ECC–XPS夾心復合墻板界面黏結(jié)性能試驗

李雨珊，尹世平,2*，徐世烺，侯向明，王宇清，李傳秀

(1.中國礦業(yè)大學 江蘇省土木工程環(huán)境災變與結(jié)構(gòu)可靠性重點試驗室，江蘇 徐州 221116；2.中國礦業(yè)大學 深部巖土力學與地下工程國家重點試驗室，江蘇 徐州 221116；3.浙江大學 建筑工程學院，浙江 杭州 310058；4.山西五建集團有限公司，山西 太原 030013)

對建筑外墻進行外保溫的做法因為具有保溫效果好、適用范圍廣等優(yōu)點被廣泛應用[1]，但由保溫材料的耐火和耐腐蝕性能差而引發(fā)的火災和保溫材料脫落等安全隱患卻不容忽視。夾心保溫體系因具有優(yōu)異的耐火、耐腐蝕性能和能實現(xiàn)與建筑結(jié)構(gòu)同壽命等優(yōu)點而逐漸被人們關注和使用。夾心保溫體系由內(nèi)、外混凝土層、中間保溫層及一系列將3者連接成整體的連接件組成，是一種集保溫、承重和飾面為一體的外墻保溫形式[2]。在實際工程應用中，夾心保溫墻體的飾面層長期受到太陽照射、雨水侵蝕、白晝和季節(jié)性溫差的影響，使得飾面層的混凝土極易發(fā)生開裂和脫落，進而影響了保溫材料的保溫和耐久性能。為了確保保溫材料能夠長期保持自身的完整性和保溫性能，非常有必要采用一種具有優(yōu)異開裂變形特征的延性材料作為夾心保溫墻板的飾面層。

工程水泥基復合材料（engineering cementi-based composite，ECC）是一種高延性水泥基復合材料，在荷載作用下的裂縫寬度能夠控制在100 μm以下[3]，具有優(yōu)異的抗拉性能[4]、多縫開裂能力和應變硬化特征[5–6]。在工程應用中，ECC飾面層的厚度僅需滿足錨固要求即可，內(nèi)部可不布置鋼筋網(wǎng)[7–8]。鑒于ECC如此卓越的性能，不少學者對其力學和耐久性能進行了研究。王衍[9]和李素華[10]等對ECC試塊進行了壓縮試驗，發(fā)現(xiàn)ECC的極限壓應變遠大于普通混凝土，并呈現(xiàn)出延性破壞特征。Li[11]、Guan[12]、張棟翔[13]等對不同配合比下ECC的拉伸性能進行了研究，發(fā)現(xiàn)PVA纖維摻量為2%時，ECC的拉伸性能最好，并且粗骨料的存在會降低纖維的橋接作用。Kanda[14]和孔燕[15]等對ECC的抗彎性能進行了研究，發(fā)現(xiàn)ECC的變形能力要比普通混凝土強得多，并且其抗彎強度與PVA纖維體積率成正比、與水膠比成反比。鄧宗才等[16]對ECC和普通混凝土的耐久性能進行了比較，發(fā)現(xiàn)ECC在水平和豎直方向上的抗凍性能均高于普通混凝土。綜上，為了避免夾心保溫體系在服役過程中因飾面層混凝土開裂脫落導致內(nèi)部保溫材料受到侵蝕，可以采用變形和耐久能力均較好的ECC材料作為夾心保溫墻體的飾面層。

為了滿足建筑使用要求和實際工程需要，需要對夾心保溫體系的各種性能進行研究。其中，內(nèi)、外混凝土層與中間保溫層的黏結(jié)和整體性能是影響其使用的最薄弱環(huán)節(jié)[17]。對此，不少學者已經(jīng)對夾心保溫體系的黏結(jié)性能進行了相關研究。Jang等[18]對預制混凝土夾芯保溫板進行了剪切試驗，發(fā)現(xiàn)在XPS保溫板表面開設10mm的槽可以有效提高界面間的黏結(jié)強度。尹紅宇等[19]發(fā)現(xiàn)在混凝土表面進行預留溝槽處理，可以有效提高內(nèi)外混凝土面層與保溫材料界面間的黏結(jié)性能。吳方伯等[20]通過剪切試驗研究了連接件對夾心保溫墻板黏結(jié)性能的影響，發(fā)現(xiàn)加入連接件后，試件的抗剪性能顯著提升，并且其承載能力能夠滿足相關設計要求。Hodicky等[21]研究了保溫層厚度的影響，發(fā)現(xiàn)保溫層厚度越小，夾心保溫墻板的黏結(jié)性能越好。宋小軟等[22]對不同保溫材料進行了研究，并建議采用XPS材料作為保溫層時不宜僅進行單純的自然連接。

綜上所述，目前對于夾心保溫體系的研究大多采用普通混凝土結(jié)構(gòu)作為內(nèi)、外混凝土面層，但是普通混凝土與ECC材料的性能差異較大，采用ECC材料作為內(nèi)、外混凝土層的夾心保溫體系的黏結(jié)性能必然與普通混凝土有所不同。因此為了給ECC在實際工程中的應用提供依據(jù)，有必要對ECC材料與保溫材料間的黏結(jié)性能進行研究。為了加強內(nèi)外ECC層的連接和墻板的整體性，可在內(nèi)、外ECC層和保溫層中設置貫通的連接件。與金屬材料相比，采用纖維增強復合材料（fiber reinforced polymer，F(xiàn)RP）作為連接件具有更低的熱傳導率，能夠很大程度上降低“冷熱橋”現(xiàn)象對墻體保溫性能的影響。

因此，本文在已有研究的基礎上，采用ECC材料作為夾心保溫墻板的結(jié)構(gòu)層和飾面層、XPS材料作為保溫層、BFRP筋作為連接件構(gòu)成一個新型夾心保溫墻體結(jié)構(gòu)。通過雙面剪切試驗，研究墻體的制作方式、保溫材料厚度、有無連接件及連接件角度對ECC材料與XPS保溫板界面黏結(jié)性能的影響，并基于ECC材料與EPS保溫板的界面抗剪承載力對保溫材料為XPS的墻板的抗剪承載力進行補充。為了能夠更加客觀地描述抗剪承載力，并與他人的研究成果進行對比，試驗中還給出了各試件的抗剪強度，以此來評價ECC材料與XPS保溫板的黏結(jié)性能。

1 試件設計與制備

試驗中，ECC–XPS夾心保溫墻板由內(nèi)、外ECC面層、中間XPS保溫板及連接3層的BFRP連接件組成。由于單側(cè)剪切試驗無法消除偏心帶來的影響[23]，因此，采用雙面剪切試驗對夾心保溫墻板的黏結(jié)性能進行研究。試驗方案中，根據(jù)試件試驗方法確定試件設計[24]，同時為了方便計算并能更清晰地展現(xiàn)ECC材料與XPS保溫板之間的黏結(jié)性能，所有試件均采用對稱設計，并且試件的內(nèi)外ECC面層采用相同尺寸，均為25 mm。因此，雙面剪切試件總共有5層，分別為25 mm ECC外面層、XPS保溫板、50 mm ECC內(nèi)面層、XPS保溫板、25 mm ECC外面層，其中兩層保溫板的厚度相同并根據(jù)試驗變量而定。試件的詳細尺寸如圖1所示。

圖1 雙面剪切試驗試件尺寸Fig. 1 Size of specimens for double-sided shear test

為了選取合適的BFRP連接件尺寸，對6、8、10和12 mm的BFRP筋進行試驗，筋材的螺紋深度為直徑的0.06，螺紋間距分別為8、9、10和10 mm。試驗結(jié)果表明，12 mm BFRP筋的極限抗拉強度最高，其次是6 mm的BFRP筋，由于12 mm BFRP筋的橫截面積是6 mm BFRP筋的4倍，其對保溫材料的破壞更大，同時6 mm BFRP筋的螺紋數(shù)量比12 mm的BFRP筋多，提高筋材與ECC材料黏結(jié)性能的效果更顯著，因此試驗采用6 mm的BFRP筋作為連接件。該連接件的極限抗拉強度為1 279 MPa，彈性模量為60.12 GPa，延伸率為2.13%。

1.1 原材料

根據(jù)文獻[25]確定試驗所用ECC質(zhì)量配合比，詳細的配合比參數(shù)見表1，該配合比下ECC材料的力學性能見表2。其中，抗壓試驗采用70.7 mm×70.7 mm×70.7 mm的立方體試塊，拉伸試驗試件的總尺寸為32 mm×6 mm×13 mm、中間段長為8 mm、寬為30 mm，4點彎曲試驗試件的尺寸為400 mm×100 mm×15 mm。試驗所采用的保溫材料為保溫板，由于XPS保溫板是毛面板，表面比較粗糙，便未對其表面進行開槽處理，其詳細性能參數(shù)見表3。

表1 工程水泥基復合材料（ECC）質(zhì)量配合比Tab. 1 Quality mix proportion of engineered cementitious composites kg/m3

表2 工程水泥基復合材料（ECC）力學性能Tab. 2 Mechanical properties of engineered cementitious composites

表3 XPS保溫板性能參數(shù)Tab. 3 Performance parameters of XPS insulation board

1.2 試驗設計

本試驗共制作了21個試件，分為7組，每組各3個試件，3個試件的試驗參數(shù)完全相同，主要用于消除試驗誤差帶來的影響。7組試件分別考慮了制作方式、保溫層厚度、有無連接件和連接角度4種變量。試驗所采用的制作方式為現(xiàn)澆和預制兩種，保溫層厚度選用50、70和100 mm3種，3種厚度均為實際工程應用中常用的厚度。由于連接件傳遞剪力的能力主要取決于連接件在平行于黏結(jié)界面方向上的長度，于是設置了45°、60°和90°3種連接件的角度來研究連接件的放置方式對試件黏結(jié)性能的影響。詳細的試驗設計參數(shù)見表4。

表4 雙面剪切試驗試件分組Tab. 4 Test group for double-sided shear test

試件以面層材料（制作方式）–保溫層材料（保溫層厚度）–連接件類型（連接件角度）的規(guī)則進行命名。其中：第1項中的ECC(Y)表示面層采用預制的ECC材料，ECC(X)表示面層采用現(xiàn)澆的ECC材料；第2項中的XPS(50)、XPS(70)、XPS(100)分別表示所用XPS保溫板的厚度分別為50、70和100 mm；第3項中BFRP(45)、BFRP(60)、BFRP(90)分別表示所用BFRP連接件的角度分別為45°、60°和90°。注意，未設置連接件的試件不再寫出第3項的信息。例如：ECC(X)–XPS(70)代表采用現(xiàn)澆ECC面層、XPS保溫板的厚度70 mm，未設置BFRP連接件。

1.3 試件制備

雙面剪切試驗試件的制作過程如下：

首先，根據(jù)試件的尺寸制作木模板，并采用切割機將XPS保溫板切割成3種所需的設計尺寸；其次，根據(jù)保溫層的厚度及連接件的角度將BFRP筋切割成所需的長度，并將其按照指定的角度和間隔插入到XPS保溫層中；緊接著，在木模板內(nèi)部涂抹脫模劑，并將保溫板放入到模板中的指定位置，同時采用小木塊將其固定；然后，制備ECC材料，并將其澆筑到木模板所留置的空隙中，振搗并抹平；最后，待試件成型后對其進行脫模，并持續(xù)養(yǎng)護28 d。對于預制試件，先將內(nèi)、外層ECC面層澆筑成型并脫模，再將脫模后的ECC面層用黏結(jié)砂漿，把XPS保溫板黏結(jié)成整體，形成一個完整試件。其中，黏結(jié)砂漿為黏結(jié)聚合物與水的拌合物，黏結(jié)聚合物與水的比例為5∶1。

1.4 試驗加載方案

采用雙面剪切試驗，其中試件的推出量近似等于界面滑移量。為了防止加載過程中產(chǎn)生應力集中而影響試驗結(jié)果，需要在內(nèi)層ECC的正上方放置一塊尺寸為150 mm×50 mm×20 mm的鋼墊塊，在兩個外層ECC的正下方分別放置一塊鋼板和一塊高為8 cm的鋼墊塊。雙面剪切試驗測試圖如圖2（a）所示，加載和測量裝置如圖2（b）所示。圖2（b）中，試件的外層ECC被分別放置在兩個固定支座上，將壓力機放置在內(nèi)層ECC的頂部，用于施加豎向荷載，并且壓力機上設有力傳感器用于記錄施加的具體荷載值。試驗所用的儀器為中國礦業(yè)大學力學教學試驗室30 t壓力機，加載過程采用位移控制，位移速度為0.2 mm/min。為了測量外層ECC的豎向相對位移和水平位移，分別在中間層ECC的前后和外層ECC的兩側(cè)面各放置一個位移計，其中，放置在中間層ECC前后的兩個位移計的量程為100 mm，放置在外層ECC側(cè)面的兩個位移計的量程為30 mm。為了記錄各個位移計的結(jié)果，將各個位移計與筆記本和3816采集儀連接，采集頻率為0.25 Hz。

圖2 雙面剪切試驗Fig. 2 Double-sided shear test

2 結(jié)果與分析

2.1 ECC–XPS試件的承載能力和破壞模式分析

由于試驗中的試件均是對稱結(jié)構(gòu)，因此各個ECC層與保溫層黏結(jié)界面的抗剪強度可按式（1）進行計算：

式中：τm為黏結(jié)界面的抗剪強度，MPa；P為試驗中的極限荷載值，kN；A為ECC層與保溫層單個黏結(jié)界面的面積，mm2。

為了更好地體現(xiàn)出相同參數(shù)下試驗結(jié)果的離散性特征，表5列出了參數(shù)相同的3個試件的極限荷載、極限荷載對應的位移、抗剪強度及破壞模式。

表5 ECC–XPS試件雙面剪切試驗結(jié)果Tab. 5 Double-sided shear test results of ECC–XPS specimens

由表5中列出的破壞模式可知，沒有連接件的試件的破壞模式全部為界面破壞，設有連接件的試件中不同連接件角度下的破壞模式各不相同，分別為界面破壞、外層ECC彎折破壞、BFRP連接件被拔出、斷裂、劈裂與界面破壞同時發(fā)生。

圖3為所有破壞模式的示例。對于沒有連接件的試件，施加的剪切力完全由內(nèi)外ECC面層與XPS保溫板界面的黏結(jié)作用來承擔，因此破壞模式均為界面破壞。界面破壞模式如圖3（a）所示。由圖3（a）可見：ECC層與XPS保溫板均保持完好，說明ECC層和XPS保溫板的抗剪強度都高于兩者連接界面的黏結(jié)作用。由表5列出的極限荷載和抗剪強度值可見，無連接試件的抗剪承載力最高可達16.27 kN，抗剪強度可達0.136 MPa。殷明[26]測試了普通混凝土與XPS保溫板的黏結(jié)性能，其保溫材料的厚度為50 mm，混凝土與XPS保溫板采用黏結(jié)砂漿黏結(jié)，制作方法與本試驗中的預制構(gòu)件基本一致，但是該試驗中采用了螺栓來加強連接，其所測得的界面剪切黏結(jié)強度為0.044 MPa，比本試驗中預制構(gòu)件的平均抗剪強度（0.030 MPa）增加了32%，但是本試驗中預制構(gòu)件的保溫層厚度為70 mm且未采用連接件。比較表5中試件ECC(X)–XPS(50)、ECC(X)–XPS(70)和ECC(X)–XPS(100)的抗剪強度可知，試件的抗剪強度隨著保溫層厚度的降低而增大。這說明了ECC材料與XPS保溫板的黏結(jié)性能并不亞于普通混凝土，同時ECC材料具有多縫開裂、應變硬化和高韌性等特點，在圍護結(jié)構(gòu)中使用能更有效地保護內(nèi)部保溫材料以避免保溫材料受到侵蝕，導致保溫隔熱性能退化，因此，可以說明ECC材料更優(yōu)于普通混凝土。尹紅宇等[19]測試了TRC板與再生輕集料保溫混凝土的界面黏結(jié)性能，其保溫層厚度為0 mm，無連接件，也未采用黏結(jié)劑，制作方式類似于本試驗中的現(xiàn)澆試件，其所測得的平均抗剪強度為0.070 MPa，較本試驗中ECC(X)–XPS(70)試件的平均抗剪強度（0.120 MPa）降低了41.7%。因此，可以說明ECC材料與XPS保溫板的黏結(jié)性能更加優(yōu)異。因此，采用ECC材料作為夾心保溫墻板的外面層能夠保證與保溫板的最基本黏結(jié)作用。

圖3 ECC–XPS試件破壞模式Fig. 3 Failure mode of ECC–XPS specimens

對于設置60°連接件的試件，外側(cè)ECC面層彎折破壞為主要破壞模式。ECC面層彎折破壞模式如圖3（b）所示。由圖3（b）可見：由于非垂直布置的連接件在豎向荷載的作用下會同時受到軸力、剪力和彎矩的作用，因此第1層60°連接件會在彎矩的作用下發(fā)生轉(zhuǎn)動。連接件轉(zhuǎn)動過程中其垂直方向上的長度會逐漸增大，而中間層ECC面層的變形受到約束，因此外側(cè)ECC面層會隨著連接件的轉(zhuǎn)動向外變形，直到ECC面層與保溫板脫黏并發(fā)生彎曲斷裂破壞。由于試驗中的連接件是按照八字形布置的，因此只有ECC面層主裂縫以上的界面發(fā)生了脫黏，主裂縫以下的界面未發(fā)生脫黏，說明這種破壞模式與簡支板的受彎破壞并不完全一致，簡支板受彎時其上下表面能夠自由變形，而ECC–XPS試件中的ECC面層受彎時其下表面會受到黏結(jié)作用的約束，因此ECC面層只出現(xiàn)一條主裂縫且裂縫寬度很大，類似于折斷。同時，在試驗過程中，連接件和錨固區(qū)的ECC面層均未發(fā)生破壞，說明連接件受到的彎矩、剪力和軸力均小于BFRP筋的極限承載力，ECC面層對于連接件的錨固能力也要強于ECC面層的抗彎折承載能力。

對于設置90°連接件的試件，其破壞模式除了界面破壞外還發(fā)生了連接件拔出、斷裂、劈裂破壞。連接件拔出、斷裂及劈裂破壞模式分別見圖3（c）和（d）。在加載過程中，連接件會同時受到剪切力和彎矩的作用，連接件所受到的彎矩由兩端向中間遞減，與保溫層的厚度有關，而所受到的剪應力在連接件長度方向上不會發(fā)生變化，僅與外荷載的大小有關。由圖3（c）可見：連接件的斷裂發(fā)生在端部，錨固區(qū)的ECC面層未出現(xiàn)開裂脫落的現(xiàn)象，說明這種破壞是由于連接件受到的彎矩達到了其極限抗彎承載力，而說明ECC材料在彎矩作用下抵抗開裂的能力要高于連接件的抗彎承載力，并且ECC對BFRP連接件的錨固效果也要優(yōu)于連接件的承載能力；連接件的拔出破壞也是發(fā)生在端部并且破壞區(qū)域ECC殘留的孔徑明顯大于連接件的直徑，但錨固區(qū)的ECC未出現(xiàn)開裂脫落而連接件被嚴重磨損，說明ECC對連接件的錨固強度要低于連接件自身的抗彎和抗剪承載力。此外，一個試件中同時發(fā)生了連接件斷裂和拔出破壞，說明ECC材料對于BFRP連接件的錨固效果不穩(wěn)定，因此在進行連接件的設計時應該盡量避免采用90°的連接件，或者通過改善連接件的端部形式來提高錨固能力。由圖3（d）可見：連接件的劈裂破壞發(fā)生在連接件的中部，說明這些連接件的抗剪能力較差，低于連接件的抗彎承載力和ECC的錨固能力；同時這種破壞僅發(fā)生在個別試件的個別連接件中，說明連接件劈裂破壞是連接件的制作不滿足要求造成的。

對于設有45°連接件的試件，主要的破壞模式為界面破壞。設有45°連接件試件的界面破壞如圖3（e）所示。在豎向荷載作用下，連接件會受到軸力、彎矩和剪力的作用，由于連接件的角度較小，連接件受到的切向的剪力和彎矩也較小，因此45°連接件比60°連接件更難發(fā)生轉(zhuǎn)動。由圖3（e）可見，外側(cè)ECC板未發(fā)生彎折破壞且未與保溫板發(fā)生脫黏，說明45°連接件的轉(zhuǎn)動對ECC產(chǎn)生的彎折力要小于ECC板的抗彎折承載力，也小于ECC板與保溫板的黏結(jié)作用。由表5列出的極限荷載值可見，這種類型的試件的承載能力最好，極限荷載最高可達47.76 kN，約為無連接件試件的3倍，并且45°連接件能夠有效發(fā)揮出BFRP筋優(yōu)越的抗拉性能，提高了連接件對ECC–XPS界面抗剪強度的貢獻。

2.2 荷載–滑移曲線分析

圖4為不同ECC–XPS試件的荷載–滑移曲線。由圖4可見：對于無連接件的試件，外荷載完全由ECC板與XPS保溫板的黏結(jié)作用承擔，因此，無連接件試件的關系曲線可以分為兩個階段，分別為線性上升段和下降段。在線性上升段，荷載值隨著位移的增加逐漸增大，此時試件的黏結(jié)界面未發(fā)生損傷，在達到極限荷載后，ECC板與XPS保溫板的黏結(jié)界面開始發(fā)生脫黏，界面黏結(jié)強度降低，荷載值隨著位移的增加急速下降直至界面完全脫黏，試件失效。對于設有連接件的試件，外荷載由ECC板與XPS保溫板的黏結(jié)作用和連接件共同承擔，因此，有連接件試件的關系曲線可以分為3個階段，分別為線性上升段、下降段和滑移段。在線性上升段，荷載值隨著位移的增加逐漸增大，此時試件的黏結(jié)界面和連接件均未發(fā)生破壞；在達到極限荷載后，界面的黏結(jié)作用開始失效，但連接件的存在能夠在一定程度上減緩黏結(jié)界面破壞的程度，此時連接件對抗剪強度的貢獻值逐漸增大；在荷載下降到一定值后，曲線進入滑移段；此時45°試件和90°試件的荷載值存在再次上升和下降的情況，這是連接件的承載能力進一步得到發(fā)揮的結(jié)果；而60°試件的荷載值隨著位移的增加基本沒有變化，這是因為該類試件在連接件充分發(fā)揮承載能力之前便發(fā)生了ECC板彎折破壞。

圖4 ECC–XPS試件荷載–滑移曲線Fig. 4 Load–slip curves of ECC–XPS specimens

2.3 各影響因素對抗剪承載力和荷載–滑移曲線的影響

由表5中ECC(X)–XPS(70)和ECC(Y)–XPS(70)試件的試驗結(jié)果可見，現(xiàn)澆試件的極限承載力和抗剪強度均遠高于預制試件，其中現(xiàn)澆試件的抗剪強度為0.120 MPa，約為預制試件的4倍。圖5為現(xiàn)澆試件和預制試件的破壞模式。由圖5可見：無論是現(xiàn)澆試件還是預制試件，在無連接件的情況下均發(fā)生界面破壞；預制試件的破壞界面基本無黏結(jié)現(xiàn)象，且ECC面層中無保溫材料的附著和殘留；現(xiàn)澆試件可以明顯看到界面脫黏處存在保溫材料被拉扯的現(xiàn)象，且有部分保溫材料遺留在ECC面層上，說明了現(xiàn)澆ECC面層與保溫板的黏結(jié)性能更好。結(jié)合表5列出的極限荷載及圖4（a）可知：現(xiàn)澆與預制試件的荷載–滑移曲線變化趨勢基本一致，但是在線性上升段，預制試件的剛度要遠低于現(xiàn)澆試件，說明改變制作方式還會影響試件的抗剪剛度；現(xiàn)澆試件在達到極限荷載時的滑移量約為預制試件的2倍，說明預制試件承受外荷載的時間十分短暫，不適合在實際工程中應用；預制試件在達到極限荷載后迅速失效，而現(xiàn)澆試件會有承載力明顯下降的階段，說明預制試件的黏結(jié)界面一旦發(fā)生損傷便會快速全部脫黏，而現(xiàn)澆試件會有損傷傳遞的過程。因此，雖然兩種制作方式的試件均屬于脆性破壞，但是現(xiàn)澆試件能夠提供一些失效的信號。

圖5 現(xiàn)澆試件與預制試件破壞模式對比Fig. 5 Comparison of failure modes between cast-in-place specimens and prefabricated specimens

由表5中ECC(X)–XPS(50)、ECC(X)–XPS(70)和ECC(X)–XPS(100)試件的試驗結(jié)果可見，隨著保溫層厚度的增加，ECC–XPS試件的極限承載力和抗剪強度降低，并且厚度越大承載能力降低的程度越顯著。其中，ECC(X)–XPS(70)試件和ECC(X)–XPS(100)試件的抗剪強度分別為0.120 MPa和0.069 MPa，相較于ECC(X)–XPS(50)試件分別降低了9.1%和47.7%。由圖4（b）可知：3類試件的曲線變化趨勢基本一致，并且保溫層厚度為50和70 mm的試件在線性上升段的剛度相差不大，但是保溫層厚度為100 mm的試件的剛度遠小于其余兩類試件，說明隨著保溫層厚度的增加，試件在線性上升段的剛度的下降幅度增大；保溫層厚度為50 mm試件在達到極限荷載時的滑移量最大，而保溫層厚度為70和100 mm試件的滑移量相差不大，說明隨著保溫層厚度的增加，保溫層厚度對極限荷載對應滑移量的影響減?。辉谙陆惦A段，3類試件都有明顯的損傷傳遞過程，并且達到極限荷載后的延性隨著保溫層厚度的增加而減小，但是這種下降的程度并不顯著。此外，由于沒有設置連接件，這3類試件依舊屬于脆性破壞。

由表5中ECC(X)–XPS(70)和ECC(X)–XPS(70)–BFRP(90)試件的試驗結(jié)果可見，連接件的存在能夠有效提高ECC–XPS試件的極限承載力和抗剪強度，其中ECC(X)–XPS(70)–BFRP(90)試件的抗剪強度為0.166 MPa，相較于無連接件試件提高了38.3%。由圖4（c）可知：在線性上升階段和下降段，兩類試件的荷載–滑移曲線的斜率基本一致，說明設置90°連接件不會改變試件上升段的剛度；然而，設有90°連接件的試件不僅增加了滑移段，還存在強化階段和“雙峰”現(xiàn)象，說明連接件的存在能夠顯著提高試件達到極限荷載后的延性，并且黏結(jié)界面的失效會受到連接件的抑制，延緩了界面破壞的發(fā)生；在達到第2個峰值后，黏結(jié)界面的破壞程度進一步加大，荷載再次下降，之后剪切力幾乎完全由連接件承擔，直到連接件發(fā)生斷裂、劈裂、拔出破壞，試件失效。上述的“雙峰”現(xiàn)象是由于黏結(jié)界面開始發(fā)生破壞后，連接件對試件承載能力的貢獻逐漸增大，其自身承載能力的發(fā)揮也逐漸提升，因此隨著位移的增加，荷載值再次增大。此外，設有連接件的試件在達到極限荷載后的滑移量約為無連接件試件的6倍，并呈現(xiàn)出延性破壞特征，因此為了提高實際工程應用的安全性，應盡量在夾心保溫墻板中設置一定數(shù)量的連接件。

由表5中ECC(X)–XPS(70)–BFRP(90)、ECC(X)–XPS(70)–BFRP(60)和ECC(X)–XPS(70)–BFRP(45)試件的試驗結(jié)果可見，隨著連接件角度的減小，ECC–XPS試件的極限承載力和抗剪強度逐漸增大。其中，連接件角度為60°和45°試件的抗剪強度分別為0.217和0.351，相較于連接件角度為90°試件分別提高了30.7%和89.8%。根據(jù)2.1節(jié)的分析，試件的破壞模式會隨著連接件角度的變化而變化。由圖4（d）可知：在線性上升段，荷載–滑移曲線的斜率隨著連接件角度的減小而增大，說明降低連接件角度能夠有效提高試件的抗剪剛度；在達到極限荷載時，3種試件的滑移量基本相同，說明極限荷載所對應的滑移量與連接件角度無關；在下降段，連接件角度為60°試件的荷載–滑移曲線斜率最大，這是因為該類試件的破壞模式為ECC板彎折破壞，其斜率取決于ECC板的抗彎剛度，而不是黏結(jié)界面的抗剪剛度；在滑移段，除了連接件角度為60°的試件，其余兩類試件均存在強化階段，這是因為該類試件在連接件發(fā)揮增強作用之前，ECC板便率先發(fā)生了彎折破壞。同時，改變連接件的角度會改變連接件的受力，90°連接件在加載過程中僅受到了彎矩和剪力作用，而45°和60°連接件會受到軸力、剪力和彎矩的作用，并且相同外荷載作用下45°連接件受到的軸力會更大，剪力和彎矩會更小。因此，即使BFRP筋具有非常優(yōu)越的軸向拉伸性能，但試件在連接件充分發(fā)揮其延性之前便率先發(fā)生了界面破壞，這便造成了試件的延性隨著連接件角度的減小而降低的結(jié)果。

2.4 ECC–XPS試件韌性分析

在雙面剪切試驗中，除了ECC–XPS試件的承載能力、破壞模式和變形外，其達到峰值后的耗能能力也是評價結(jié)構(gòu)界面黏結(jié)性能的重要指標。韌性指數(shù)能夠反映試件破壞所需的能量和界面黏結(jié)性能的關系，因此基于Kanda等[14]提出的耗能理論，引入韌性指數(shù) （toughness index，TI）來進一步分析試件的黏結(jié)性能。計算公式為：

表6為不同類型ECC–XPS試件的韌性指數(shù)計算結(jié)果。

表6 ECC–XPS試件韌性指數(shù)Tab. 6 Toughness index of ECC–XPS specimens

由表6可知：隨著保溫層厚度的增加，ECC(X)–XPS(50)、ECC(X)–XPS(70)和ECC(X)–XPS(100)試件的韌性降低，并且厚度越大韌性降低的幅度越大；而對于ECC(Y)–XPS(70)和ECC(X)–XPS(70)試件，采用現(xiàn)澆方式制作ECC–XPS試件能夠大幅度提升試件的韌性，其韌性指數(shù)約為預制試件的10倍；對于ECC(X)–XPS(70)和ECC(X)–XPS(70)–BFRP(45)試件，添加連接件能夠有效提高試件的韌性，后者的韌性指數(shù)約為前者的9倍；對于ECC(X)–XPS(70)–BFRP(45)、ECC(X)–XPS(70)–BFRP(60)和ECC(X)–XPS(70)–BFRP(90)試件，隨著連接件角度的增大，試件的韌性也不斷增大，這與表5中所得到結(jié)果基本一致。從韌性指數(shù)方面來看，設有90°連接件的試件的韌性最好，設有60°連接件的試件次之，最后是45°連接件，但是綜合比較三類試件的承載能力、破壞模式和韌性，建議選擇45°作為連接件的嵌入角度。這是因為：對于連接件角度為90°的試件，不僅承載能力較差，破壞模式也不太穩(wěn)定，并且不能發(fā)揮出BFRP筋優(yōu)良的抗拉性能，因此不適合選用90°嵌入角度。對于連接件角度為60°的試件，雖然承載能力和韌性指數(shù)均較高，但是該類試件的破壞模式為ECC面板受彎破壞，由于面板破壞后對內(nèi)部保溫材料的保護會顯著降低，從而失去ECC材料自身的優(yōu)勢，而且面板破壞還有脫落的風險，因此60°也不是連接件嵌入角度的最優(yōu)選擇。而對于連接件角度為45°的試件，雖然其韌性指數(shù)較低，但是其承載能力很高，且破壞模式穩(wěn)定，全為界面破壞。同時，在實際工程中外面層在重力荷載作用下的位移不應高于2.54 mm，以免窗戶發(fā)生破壞，而在該范圍內(nèi)連接件角度為45°的試件的性能最好，因此建議選用45°作為連接件的嵌入角度。

3 ECC–XPS夾心保溫墻板的抗剪承載力計算公式

夾心保溫墻板抗剪承載力計算公式的推導過程在文獻[25]中已經(jīng)進行了詳細的分析，此處不再贅述。但是由于保溫材料的不同，有必要對之前提出的計算公式進行修正，即保溫層對于抗剪承載力的貢獻進行修正。計算公式如下：

式中：Fin為ECC板與保溫層之間的界面黏結(jié)力，kN；Gin為保溫材料的剪切模量，XPS材料為7.27 MPa；Ain為保溫層剪切面的面積，mm2（等于bh，b為剪切面寬度，h為剪切面高度）；L為保溫層厚度，mm；δ1為相對滑移量，選荷載–滑移曲線中第1個峰值荷載對應的滑移值，mm；λ為保溫層厚度影響系數(shù)，通過試驗結(jié)果擬合獲得，其表達式為：

4 結(jié) 論

1）降低保溫層厚度能夠提升ECC–XPS試件的抗剪承載力和黏結(jié)性能，但是保溫層厚度較低會影響墻體的保溫性能，因此合理選擇保溫層厚度至關重要。

2）連接件的存在能夠有效提高ECC–XPS試件的界面黏結(jié)性能和延性，還能改善試件的脆性破壞特征；連接件的嵌入角度能夠改變試件的破壞特征，嵌入角度越小試件的極限承載力和抗剪強度越高，但延性會降低。

3）綜合比較不同處理方式下的試件抗剪性能，其優(yōu)劣順序為：嵌入連接件角度45°>嵌入連接件角度60°>嵌入連接件角度90°>保溫層厚50 mm>保溫層厚70 mm>保溫層厚100 mm>預制。

4）加入連接件能夠有效提高ECC–XPS試件的韌性，并且隨著連接件角度的增大，韌性的提升效果越好。

5）由于無連接件試件的ECC面層與XPS保溫層間的界面黏結(jié)性能較差，并且呈現(xiàn)出脆性破壞特征，因此提高保溫材料本身的抗剪性能，改善面層之間的黏結(jié)效果和脆性破壞特征是日后研究的重點。