \begin{array}{c} {\alpha _1}{f_{{\rm{c}}{\rm{t}}}}b{x_{\rm{t}}} = {f_{{\rm{y}}{\rm{t}}}}{A_{{\rm{s}}{\rm{t}}}}{\rm{,}}\\ {\alpha _1}{f_{{\rm{cb}}}}b{x_{\rm{b}}} = {f_{{\rm{y}}{\rm{b}}}}{A_{{\rm{s}}{\rm{b}}}},\\ {M_{{\rm{u}}{\rm{n}}}}{\rm{ = }}{\alpha _1}{f_{{\rm{c}}{\rm{t}}}}b{x_{\rm{t}}}({h_{0{\rm{t}}}} - \dfrac{{{x_{\rm{t}}}}}{2}) + {\alpha _1}{f_{{\rm{cb}}}}b{x_{\rm{b}}}({h_{0{\rm{b}}}} - \dfrac{{{x_{\rm{b}}}}}{2}). \end{array}\right\}$

式中：α1为系数，b为截面宽度； ${x_{\rm{t}}}$、 ${h_{0{\rm{t}}}}$分别为后浇层的计算受压区高度和截面有效高度； ${x_{\rm{b}}}$、 ${h_{0{\rm{b}}}}$分别为预制底板的计算受压区高度和截面有效高度； ${f_{{\rm{yt}}}}$、 ${A_{{\rm{s}}{\rm{t}}}}$分别为后浇层中钢筋的强度及面积， ${f_{{\rm{yb}}}}$、 ${A_{{\rm{s}}{\rm{b}}}}$分别为预制底板中受拉钢筋的强度及面积，以上钢筋强度均为实测抗拉强度； ${f_{{\rm{c}}{\rm{b}}}}$、 ${f_{{\rm{ct}}}}$分别为预制底板及后浇层的混凝土轴心抗压强度，依据fc=0.76fcu,k[25]计算确定，fc为混凝土抗压强度，fcu,k为混凝土立方体抗压强度标准值.

完全共同作用情况下的极限荷载计算模型如图9（b）所示. 由于试件顶部实际配置的纵向构造钢筋会参与受力，在计算模型中计入其对抗弯承载力计算的影响. 表达式为

$\left.\begin{array}{c} {\alpha _1}{f_{{\rm{c}}{\rm{t}}}}bx = {f_{{\rm{y}}{\rm{b}}}}{A_{{\rm{s}}{\rm{b}}}}{\rm{ + }}f_{y{\rm{t}}}'A_{_{{\rm{st}}}}',\\ {M_{\rm{u}}}_{\rm{f}} = {\alpha _1}{f_{{\rm{ct}}}}bx({h_0} - \dfrac{x}{2}){\rm{ + }}f_{{\rm{y}}{\rm{t}}}'A_{{{\rm{st}}}}'({h_0} - {a_{\mathop{\rm s}\nolimits} }). \end{array}\right\}$

式中： $x$、 ${h_0}_{}$分别为试件按照完全共同作用计算的受压区高度和截面有效高度， $f_{{\rm{yt}}}'$、 $A_{{\rm{st}}}'$分别为后浇层中钢筋的受压强度及面积（取值同 ${f_{{\rm{yt}}}}$、 ${A_{\rm{s}}}_{\rm{t}}$）， $a_{\rm s} $为受压区钢筋合力点至受压边缘的距离.

如表10所示为夹芯保温叠合板破坏阶段的复合工作性能. 表中，Mut为计入试件重量及加载分配钢梁重量后正截面极限弯矩的试验测试值. 可以看出：1）在破坏阶段，3块试件的顶、底板均处于部分共同作用状态，这是夹芯叠合板的特殊构造形式所造成的；2）对比3块试件，在破坏阶段的抗滑移能力从大到小依次为JXB-1、JXB-2、JXB-3. 同样说明，针对夹芯保温叠合板类部品，其芯材及预制底部构造形式对加载后期的抗滑移性能有较为显著的影响.

表 10   夹芯保温叠合板在破坏阶段的复合工作性能

Tab.10  Composite performance of CSICP in failure phase

试件编号 Mut/（kN·m） Mun/（kN·m） Muf/（kN·m） Mut/Muf
JXB-1 67.92 10.76 91.51 74.22%
JXB-2 54.85 10.76 91.51 59.94%
JXB-3 53.19 10.76 91.51 58.12%

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5. 结　论

（1）针对夹芯保温叠合板的力学及热工性能指标要求，通过极差及方差综合分析，优选出建议的ETIM最佳工艺配比，即V（EPS颗粒）∶m（水泥）∶m（硅粉）∶m（胶粉）∶m（羟丙基甲基纤维素醚）∶m（聚丙烯纤维）∶m（木纤维）∶m（防水剂）∶m（减水剂）=900 L∶300.000 kg∶29.000 kg∶11.440 kg∶1.287 kg∶1.144 kg∶1.144 kg∶0.858 kg∶2.860 kg.

（2）夹芯保温叠合板与普通钢筋桁架叠合板相比，其受弯破坏过程类似，均经历了弹性阶段、弹塑性阶段、破坏阶段. 夹芯层的存在，有效提高了试件的受弯承载能力，最终4块试件的极限荷载由大到小依次为JXB-1、JXB-2、JXB-3、DHB-1.

（3）芯材的材质对夹芯保温叠合板在整个加载过程中的受弯性能有显著影响. 试验结果表明：在相同的预制底板构造形式下，ETIM夹芯保温叠合板的特征荷载均大于EPS板夹芯保温叠合板，且试件在弹塑性及破坏阶段的抗滑移性能也优于EPS板夹芯保温叠合板.

（4）钢筋桁架参与试件的受力，有效分担纵筋的拉应力及后浇层混凝土的压应力，并抑制试件顶、底层间的相对滑移，增强夹芯保温叠合板的抗滑移能力，提高夹芯保温叠合板的受弯承载能力.

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