Experiment on Interface Bonding Performance of ECC–XPS Sandwich Composite Wallboard
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摘要: 因建筑外围护结构面层开裂脱落导致保温隔热性能下降，从而引起建筑能耗大等问题已经受到了广泛关注，并且现存的外墙保温方法难以保证墙体具有与建筑同样的寿命。基于此，本文提出了一种以工程水泥基复合材料（ECC）作为饰面层和结构层、挤塑聚苯乙烯（XPS）保温板作为保温层的夹心复合墙板，并对其进行了双面剪切试验。在此基础上，分析各类试件的破坏模式，研究制作方式、保温层厚度、连接件及玄武岩纤维增强聚合物（BFRP）连接件角度对ECC–XPS夹心复合墙板界面黏结性能的影响。结果表明：预制试件的黏结性能最差，约为现浇试件的1/3；随着保温层厚度的增加，试件的抗剪承载力和延性降低，并且试件的厚度越大，其抗剪承载力和延性降低的幅度越大；连接件的存在能够有效提高试件的抗剪承载力和延性，还会改变试件的破坏模式；减小连接件的嵌入角度有助于增大试件的抗剪承载力，但会降低试件的延性，还会导致破坏模式发生改变。为了评估ECC–XPS夹心保温墙板达到峰值荷载后的耗能能力，对各类试件进行了韧性分析，发现在墙板中设置一定的连接件能够有效提高试件的耗能能力，并且设置90°连接件对耗能能力的提升最明显，同时预制试件的耗能能力最差。根据试验结果对抗剪承载力计算公式进行修正。研究为ECC–XPS夹心复合墙板在实际工程中的应用奠定了基础。
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关键词:
- 夹心复合墙板 /
- 工程水泥基复合材料 /
- 玄武岩纤维增强聚合物 /
- 界面黏结性能 /
- 韧性指数
Abstract: At present, due to the cracking and falling off of the decorative layer of the building envelope, the problem of building energy consumption caused by the decline of building thermal insulation performance has been widely concerned. It is difficult to ensure that the wall has the same life as the building in the existing thermal insulation practices for exterior walls. The double shear test was carried out on a proposed sandwich composite wallboard with engineering cement-based composite (ECC) as the decorative layer and structural layer as well as extruded polystyrene (XPS) insulation board as the thermal insulation layer. On this basis, the failure modes of various specimens as well as the effects of the fabrication method, insulation layer thickness, connection, and the angle of basalt fiber reinforced polymer (BFRP) connection on the interface bond performance of ECC–XPS sandwich composite wallboard were studied. The results showed that the prefabricated specimens were of the worst bond performance, which was about 1/3 of that of the cast-in-place specimens. With the increase of insulation thickness, the shear strength and ductility of specimens decreased, and the decreased amplitude increased with the increase of thickness. The existence of connectors caused the improvement of the shear capacity and ductility of the specimen, as well as the change of the failure mode; Reducing the embedding angle of the connectors resulted in the improvement of the shear bearing capacity of the specimen, the reduction of ductility, and the change of failure mode. Toughness analysis was carried out on various specimens to evaluate the energy dissipation capacity of ECC–XPS sandwich insulation wall panels after reaching peak load. It was found that it could effectively improve the energy dissipation capacity of the specimen by setting a certain connector in the wall panel, and the specimens with 90° connector were of the most obvious improvement on the energy dissipation capacity, while the prefabricated specimens were of the worst energy dissipation capacity. In addition, based on the test results, the calculation formula of shear capacity proposed previously was revised. This study lays a foundation for the application of ECC–XPS sandwich composite wallboard in engineering practice. -
对建筑外墙进行外保温的做法因为具有保温效果好、适用范围广等优点被广泛应用[1]，但由保温材料的耐火和耐腐蚀性能差而引发的火灾和保温材料脱落等安全隐患却不容忽视。夹心保温体系因具有优异的耐火、耐腐蚀性能和能实现与建筑结构同寿命等优点而逐渐被人们关注和使用。夹心保温体系由内、外混凝土层、中间保温层及一系列将3者连接成整体的连接件组成，是一种集保温、承重和饰面为一体的外墙保温形式[2]。在实际工程应用中，夹心保温墙体的饰面层长期受到太阳照射、雨水侵蚀、白昼和季节性温差的影响，使得饰面层的混凝土极易发生开裂和脱落，进而影响了保温材料的保温和耐久性能。为了确保保温材料能够长期保持自身的完整性和保温性能，非常有必要采用一种具有优异开裂变形特征的延性材料作为夹心保温墙板的饰面层。
工程水泥基复合材料（engineering cementi-based composite，ECC）是一种高延性水泥基复合材料，在荷载作用下的裂缝宽度能够控制在100 μm以下[3]，具有优异的抗拉性能[4]、多缝开裂能力和应变硬化特征[5-6]。在工程应用中，ECC饰面层的厚度仅需满足锚固要求即可，内部可不布置钢筋网[7-8]。鉴于ECC如此卓越的性能，不少学者对其力学和耐久性能进行了研究。王衍[9]和李素华[10]等对ECC试块进行了压缩试验，发现ECC的极限压应变远大于普通混凝土，并呈现出延性破坏特征。Li[11]、Guan[12]、张栋翔[13]等对不同配合比下ECC的拉伸性能进行了研究，发现PVA纤维掺量为2%时，ECC的拉伸性能最好，并且粗骨料的存在会降低纤维的桥接作用。Kanda[14]和孔燕[15]等对ECC的抗弯性能进行了研究，发现ECC的变形能力要比普通混凝土强得多，并且其抗弯强度与PVA纤维体积率成正比、与水胶比成反比。邓宗才等[16]对ECC和普通混凝土的耐久性能进行了比较，发现ECC在水平和竖直方向上的抗冻性能均高于普通混凝土。综上，为了避免夹心保温体系在服役过程中因饰面层混凝土开裂脱落导致内部保温材料受到侵蚀，可以采用变形和耐久能力均较好的ECC材料作为夹心保温墙体的饰面层。
为了满足建筑使用要求和实际工程需要，需要对夹心保温体系的各种性能进行研究。其中，内、外混凝土层与中间保温层的黏结和整体性能是影响其使用的最薄弱环节[17]。对此，不少学者已经对夹心保温体系的黏结性能进行了相关研究。Jang等[18]对预制混凝土夹芯保温板进行了剪切试验，发现在XPS保温板表面开设10mm的槽可以有效提高界面间的黏结强度。尹红宇等[19]发现在混凝土表面进行预留沟槽处理，可以有效提高内外混凝土面层与保温材料界面间的黏结性能。吴方伯等[20]通过剪切试验研究了连接件对夹心保温墙板黏结性能的影响，发现加入连接件后，试件的抗剪性能显著提升，并且其承载能力能够满足相关设计要求。Hodicky等[21]研究了保温层厚度的影响，发现保温层厚度越小，夹心保温墙板的黏结性能越好。宋小软等[22]对不同保温材料进行了研究，并建议采用XPS材料作为保温层时不宜仅进行单纯的自然连接。
综上所述，目前对于夹心保温体系的研究大多采用普通混凝土结构作为内、外混凝土面层，但是普通混凝土与ECC材料的性能差异较大，采用ECC材料作为内、外混凝土层的夹心保温体系的黏结性能必然与普通混凝土有所不同。因此为了给ECC在实际工程中的应用提供依据，有必要对ECC材料与保温材料间的黏结性能进行研究。为了加强内外ECC层的连接和墙板的整体性，可在内、外ECC层和保温层中设置贯通的连接件。与金属材料相比，采用纤维增强复合材料（fiber reinforced polymer，FRP）作为连接件具有更低的热传导率，能够很大程度上降低“冷热桥”现象对墙体保温性能的影响。
因此，本文在已有研究的基础上，采用ECC材料作为夹心保温墙板的结构层和饰面层、XPS材料作为保温层、BFRP筋作为连接件构成一个新型夹心保温墙体结构。通过双面剪切试验，研究墙体的制作方式、保温材料厚度、有无连接件及连接件角度对ECC材料与XPS保温板界面黏结性能的影响，并基于ECC材料与EPS保温板的界面抗剪承载力对保温材料为XPS的墙板的抗剪承载力进行补充。为了能够更加客观地描述抗剪承载力，并与他人的研究成果进行对比，试验中还给出了各试件的抗剪强度，以此来评价ECC材料与XPS保温板的黏结性能。
1. 试件设计与制备
试验中，ECC–XPS夹心保温墙板由内、外ECC面层、中间XPS保温板及连接3层的BFRP连接件组成。由于单侧剪切试验无法消除偏心带来的影响[23]，因此，采用双面剪切试验对夹心保温墙板的黏结性能进行研究。试验方案中，根据试件试验方法确定试件设计[24]，同时为了方便计算并能更清晰地展现ECC材料与XPS保温板之间的黏结性能，所有试件均采用对称设计，并且试件的内外ECC面层采用相同尺寸，均为25 mm。因此，双面剪切试件总共有5层，分别为25 mm ECC外面层、XPS保温板、50 mm ECC内面层、XPS保温板、25 mm ECC外面层，其中两层保温板的厚度相同并根据试验变量而定。试件的详细尺寸如图1所示。
图 1 双面剪切试验试件尺寸Fig. 1 Size of specimens for double-sided shear test
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为了选取合适的BFRP连接件尺寸，对6、8、10和12 mm的BFRP筋进行试验，筋材的螺纹深度为直径的0.06，螺纹间距分别为8、9、10和10 mm。试验结果表明，12 mm BFRP筋的极限抗拉强度最高，其次是6 mm的BFRP筋，由于12 mm BFRP筋的横截面积是6 mm BFRP筋的4倍，其对保温材料的破坏更大，同时6 mm BFRP筋的螺纹数量比12 mm的BFRP筋多，提高筋材与ECC材料黏结性能的效果更显著，因此试验采用6 mm的BFRP筋作为连接件。该连接件的极限抗拉强度为1279 MPa，弹性模量为60.12 GPa，延伸率为2.13%。
1.1 原材料
根据文献[25]确定试验所用ECC质量配合比，详细的配合比参数见表1，该配合比下ECC材料的力学性能见表2。其中，抗压试验采用70.7 mm×70.7 mm×70.7 mm的立方体试块，拉伸试验试件的总尺寸为32 mm×6 mm×13 mm、中间段长为8 mm、宽为30 mm，4点弯曲试验试件的尺寸为400 mm×100 mm×15 mm。试验所采用的保温材料为保温板，由于XPS保温板是毛面板，表面比较粗糙，便未对其表面进行开槽处理，其详细性能参数见表3。
表 1 工程水泥基复合材料（ECC）质量配合比Table 1 Quality mix proportion of engineered cementitious compositeskg/m3 水泥 粉煤灰 石英砂 水 减水剂 PVA纤维
（相当于体积掺量2%）379 885 455 379 17.4 26 表 2 工程水泥基复合材料（ECC）力学性能Table 2 Mechanical properties of engineered cementitious composites抗压强
度/MPa极限抗拉强
度/MPa极限拉伸
应变/%极限弯曲
荷载/kN极限跨中
挠度/mm53 7.41 3.12 0.81 22.78 表 3 XPS保温板性能参数Table 3 Performance parameters of XPS insulation board绝缘材
料类型导热系数/
(W·m–1·K–1)密度/
(kg·m–3)抗拉强
度/MPa抗压强
度/MPaXPS 0.03 35 0.28 0.19 1.2 试验设计
本试验共制作了21个试件，分为7组，每组各3个试件，3个试件的试验参数完全相同，主要用于消除试验误差带来的影响。7组试件分别考虑了制作方式、保温层厚度、有无连接件和连接角度4种变量。试验所采用的制作方式为现浇和预制两种，保温层厚度选用50、70和100 mm3种，3种厚度均为实际工程应用中常用的厚度。由于连接件传递剪力的能力主要取决于连接件在平行于黏结界面方向上的长度，于是设置了45°、60°和90°3种连接件的角度来研究连接件的放置方式对试件黏结性能的影响。详细的试验设计参数见表4。
表 4 双面剪切试验试件分组Table 4 Test group for double-sided shear test编号 绝缘材
料类型制作
方法保温层
厚度/mmBFRP
连接件连接件
角度/(°)ECC(X)–XPS(70) XPS 现浇 70 无 — ECC(Y)–XPS(70) XPS 预制 70 无 — ECC(X)–XPS(50) XPS 现浇 50 无 — ECC(X)–XPS(100) XPS 现浇 100 无 — ECC(X)–XPS(70)–
BFRP(90)XPS 现浇 70 有 90 ECC(X)–XPS(70)–
BFRP(60)XPS 现浇 70 有 60 ECC(X)–XPS(70)–
BFRP(45)XPS 现浇 70 有 45 注：BFRP连接件的角度为BFRP筋与保温材料水平方向所形成的夹角，BFRP筋的嵌入深度均为20 mm。 试件以面层材料（制作方式）–保温层材料（保温层厚度）–连接件类型（连接件角度）的规则进行命名。其中：第1项中的ECC(Y)表示面层采用预制的ECC材料，ECC(X)表示面层采用现浇的ECC材料；第2项中的XPS(50)、XPS(70)、XPS(100)分别表示所用XPS保温板的厚度分别为50、70和100 mm；第3项中BFRP(45)、BFRP(60)、BFRP(90)分别表示所用BFRP连接件的角度分别为45°、60°和90°。注意，未设置连接件的试件不再写出第3项的信息。例如：ECC(X)–XPS(70)代表采用现浇ECC面层、XPS保温板的厚度70 mm，未设置BFRP连接件。
1.3 试件制备
双面剪切试验试件的制作过程如下：
首先，根据试件的尺寸制作木模板，并采用切割机将XPS保温板切割成3种所需的设计尺寸；其次，根据保温层的厚度及连接件的角度将BFRP筋切割成所需的长度，并将其按照指定的角度和间隔插入到XPS保温层中；紧接着，在木模板内部涂抹脱模剂，并将保温板放入到模板中的指定位置，同时采用小木块将其固定；然后，制备ECC材料，并将其浇筑到木模板所留置的空隙中，振捣并抹平；最后，待试件成型后对其进行脱模，并持续养护28 d。对于预制试件，先将内、外层ECC面层浇筑成型并脱模，再将脱模后的ECC面层用黏结砂浆，把XPS保温板黏结成整体，形成一个完整试件。其中，黏结砂浆为黏结聚合物与水的拌合物，黏结聚合物与水的比例为5∶1。
1.4 试验加载方案
采用双面剪切试验，其中试件的推出量近似等于界面滑移量。为了防止加载过程中产生应力集中而影响试验结果，需要在内层ECC的正上方放置一块尺寸为150 mm×50 mm×20 mm的钢垫块，在两个外层ECC的正下方分别放置一块钢板和一块高为8 cm的钢垫块。双面剪切试验测试图如图2（a）所示，加载和测量装置如图2（b）所示。图2（b）中，试件的外层ECC被分别放置在两个固定支座上，将压力机放置在内层ECC的顶部，用于施加竖向荷载，并且压力机上设有力传感器用于记录施加的具体荷载值。试验所用的仪器为中国矿业大学力学教学试验室30 t压力机，加载过程采用位移控制，位移速度为0.2 mm/min。为了测量外层ECC的竖向相对位移和水平位移，分别在中间层ECC的前后和外层ECC的两侧面各放置一个位移计，其中，放置在中间层ECC前后的两个位移计的量程为100 mm，放置在外层ECC侧面的两个位移计的量程为30 mm。为了记录各个位移计的结果，将各个位移计与笔记本和3816采集仪连接，采集频率为0.25 Hz。
图 2 双面剪切试验Fig. 2 Double-sided shear test下载:
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2. 结果与分析
2.1 ECC–XPS试件的承载能力和破坏模式分析
由于试验中的试件均是对称结构，因此各个ECC层与保温层黏结界面的抗剪强度可按式（1）进行计算：
$$ {\tau _{\text{m}}}{\text{ = }}P/2A $$ (1) 式中：τm为黏结界面的抗剪强度，MPa；P为试验中的极限荷载值，kN；A为ECC层与保温层单个黏结界面的面积，mm2。
为了更好地体现出相同参数下试验结果的离散性特征，表5列出了参数相同的3个试件的极限荷载、极限荷载对应的位移、抗剪强度及破坏模式。
表 5 ECC–XPS试件双面剪切试验结果Table 5 Double-sided shear test results of ECC–XPS specimens各组试件编号 试件编号 极限荷
载/kN荷载绝
对偏差位移/mm 抗剪强
度/MPa破坏模式 前端位移 后端位移 位移平均值 位移绝对偏差 ECC(X)–XPS(70) 1 15.16 0.66 2.09 2.70 2.40 0.05 0.126 界面破坏 2 14.93 0.43 3.09 1.77 2.43 0.02 0.124 界面破坏 3 13.42 1.08 2.39 2.67 2.53 0.08 0.111 界面破坏 平均值 14.50 — — — 2.45 — 0.120 — ECC(Y)–XPS(70) 1 2.90 0.71 0.98 0.66 0.82 0.45 0.024 界面破坏 2 3.72 0.11 1.85 1.66 1.76 0.49 0.031 界面破坏 3 4.20 0.59 1.14 1.29 1.22 0.05 0.035 界面破坏 平均值 3.61 — — — 1.27 — 0.030 — ECC(X)–XPS(50) 1 16.27 0.43 3.26 3.84 3.55 0.01 0.136 界面破坏 2 15.56 0.28 3.63 3.70 3.67 0.11 0.130 界面破坏 3 15.70 0.14 3.11 3.78 3.45 0.11 0.131 界面破坏 平均值 15.84 — — — 3.56 — 0.132 — ECC(X)–XPS(100) 1 8.69 0.41 2.50 2.60 2.55 0.24 0.072 界面破坏 2 8.40 0.12 1.93 2.38 2.16 0.15 0.070 界面破坏 3 7.75 0.53 2.43 2.01 2.22 0.09 0.065 界面破坏 平均值 8.28 — — — 2.31 — 0.069 — ECC(X)–XPS(70)–BFRP(90) 1 20.07 0.2 38.60 42.11 40.36 1.12 0.167 界面破坏，BFRP筋
劈裂、断裂、拔出2 21.10 1.23 43.67 47.09 45.38 3.90 0.176 界面破坏，BFRP筋
断裂、拔出3 18.44 1.43 36.61 40.80 38.71 2.77 0.154 界面破坏，BFRP筋
断裂、拔出平均值 19.87 — — — 41.48 — 0.166 — ECC(X)–XPS(70)–BFRP(60) 1 30.50 4.41 14.67 15.95 15.31 0.73 0.254 两侧ECC面层
弯折破坏2 21.99 4.1 11.32 16.90 14.11 0.47 0.183 两侧ECC面层
弯折破坏3 25.78 0.31 11.11 17.55 14.33 0.25 0.215 两侧ECC面层
弯折破坏平均值 26.09 — — — 14.58 — 0.217 — ECC(X)–XPS(70)–BFRP(45) 1 38.29 3.85 13.90 13.99 13.95 1.15 0.319 界面破坏 2 47.76 5.62 12.45 12.01 12.23 0.57 0.398 界面破坏 3 40.36 1.78 10.44 13.97 12.21 0.59 0.336 界面破坏 平均值 42.14 — — — 12.80 — 0.351 — 由表5中列出的破坏模式可知，没有连接件的试件的破坏模式全部为界面破坏，设有连接件的试件中不同连接件角度下的破坏模式各不相同，分别为界面破坏、外层ECC弯折破坏、BFRP连接件被拔出、断裂、劈裂与界面破坏同时发生。
图3为所有破坏模式的示例。对于没有连接件的试件，施加的剪切力完全由内外ECC面层与XPS保温板界面的黏结作用来承担，因此破坏模式均为界面破坏。界面破坏模式如图3（a）所示。由图3（a）可见：ECC层与XPS保温板均保持完好，说明ECC层和XPS保温板的抗剪强度都高于两者连接界面的黏结作用。由表5列出的极限荷载和抗剪强度值可见，无连接试件的抗剪承载力最高可达16.27 kN，抗剪强度可达0.136 MPa。殷明[26]测试了普通混凝土与XPS保温板的黏结性能，其保温材料的厚度为50 mm，混凝土与XPS保温板采用黏结砂浆黏结，制作方法与本试验中的预制构件基本一致，但是该试验中采用了螺栓来加强连接，其所测得的界面剪切黏结强度为0.044 MPa，比本试验中预制构件的平均抗剪强度（0.030 MPa）增加了32%，但是本试验中预制构件的保温层厚度为70 mm且未采用连接件。比较表5中试件ECC(X)–XPS(50)、ECC(X)–XPS(70)和ECC(X)–XPS(100)的抗剪强度可知，试件的抗剪强度随着保温层厚度的降低而增大。这说明了ECC材料与XPS保温板的黏结性能并不亚于普通混凝土，同时ECC材料具有多缝开裂、应变硬化和高韧性等特点，在围护结构中使用能更有效地保护内部保温材料以避免保温材料受到侵蚀，导致保温隔热性能退化，因此，可以说明ECC材料更优于普通混凝土。尹红宇等[19]测试了TRC板与再生轻集料保温混凝土的界面黏结性能，其保温层厚度为0 mm，无连接件，也未采用黏结剂，制作方式类似于本试验中的现浇试件，其所测得的平均抗剪强度为0.070 MPa，较本试验中ECC(X)–XPS(70)试件的平均抗剪强度（0.120 MPa）降低了41.7%。因此，可以说明ECC材料与XPS保温板的黏结性能更加优异。因此，采用ECC材料作为夹心保温墙板的外面层能够保证与保温板的最基本黏结作用。
图 3 ECC–XPS试件破坏模式Fig. 3 Failure mode of ECC–XPS specimens下载:
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对于设置60°连接件的试件，外侧ECC面层弯折破坏为主要破坏模式。ECC面层弯折破坏模式如图3（b）所示。由图3（b）可见：由于非垂直布置的连接件在竖向荷载的作用下会同时受到轴力、剪力和弯矩的作用，因此第1层60°连接件会在弯矩的作用下发生转动。连接件转动过程中其垂直方向上的长度会逐渐增大，而中间层ECC面层的变形受到约束，因此外侧ECC面层会随着连接件的转动向外变形，直到ECC面层与保温板脱黏并发生弯曲断裂破坏。由于试验中的连接件是按照八字形布置的，因此只有ECC面层主裂缝以上的界面发生了脱黏，主裂缝以下的界面未发生脱黏，说明这种破坏模式与简支板的受弯破坏并不完全一致，简支板受弯时其上下表面能够自由变形，而ECC–XPS试件中的ECC面层受弯时其下表面会受到黏结作用的约束，因此ECC面层只出现一条主裂缝且裂缝宽度很大，类似于折断。同时，在试验过程中，连接件和锚固区的ECC面层均未发生破坏，说明连接件受到的弯矩、剪力和轴力均小于BFRP筋的极限承载力，ECC面层对于连接件的锚固能力也要强于ECC面层的抗弯折承载能力。
对于设置90°连接件的试件，其破坏模式除了界面破坏外还发生了连接件拔出、断裂、劈裂破坏。连接件拔出、断裂及劈裂破坏模式分别见图3（c）和（d）。在加载过程中，连接件会同时受到剪切力和弯矩的作用，连接件所受到的弯矩由两端向中间递减，与保温层的厚度有关，而所受到的剪应力在连接件长度方向上不会发生变化，仅与外荷载的大小有关。由图3（c）可见：连接件的断裂发生在端部，锚固区的ECC面层未出现开裂脱落的现象，说明这种破坏是由于连接件受到的弯矩达到了其极限抗弯承载力，而说明ECC材料在弯矩作用下抵抗开裂的能力要高于连接件的抗弯承载力，并且ECC对BFRP连接件的锚固效果也要优于连接件的承载能力；连接件的拔出破坏也是发生在端部并且破坏区域ECC残留的孔径明显大于连接件的直径，但锚固区的ECC未出现开裂脱落而连接件被严重磨损，说明ECC对连接件的锚固强度要低于连接件自身的抗弯和抗剪承载力。此外，一个试件中同时发生了连接件断裂和拔出破坏，说明ECC材料对于BFRP连接件的锚固效果不稳定，因此在进行连接件的设计时应该尽量避免采用90°的连接件，或者通过改善连接件的端部形式来提高锚固能力。由图3（d）可见：连接件的劈裂破坏发生在连接件的中部，说明这些连接件的抗剪能力较差，低于连接件的抗弯承载力和ECC的锚固能力；同时这种破坏仅发生在个别试件的个别连接件中，说明连接件劈裂破坏是连接件的制作不满足要求造成的。
对于设有45°连接件的试件，主要的破坏模式为界面破坏。设有45°连接件试件的界面破坏如图3（e）所示。在竖向荷载作用下，连接件会受到轴力、弯矩和剪力的作用，由于连接件的角度较小，连接件受到的切向的剪力和弯矩也较小，因此45°连接件比60°连接件更难发生转动。由图3（e）可见，外侧ECC板未发生弯折破坏且未与保温板发生脱黏，说明45°连接件的转动对ECC产生的弯折力要小于ECC板的抗弯折承载力，也小于ECC板与保温板的黏结作用。由表5列出的极限荷载值可见，这种类型的试件的承载能力最好，极限荷载最高可达47.76 kN，约为无连接件试件的3倍，并且45°连接件能够有效发挥出BFRP筋优越的抗拉性能，提高了连接件对ECC–XPS界面抗剪强度的贡献。
2.2 荷载–滑移曲线分析
图4为不同ECC–XPS试件的荷载–滑移曲线。由图4可见：对于无连接件的试件，外荷载完全由ECC板与XPS保温板的黏结作用承担，因此，无连接件试件的关系曲线可以分为两个阶段，分别为线性上升段和下降段。在线性上升段，荷载值随着位移的增加逐渐增大，此时试件的黏结界面未发生损伤，在达到极限荷载后，ECC板与XPS保温板的黏结界面开始发生脱黏，界面黏结强度降低，荷载值随着位移的增加急速下降直至界面完全脱黏，试件失效。对于设有连接件的试件，外荷载由ECC板与XPS保温板的黏结作用和连接件共同承担，因此，有连接件试件的关系曲线可以分为3个阶段，分别为线性上升段、下降段和滑移段。在线性上升段，荷载值随着位移的增加逐渐增大，此时试件的黏结界面和连接件均未发生破坏；在达到极限荷载后，界面的黏结作用开始失效，但连接件的存在能够在一定程度上减缓黏结界面破坏的程度，此时连接件对抗剪强度的贡献值逐渐增大；在荷载下降到一定值后，曲线进入滑移段；此时45°试件和90°试件的荷载值存在再次上升和下降的情况，这是连接件的承载能力进一步得到发挥的结果；而60°试件的荷载值随着位移的增加基本没有变化，这是因为该类试件在连接件充分发挥承载能力之前便发生了ECC板弯折破坏。
图 4 ECC–XPS试件荷载–滑移曲线Fig. 4 Load–slip curves of ECC–XPS specimens下载:
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2.3 各影响因素对抗剪承载力和荷载–滑移曲线的影响
由表5中ECC(X)–XPS(70)和ECC(Y)–XPS(70)试件的试验结果可见，现浇试件的极限承载力和抗剪强度均远高于预制试件，其中现浇试件的抗剪强度为0.120 MPa，约为预制试件的4倍。图5为现浇试件和预制试件的破坏模式。由图5可见：无论是现浇试件还是预制试件，在无连接件的情况下均发生界面破坏；预制试件的破坏界面基本无黏结现象，且ECC面层中无保温材料的附着和残留；现浇试件可以明显看到界面脱黏处存在保温材料被拉扯的现象，且有部分保温材料遗留在ECC面层上，说明了现浇ECC面层与保温板的黏结性能更好。结合表5列出的极限荷载及图4（a）可知：现浇与预制试件的荷载–滑移曲线变化趋势基本一致，但是在线性上升段，预制试件的刚度要远低于现浇试件，说明改变制作方式还会影响试件的抗剪刚度；现浇试件在达到极限荷载时的滑移量约为预制试件的2倍，说明预制试件承受外荷载的时间十分短暂，不适合在实际工程中应用；预制试件在达到极限荷载后迅速失效，而现浇试件会有承载力明显下降的阶段，说明预制试件的黏结界面一旦发生损伤便会快速全部脱黏，而现浇试件会有损伤传递的过程。因此，虽然两种制作方式的试件均属于脆性破坏，但是现浇试件能够提供一些失效的信号。
图 5 现浇试件与预制试件破坏模式对比Fig. 5 Comparison of failure modes between cast-in-place specimens and prefabricated specimens下载:
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由表5中ECC(X)–XPS(50)、ECC(X)–XPS(70)和ECC(X)–XPS(100)试件的试验结果可见，随着保温层厚度的增加，ECC–XPS试件的极限承载力和抗剪强度降低，并且厚度越大承载能力降低的程度越显著。其中，ECC(X)–XPS(70)试件和ECC(X)–XPS(100)试件的抗剪强度分别为0.120 MPa和0.069 MPa，相较于ECC(X)–XPS(50)试件分别降低了9.1%和47.7%。由图4（b）可知：3类试件的曲线变化趋势基本一致，并且保温层厚度为50和70 mm的试件在线性上升段的刚度相差不大，但是保温层厚度为100 mm的试件的刚度远小于其余两类试件，说明随着保温层厚度的增加，试件在线性上升段的刚度的下降幅度增大；保温层厚度为50 mm试件在达到极限荷载时的滑移量最大，而保温层厚度为70和100 mm试件的滑移量相差不大，说明随着保温层厚度的增加，保温层厚度对极限荷载对应滑移量的影响减小；在下降阶段，3类试件都有明显的损伤传递过程，并且达到极限荷载后的延性随着保温层厚度的增加而减小，但是这种下降的程度并不显著。此外，由于没有设置连接件，这3类试件依旧属于脆性破坏。
由表5中ECC(X)–XPS(70)和ECC(X)–XPS(70)–BFRP(90)试件的试验结果可见，连接件的存在能够有效提高ECC–XPS试件的极限承载力和抗剪强度，其中ECC(X)–XPS(70)–BFRP(90)试件的抗剪强度为0.166 MPa，相较于无连接件试件提高了38.3%。由图4（c）可知：在线性上升阶段和下降段，两类试件的荷载–滑移曲线的斜率基本一致，说明设置90°连接件不会改变试件上升段的刚度；然而，设有90°连接件的试件不仅增加了滑移段，还存在强化阶段和“双峰”现象，说明连接件的存在能够显著提高试件达到极限荷载后的延性，并且黏结界面的失效会受到连接件的抑制，延缓了界面破坏的发生；在达到第2个峰值后，黏结界面的破坏程度进一步加大，荷载再次下降，之后剪切力几乎完全由连接件承担，直到连接件发生断裂、劈裂、拔出破坏，试件失效。上述的“双峰”现象是由于黏结界面开始发生破坏后，连接件对试件承载能力的贡献逐渐增大，其自身承载能力的发挥也逐渐提升，因此随着位移的增加，荷载值再次增大。此外，设有连接件的试件在达到极限荷载后的滑移量约为无连接件试件的6倍，并呈现出延性破坏特征，因此为了提高实际工程应用的安全性，应尽量在夹心保温墙板中设置一定数量的连接件。
由表5中ECC(X)–XPS(70)–BFRP(90)、ECC(X)–XPS(70)–BFRP(60)和ECC(X)–XPS(70)–BFRP(45)试件的试验结果可见，随着连接件角度的减小，ECC–XPS试件的极限承载力和抗剪强度逐渐增大。其中，连接件角度为60°和45°试件的抗剪强度分别为0.217和0.351，相较于连接件角度为90°试件分别提高了30.7%和89.8%。根据2.1节的分析，试件的破坏模式会随着连接件角度的变化而变化。由图4（d）可知：在线性上升段，荷载–滑移曲线的斜率随着连接件角度的减小而增大，说明降低连接件角度能够有效提高试件的抗剪刚度；在达到极限荷载时，3种试件的滑移量基本相同，说明极限荷载所对应的滑移量与连接件角度无关；在下降段，连接件角度为60°试件的荷载–滑移曲线斜率最大，这是因为该类试件的破坏模式为ECC板弯折破坏，其斜率取决于ECC板的抗弯刚度，而不是黏结界面的抗剪刚度；在滑移段，除了连接件角度为60°的试件，其余两类试件均存在强化阶段，这是因为该类试件在连接件发挥增强作用之前，ECC板便率先发生了弯折破坏。同时，改变连接件的角度会改变连接件的受力，90°连接件在加载过程中仅受到了弯矩和剪力作用，而45°和60°连接件会受到轴力、剪力和弯矩的作用，并且相同外荷载作用下45°连接件受到的轴力会更大，剪力和弯矩会更小。因此，即使BFRP筋具有非常优越的轴向拉伸性能，但试件在连接件充分发挥其延性之前便率先发生了界面破坏，这便造成了试件的延性随着连接件角度的减小而降低的结果。
2.4 ECC–XPS试件韧性分析
在双面剪切试验中，除了ECC–XPS试件的承载能力、破坏模式和变形外，其达到峰值后的耗能能力也是评价结构界面黏结性能的重要指标。韧性指数能够反映试件破坏所需的能量和界面黏结性能的关系，因此基于Kanda等[14]提出的耗能理论，引入韧性指数 （toughness index，TI）来进一步分析试件的黏结性能。计算公式为：
$$ {\text{TI}} = \frac{{E_{\text{post}}}}{{\left( {P_{\text{peak}} \times \delta_ {\text{peak}}} \right)/2}} $$ (2) 式中：TI为韧性指数；Epost为峰值荷载后的能量值，kN·mm，
${E_{{\text{post}}}} = \displaystyle\int_{{\delta _{{{{\rm{post}} - {\rm{peak}}}}}}}^{{\delta _{{\text{peak}}}}} {P{\text{d}}\delta } $ ，取荷载–滑移曲线峰值荷载点到滑移量为20 mm的点所包围的面积，当滑移量不足20 mm时，取曲线终止点作为终点，有“双峰”现象的试件的峰值采用第1个峰值点；Ppeak为极限荷载值，kN；δpeak为极限荷载值对应的滑移量，mm。表6为不同类型ECC–XPS试件的韧性指数计算结果。
表 6 ECC–XPS试件韧性指数Table 6 Toughness index of ECC–XPS specimens各组试件编号 Epost/
(kN·mm)Ppeak/kN δpeak/mm TI ECC(X)–XPS(70) 5.15 13.42 1.89 0.41 ECC(Y)–XPS(70) 0.08 4.20 1.07 0.04 ECC(X)–XPS(50) 8.09 15.56 2.25 0.46 ECC(X)–XPS(100) 1.26 7.75 1.93 0.17 ECC(X)–XPS(70)–BFRP(90) 246.25 18.17 2.47 10.97 ECC(X)–XPS(70)–BFRP(60) 228.09 30.50 2.03 7.37 ECC(X)–XPS(70)–BFRP(45) 202.50 47.76 2.28 3.72 由表6可知：随着保温层厚度的增加，ECC(X)–XPS(50)、ECC(X)–XPS(70)和ECC(X)–XPS(100)试件的韧性降低，并且厚度越大韧性降低的幅度越大；而对于ECC(Y)–XPS(70)和ECC(X)–XPS(70)试件，采用现浇方式制作ECC–XPS试件能够大幅度提升试件的韧性，其韧性指数约为预制试件的10倍；对于ECC(X)–XPS(70)和ECC(X)–XPS(70)–BFRP(45)试件，添加连接件能够有效提高试件的韧性，后者的韧性指数约为前者的9倍；对于ECC(X)–XPS(70)–BFRP(45)、ECC(X)–XPS(70)–BFRP(60)和ECC(X)–XPS(70)–BFRP(90)试件，随着连接件角度的增大，试件的韧性也不断增大，这与表5中所得到结果基本一致。从韧性指数方面来看，设有90°连接件的试件的韧性最好，设有60°连接件的试件次之，最后是45°连接件，但是综合比较三类试件的承载能力、破坏模式和韧性，建议选择45°作为连接件的嵌入角度。这是因为：对于连接件角度为90°的试件，不仅承载能力较差，破坏模式也不太稳定，并且不能发挥出BFRP筋优良的抗拉性能，因此不适合选用90°嵌入角度。对于连接件角度为60°的试件，虽然承载能力和韧性指数均较高，但是该类试件的破坏模式为ECC面板受弯破坏，由于面板破坏后对内部保温材料的保护会显著降低，从而失去ECC材料自身的优势，而且面板破坏还有脱落的风险，因此60°也不是连接件嵌入角度的最优选择。而对于连接件角度为45°的试件，虽然其韧性指数较低，但是其承载能力很高，且破坏模式稳定，全为界面破坏。同时，在实际工程中外面层在重力荷载作用下的位移不应高于2.54 mm，以免窗户发生破坏，而在该范围内连接件角度为45°的试件的性能最好，因此建议选用45°作为连接件的嵌入角度。
3. ECC–XPS夹心保温墙板的抗剪承载力计算公式
夹心保温墙板抗剪承载力计算公式的推导过程在文献[25]中已经进行了详细的分析，此处不再赘述。但是由于保温材料的不同，有必要对之前提出的计算公式进行修正，即保温层对于抗剪承载力的贡献进行修正。计算公式如下：
$$ F_{\text{in}} = \lambda \frac{{{G_{{\text{in}}}}{A_{{\text{in}}}}{\delta _{\text{1}}}}}{L} $$ (3) 式中：Fin为ECC板与保温层之间的界面黏结力，kN；Gin为保温材料的剪切模量，XPS材料为7.27 MPa；Ain为保温层剪切面的面积，mm2（等于bh，b为剪切面宽度，h为剪切面高度）；L为保温层厚度，mm；δ1为相对滑移量，选荷载–滑移曲线中第1个峰值荷载对应的滑移值，mm；λ为保温层厚度影响系数，通过试验结果拟合获得，其表达式为：
$${\;\;\;\;\;\;\; \lambda = - 6.771 \times {10^{{{ - 4}}}}{L^2} + 0.106L - 2.920 }$$ (4) 4. 结 论
1）降低保温层厚度能够提升ECC–XPS试件的抗剪承载力和黏结性能，但是保温层厚度较低会影响墙体的保温性能，因此合理选择保温层厚度至关重要。
2）连接件的存在能够有效提高ECC–XPS试件的界面黏结性能和延性，还能改善试件的脆性破坏特征；连接件的嵌入角度能够改变试件的破坏特征，嵌入角度越小试件的极限承载力和抗剪强度越高，但延性会降低。
3）综合比较不同处理方式下的试件抗剪性能，其优劣顺序为：嵌入连接件角度45°>嵌入连接件角度60°>嵌入连接件角度90°>保温层厚50 mm>保温层厚70 mm>保温层厚100 mm>预制。
4）加入连接件能够有效提高ECC–XPS试件的韧性，并且随着连接件角度的增大，韧性的提升效果越好。
5）由于无连接件试件的ECC面层与XPS保温层间的界面黏结性能较差，并且呈现出脆性破坏特征，因此提高保温材料本身的抗剪性能，改善面层之间的黏结效果和脆性破坏特征是日后研究的重点。
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图 1 双面剪切试验试件尺寸
Fig. 1 Size of specimens for double-sided shear test
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图 2 双面剪切试验
Fig. 2 Double-sided shear test
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图 3 ECC–XPS试件破坏模式
Fig. 3 Failure mode of ECC–XPS specimens
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图 4 ECC–XPS试件荷载–滑移曲线
Fig. 4 Load–slip curves of ECC–XPS specimens
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图 5 现浇试件与预制试件破坏模式对比
Fig. 5 Comparison of failure modes between cast-in-place specimens and prefabricated specimens
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表 1 工程水泥基复合材料（ECC）质量配合比
Table 1 Quality mix proportion of engineered cementitious composites
kg/m3 水泥 粉煤灰 石英砂 水 减水剂 PVA纤维
（相当于体积掺量2%）379 885 455 379 17.4 26 表 2 工程水泥基复合材料（ECC）力学性能
Table 2 Mechanical properties of engineered cementitious composites
抗压强
度/MPa极限抗拉强
度/MPa极限拉伸
应变/%极限弯曲
荷载/kN极限跨中
挠度/mm53 7.41 3.12 0.81 22.78 表 3 XPS保温板性能参数
Table 3 Performance parameters of XPS insulation board
绝缘材
料类型导热系数/
(W·m–1·K–1)密度/
(kg·m–3)抗拉强
度/MPa抗压强
度/MPaXPS 0.03 35 0.28 0.19 表 4 双面剪切试验试件分组
Table 4 Test group for double-sided shear test
编号 绝缘材
料类型制作
方法保温层
厚度/mmBFRP
连接件连接件
角度/(°)ECC(X)–XPS(70) XPS 现浇 70 无 — ECC(Y)–XPS(70) XPS 预制 70 无 — ECC(X)–XPS(50) XPS 现浇 50 无 — ECC(X)–XPS(100) XPS 现浇 100 无 — ECC(X)–XPS(70)–
BFRP(90)XPS 现浇 70 有 90 ECC(X)–XPS(70)–
BFRP(60)XPS 现浇 70 有 60 ECC(X)–XPS(70)–
BFRP(45)XPS 现浇 70 有 45 注：BFRP连接件的角度为BFRP筋与保温材料水平方向所形成的夹角，BFRP筋的嵌入深度均为20 mm。 表 5 ECC–XPS试件双面剪切试验结果
Table 5 Double-sided shear test results of ECC–XPS specimens
各组试件编号 试件编号 极限荷
载/kN荷载绝
对偏差位移/mm 抗剪强
度/MPa破坏模式 前端位移 后端位移 位移平均值 位移绝对偏差 ECC(X)–XPS(70) 1 15.16 0.66 2.09 2.70 2.40 0.05 0.126 界面破坏 2 14.93 0.43 3.09 1.77 2.43 0.02 0.124 界面破坏 3 13.42 1.08 2.39 2.67 2.53 0.08 0.111 界面破坏 平均值 14.50 — — — 2.45 — 0.120 — ECC(Y)–XPS(70) 1 2.90 0.71 0.98 0.66 0.82 0.45 0.024 界面破坏 2 3.72 0.11 1.85 1.66 1.76 0.49 0.031 界面破坏 3 4.20 0.59 1.14 1.29 1.22 0.05 0.035 界面破坏 平均值 3.61 — — — 1.27 — 0.030 — ECC(X)–XPS(50) 1 16.27 0.43 3.26 3.84 3.55 0.01 0.136 界面破坏 2 15.56 0.28 3.63 3.70 3.67 0.11 0.130 界面破坏 3 15.70 0.14 3.11 3.78 3.45 0.11 0.131 界面破坏 平均值 15.84 — — — 3.56 — 0.132 — ECC(X)–XPS(100) 1 8.69 0.41 2.50 2.60 2.55 0.24 0.072 界面破坏 2 8.40 0.12 1.93 2.38 2.16 0.15 0.070 界面破坏 3 7.75 0.53 2.43 2.01 2.22 0.09 0.065 界面破坏 平均值 8.28 — — — 2.31 — 0.069 — ECC(X)–XPS(70)–BFRP(90) 1 20.07 0.2 38.60 42.11 40.36 1.12 0.167 界面破坏，BFRP筋
劈裂、断裂、拔出2 21.10 1.23 43.67 47.09 45.38 3.90 0.176 界面破坏，BFRP筋
断裂、拔出3 18.44 1.43 36.61 40.80 38.71 2.77 0.154 界面破坏，BFRP筋
断裂、拔出平均值 19.87 — — — 41.48 — 0.166 — ECC(X)–XPS(70)–BFRP(60) 1 30.50 4.41 14.67 15.95 15.31 0.73 0.254 两侧ECC面层
弯折破坏2 21.99 4.1 11.32 16.90 14.11 0.47 0.183 两侧ECC面层
弯折破坏3 25.78 0.31 11.11 17.55 14.33 0.25 0.215 两侧ECC面层
弯折破坏平均值 26.09 — — — 14.58 — 0.217 — ECC(X)–XPS(70)–BFRP(45) 1 38.29 3.85 13.90 13.99 13.95 1.15 0.319 界面破坏 2 47.76 5.62 12.45 12.01 12.23 0.57 0.398 界面破坏 3 40.36 1.78 10.44 13.97 12.21 0.59 0.336 界面破坏 平均值 42.14 — — — 12.80 — 0.351 — 表 6 ECC–XPS试件韧性指数
Table 6 Toughness index of ECC–XPS specimens
各组试件编号 Epost/
(kN·mm)Ppeak/kN δpeak/mm TI ECC(X)–XPS(70) 5.15 13.42 1.89 0.41 ECC(Y)–XPS(70) 0.08 4.20 1.07 0.04 ECC(X)–XPS(50) 8.09 15.56 2.25 0.46 ECC(X)–XPS(100) 1.26 7.75 1.93 0.17 ECC(X)–XPS(70)–BFRP(90) 246.25 18.17 2.47 10.97 ECC(X)–XPS(70)–BFRP(60) 228.09 30.50 2.03 7.37 ECC(X)–XPS(70)–BFRP(45) 202.50 47.76 2.28 3.72 -
[1] 刘玉章,张君,王家赫,等.建筑外墙外保温做法对结构安全性影响分析[J].建筑材料学报,2021,24(6):1300–1306. Liu Yuzhang,Zhang Jun,Wang Jiahe,et al.Analysis on the impact of external insulation on structural safety[J].Journal of Building Materials,2021,24(6):1300–1306 [2] 蒋庆,何昶蓉,种迅,等.十字形截面玻璃纤维复材拉结件预制混凝土夹芯保温外墙板受弯性能研究[J].工业建筑,2018,48(10):110–114. doi: 10.13204/j.gyjz201810018 Jiang Qing,He Changrong,Chong Xun,et al.Research on bending behavior of precast concrete insulated sandwich panels with cruciform cross section gfrp shear connectors[J].Industrial Construction,2018,48(10):110–114 doi: 10.13204/j.gyjz201810018 [3] Zhang Zhigang,Qian Shunzhi,Liu Hezhi,et al.Ductile concrete material with self-healing capacity for jointless concrete pavement use[J].Transportation Research Record,2017,2640(1):78–83. doi: 10.3141/2640-09 [4] 李传秀,尹世平,赵俊伶.纤维编织网增强ECC的拉伸和弯曲性能[J].建筑材料学报,2021,24(4):736–741. Li Chuanxiu,Yin Shiping,Zhao Junling.Tensile and flexural properties of ECC reinforced by fiber woven mesh[J].Journal of Building Materials,2021,24(4):736–741 [5] 徐世烺,李庆华,李贺东.碳纤维编织网增强超高韧性水泥基复合材料弯曲性能的试验研究[J].土木工程学报,2007,40(12):69–76. Xu Shilang,Li Qinghua,Li Hedong.An experimental study on the flexural properties of carbon textile reinforced ECC[J].China Civil Engineering Journal,2007,40(12):69–76 [6] Tan Guojin,Zhu Zhiqing,Wang Wensheng,et al.Flexural ductility and crack-controlling capacity of polypropylene fiber reinforced ECC thin sheet with waste superfine river sand based on acoustic emission analysis[J].Construction and Building Materials,2021,277:122321. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2021.122321 [7] Li V C.On engineered cementitious composites(ECC)[J].Journal of Advanced Concrete Technology,2003,1(3):215–230. doi: 10.3151/jact.1.215 [8] Ma Hui,Qian Shunzhi,Zhang Zhigang,et al.Tailoring Engineered Cementitious Composites with local ingredients[J].Construction and Building Materials,2015,101:584–595. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2015.10.146 [9] 王衍.高韧性纤维增强水泥基复合材料物理力学性能试验研究[D].哈尔滨:哈尔滨工业大学,2016. Wang Yan.Experimental research on physical and mechanical properties of high toughness fiber reinforced cementitious composites[D].Harbin:Harbin Institute of Technology,2016. [10] 李素华.PVA纤维增强水泥基复合材料力学性能试验研究[D].武汉:湖北工业大学,2011. Li Suhua.Experimental research on the mechanical properties of PVA fiber reinforced cementitious composite[D].Wuhan:Hubei University of Technology,2011 [11] Li V C.高延性纤维增强水泥基复合材料的研究进展及应用[J].硅酸盐学报,2007(4):531–536. Li V C.Research progress and application of high ductility fiber reinforced cement-based composites[J].Journal of Silicate,2007(4):531–536 [12] Guan Xinchun,Li Yazhao,Liu Tianan,et al.An economical ultra-high ductile engineered cementitious composite with large amount of coarse river sand[J].Construction and Building Materials,2019,201:461–472. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2018.12.207 [13] 张栋翔.PVA纤维水泥基复合材料(PVA–ECC)拉伸和弯曲性能试验研究[D].呼和浩特:内蒙古工业大学,2016. Zhang Dongxiang.Experimental research on tensile and flexural properties of polyvinyl alcohol fibers engineered cementitious composites(PVA–ECC)[D].Hohhot:Inner Mongolia University of Tehchnology,2016. [14] Kanda T,Li V C.Interface property and apparent strength of high-strength hydrophilic fiber in cement matrix[J].Journal of Materials in Civil Engineering,1998,10(1):5–13. doi: 10.1061/(asce)0899-1561(1998)10:1(5 [15] 孔燕,邵永健,杜亮,等.ECC拉伸性能与弯曲性能的试验研究[J].混凝土与水泥制品,2019(12):61–65. doi: 10.19761/j.1000-4637.2019.12.061.05 Kong Yan,Shao Yongjian,Du Liang,et al.Experimental study on the tensile and bending properties of ECC[J].China Concrete and Cement Products,2019(12):61–65 doi: 10.19761/j.1000-4637.2019.12.061.05 [16] 邓宗才,薛会青,徐海宾.ECC材料的抗冻融性能试验研究[J].华北水利水电学院学报,2013,34(1):16–19. Deng Zongcai,Xue Huiqing,Xu Haibin.Experimental study of durability properties of high toughness fiber reinforced cementitious composites under freezing and thawing cycles[J].Journal of North China Institute of Water Conservancy and Hydroelectric Power,2013,34(1):16–19 [17] 薄海涛.建筑外墙外保温系统耐久性及评价研究[D].武汉:华中科技大学,2009. Bo Haitao.Study on the evaluation and durability of external themal insulation system in building[D].Wuhan:Huazhong University of Science and Technology,2009. [18] Jang S J,You Y C,Yun H D.Effect of GFRP shear ties on shear behavior of interfaces between precast concrete panel and extruded polystyrene special insulation[J].Advanced Materials Research,2013,658:46–49. doi: 10.4028/www.scientific.net/amr.658.46 [19] 尹红宇,孙帅,胡夏闽.织物增强混凝土与再生保温混凝土界面黏结性能试验研究[J].工业建筑,2017,47(2):128–132. doi: 10.13204/j.gyjz201702025 Yin Hongyu,Sun Shuai,Hu Xiamin.Experimental study of interfaces bond behavior of texitle reinforced concrete(TRC) with recycled thermal insulation concrete[J].Industrial Construction,2017,47(2):128–132 doi: 10.13204/j.gyjz201702025 [20] 吴方伯,宋瑞,邓利斌,等.新型夹心保温墙体设计及其连接件剪切性能研究[J].混凝土与水泥制品,2015(7):62–65. doi: 10.19761/j.1000-4637.2015.07.015 Wu Fangbo,Song Rui,Deng Libing,et al.Design of new sandwich insulation wall and study on shear performance of its connectors[J].Concrete and Cement Products,2015(7):62–65 doi: 10.19761/j.1000-4637.2015.07.015 [21] Hodicky K,Sopal G,Rizkalla S,et al.Experimental and numerical investigation of the FRP shear mechanism for concrete sandwich panels[J].Journal of Composites for Construction,2015,19(5):04014083. doi: 10.1061/(asce)cc.1943-5614.0000554 [22] 宋小软,牛伟,姜余丰,等.复合保温模板夹芯混凝土的界面黏结性能试验研究[J].混凝土与水泥制品,2013(8):62–67. doi: 10.19761/j.1000-4637.2013.08.016 Song Xiaoruan,Niu Wei,Jiang Yufeng,et al.Experimental study on interracial bond performance of composite insulation formwork sandwich-type concrete[J].China Concrete and Cement Products,2013(8):62–67 doi: 10.19761/j.1000-4637.2013.08.016 [23] 李亚,胡翔,顾盛,等.预制混凝土夹心保温墙体FRP连接件试验方法综述[J].施工技术,2018,47(12):87–91. Li Ya,Hu Xiang,Gu Sheng,et al.Review of testing methods for FRP connectors in precast concrete sandwich insulation wall panels[J].Construction Technology,2018,47(12):87–91 [24] Gara F,Ragni L,Roia D,et al.Experimental tests and numerical modelling of wall sandwich panels[J].Engineering Structures,2012,37:193–204. doi: 10.1016/j.engstruct.2011.12.027 [25] 李雨珊,尹世平,徐世烺,等.工程水泥基复合材料(ECC)与发泡式聚苯乙烯(EPS)保温板的界面黏结性能[J].复合材料学报,2022,39(11):5253–5265. doi: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20220215.002 Li Yushan,Yin Shiping,Xu Shilang,et al.Bonding properties of the interface between engineering cementitious composite(ECC) and expanded polystyrene(EPS) insulation board[J].Acta Material Compositae Sinica,2022,39(11):5253–5265 doi: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20220215.002 [26] 殷明.冻融循环对外墙保温板与结构层黏结性能的影响[D].西安:西安工业大学,2017. Yin Ming.The adhensive effect of exterior wall insulation board layer and structure layer under freezing-thawing cycles[D].Xi’an:Xi’an Technological University,2017.
