预制复合保温墙体抗火性能试验研究

朱筱俊 李向民 杨 建 梁书亭 魏少林 许清风

(1东南大学建筑设计研究院有限公司, 南京 210096)(2上海市建筑科学研究院上海市工程结构安全重点实验室, 上海 200032)(3东南大学土木工程学院, 南京 210096)

预制复合保温墙体抗火性能试验研究

朱筱俊1李向民2杨 建3梁书亭3魏少林3许清风2

(1东南大学建筑设计研究院有限公司, 南京 210096)(2上海市建筑科学研究院上海市工程结构安全重点实验室, 上海 200032)(3东南大学土木工程学院, 南京 210096)

为了研究由内、外叶钢筋混凝土墙板、不同保温材料板及钢套筒连接件组成的预制复合保温墙体的抗火性能,对4个预制复合保温墙体试件进行了单面受火试验．根据测得的墙体截面温度场分布,分析了不同保温材料及保温层厚度的保温隔热性能,观察了试件的破坏过程,对比了各试件面外挠度随时间变化的关系,并对混凝土墙板进行了钻孔取芯分析．试验结果表明:最大挠度值随受火时间的增加而显著增大,墙体施加轴压比0.2的轴向荷载,其墙面外挠度值有减小趋势,EPS板厚度相差20 mm对挠度几乎没有影响,采用XPS板的挠度值较EPS板的小;沿截面厚度方向温度场呈非线性分布,背火面温度普遍较低,均不超过100 ℃;钻孔取芯发现迎火面芯块呈褐红色,XPS板及EPS板灾后呈熔化状态．

预制;保温墙体;抗火试验;挠度;温度场

预制复合保温墙体可实现预制、承重、保温节能于一体,在我国的研究与应用越来越广泛,但随之而来的建筑火灾隐患也增大．Woltman等[1]采用热箱装置对混凝土夹心墙板进行了耐火性能研究,发现内保温泡沫层的导热系数对墙体的耐火性能有着极为重要的影响．Zhang等[2]对比分析了石膏灰泥、玻璃镁和轻质硅酸钙玻的热学性能,结果表明璃镁具有最佳的防火隔热性能．Pereira等[3]测试和评价了混凝土夹心墙组件的耐火性能,发现PET泡沫熔化后留下了一种黏性的黑色物质,而EPS泡沫塑料在完全热分解后没有残留．Fernando 等[4]研究了膨胀聚苯乙烯(EPS)轻质混凝土夹芯墙板的结构可行性,指出EPS墙体可作为单层和多层结构的承重墙．Xiao等[5]对3个预制高强混凝土剪力墙和一个预制再生混凝土墙板进行了低周反复试验研究,结果表明再生混凝土板可以减少60%以上的混凝土剥落．李志杰等[6]研究了内、外叶钢筋混凝土墙板、无机保温砂浆板及FRP连接件组成的预制混凝土无机保温夹心外墙的抗火性能,研究结果表明沿墙体截面厚度方向温度场呈非线性分布,外叶墙距迎火面30 mm范围内,温度梯度较大,而内叶墙温度受火灾影响较小．李志杰等[7]还对预制复合保温墙体的3种板缝构造(无填充材料、填充PE棒泡沫条以及填充岩棉条)的抗火性能进行了试验研究,结果表明无填充材料的板缝构造抗火性能较差,不能满足抗火安全性要求,填充岩棉条或PE棒泡沫条的板缝构造具有较好的抗火安全性．王宏等[8]在分析钢筋混凝土结构热传导的机理基础上,利用 ANSYS有限元软件模拟计算了火灾作用下钢筋混凝土楼板截面温度,对钢筋混凝土楼板温度场分布规律进行了讨论．吴洁等[9]通过有限元软件 ABAQUS,对火灾下金属面夹心板的温度应力和耐火性能进行了研究．《预制混凝土夹心保温外墙板应用技术规程》(DG/TJ 08-2158—2015)对预制混凝土复合保温墙体的防火设计进行了相关规定,并给出了保温材料热工系数的具体计算方法[10]．国内外对预制复合保温墙体的保温、隔热及抗火性能有了一定的研究,但通过试验详细分析其在火灾作用下的损伤过程、温度场分布及挠度变化规律等的研究尚且不足．

本文对4个预制复合保温墙体试件进行了单面受火的试验研究,观察了其破坏过程,测试了其面外挠度、截面温度场分布,并对混凝土墙板进行了钻孔取芯分析．本文的研究成果可为预制复合保温墙体耐火设计提供参考．

1 试验方案

1.1 试件设计

本次试验共设计4个预制复合保温混凝土剪力墙DW1～DW4．所有试件的外形尺寸均相同,试件顶部设计横梁以模拟实际结构中现浇楼板对墙体的约束,底部设计了刚度较大的基础,模拟实际工程中的底梁,同时也为了墙体能够竖向放置,便于运输．DW1,DW2和DW4不同之处在于改变了夹心材料种类,DW2与DW3不同之处在于EPS板厚度．DW1,DW2,DW4两侧混凝土墙板厚度均为100 mm,DW3两侧混凝土墙板厚度均为90 mm,墙体使用混凝土等级为C25．本文给出试件DW1,DW2,DW4的具体参数,其几何尺寸及配筋如图1所示,各试件编号及主要参数如表1所示．

图1 试件DW1,DW2,DW4尺寸和配筋图(单位:mm)

试件名称受火时间/min夹心层厚度/mm夹心材料种类轴压比轴压力/kNρh/%ρv/%DW112040XPS0.212000.030.45DW212040EPS0.212000.030.45DW312060EPS0.212000.030.45DW418040岩棉0.030.45

注:ρh,ρv分别为构件水平钢筋和竖向钢筋配筋率．

1.2 试件制作

本试验中的预制剪力墙采用套筒浆锚连接的方法,如图2所示,即在预制剪力墙体与底座相连的位置先预埋铸铁套筒,连接钢筋插在套筒中,连接钢筋按照规范要求留出一定长度与墙体竖向钢筋锚固．为了保证墙体精确制作和完成,在浇注混凝土时需分批浇注，即先浇注一侧墙板,然后等到混凝土初凝有了一定的硬度之后再进行第2批次的浇注,同时浇筑两侧墙板,避免中间夹心材料出现漂浮问题．将底座和上部墙体分开浇注,待达到设计强度的70%后进行吊装,吊装时将底座预留钢筋插入上部套筒中,然后在套筒中灌入灌浆料,待灌浆料凝固后通过钢筋与灌浆料之间的黏结力以及上下部之间灌浆料的黏结力将上下两部分黏结起来．

图2 预制剪力墙套筒浆锚连接图

1.3 试验设备与装置

单面受火预制复合保温墙体的抗火性能试验在东南大学土木交通试验室进行．试验仪器采用水平火灾试验炉,如图3(a) 所示．墙体水平放置,在水平方向利用千斤顶、钢绞线、锚具等预应力加载系统对墙体施加轴向荷载,并通过控制油压保持荷载恒定,在钢绞线的外边涂防火涂料,来保证在火灾试验过程中钢绞线的性能稳定,如图3 (b) 所示．升温制度采用ISO-834国际标准升温曲线,根据《建筑设计防火规范》(GB 50016—2014)对墙体燃烧性能和耐火极限的规定[11],DW1,DW2,DW3墙体的火灾时长为2 h．DW4墙体进行耐火极限试验,但考虑到水平火灾炉承受能力,受火时间为3 h．

(a) 水平火灾试验炉(b) 试件放置

1.4 位移和温度测量以及测点布置

在墙体顶端、中部和底端位置各布置一个位移计(见图4(a)),用来测量火灾和轴压共同作用下构件的墙外挠度变形．通过布置热电偶来测量墙内的温度,平面上共布置4个点位,每个点位沿墙厚度方向由迎火面到背火面布置5个热电偶,共20个热电偶(见图4(b))．每个热电偶的编号由点位号和热电偶沿墙厚的位置组成,如点位2中的5个热电偶编号依次为2-1～2-5,如图4(b)所示,其中热电偶2-1距离墙体迎火面10 mm,热电偶2-2距离中间夹心材料层迎火面边缘约10 mm,热电偶2-3布置在夹心材料中间的部分,以测量保温部分的温度,热电偶2-4在距离夹心材料背火面边缘10 mm的位置,热电偶2-5在距离背火面10 mm的位置．其他热电偶的编号及位置参照点位2．

(a) 位移计布置图

(b) 热电偶布置图

2 温度场分析

图5为火灾试验时的设计升温曲线和炉膛内实际升温曲线,4个构件的实际升温曲线均类似．

图5 设计温度值和实际温度值曲线对比

由于每个构件4个点位温度比较接近,因此本文选取点位1和点位2中热电偶的温度值进行对比分析．试件DW1～DW4中点位1和点位2中热电偶温度变化规律如图6所示．

从图6可看出:沿截面厚度方向温度场呈非线性分布;除了距迎火面10 mm的测点2-1升温速率较快,其余测点升温速率较小;测点温度与迎火面距离呈反比关系;背火面温度普遍较低,没有任何一个测点温度超过100 ℃,说明该墙体具有很好的防火性能．

4个构件在受火时间均为120 min时,温度场随墙厚(从迎火面到背火面)的变化趋势线如图7所示.

对图6和图7中各个试件的数据进行分析对比,可得到以下结论:

(a) DW1

(b) DW2

(c) DW3

(d) DW4

图7 温度场随墙厚的变化趋势

1) 在相同受火时间的情况下,迎火面温度随着距迎火面边缘距离的增加快速下降;而在背火面,温度下降幅度缓慢．这说明4个构件的隔热层均起到良好的隔热作用．

2) XPS板隔热性能优于EPS板．在迎火面,DW1和DW2温度相近,在墙体中间部位,由于XPS板和EPS板均熔化收缩,温度曲线有一部分较为平坦,此时中部的材料层变为受热的空气层和水汽层,大量的水蒸气在此区间形成对流,并从试件背火面的出气孔喷出．出气孔的存在降低了试件中间部位和背火面的温度．DW1背火面的温度低于DW2的温度．虽然XPS和EPS两种材料都会熔化,XPS板熔化后收缩粘贴在背火面的墙板上,形成了一层隔热膜层,该膜导热系数小,会减少墙体背火面的温度．

3) 保温材料越厚隔热效果越好．构件DW3除了迎火面的温度数值与DW2近似外,其他测点位置的热电偶温度数值均低于DW2测点的温度数值．这主要是因为混凝土的传热系数和比热均大于保温材料和空气层．

4) 岩棉的隔热效果最好．构件DW4受火3 h,试件背火面的温度未达到100 ℃,证明该墙体具有较好的抗火性能．岩棉熔点将近1 000 ℃,因此整个过程中岩棉没有明显的物理性质变化．且DW4在火灾进行到2 h后,各热电偶的温度数值也低于同一位置的DW1,DW2,DW3的温度值,证明其防火性能优于前3种墙体．

3 试验现象及结果分析

试验过程中可以通过观察4幅预制复合保温墙体非受火面的变化情况分析试件的抗火性能．

3.1 水蒸气

点火开始5 min左右,有白色水蒸气出现,如图8(a)所示．25～30 min左右,中间排气孔有水开始溢出,随着温度不断增加,40 min左右,排气孔大量喷出水蒸气,越来越多的液态水从各个排气孔以及预制构件连接部位溢出,如图8(b) 所示．随着时间增加,试件中部挠度越来越大,试件中部下沉,水全部向构件中部集中,如图8(c)所示．DW4墙体受火时间为3 h,在140 min左右,墙体背火面水分开始逐渐减少,170 min左右,墙体背面中部只剩下几道水痕,此时混凝土中的游离水以及饱和水几乎全部析出,构件中部也能够明显看到构件的下沉,如图8(d)所示．

(a) 水蒸气出现(b) 各个排气孔喷气

(c) 试件中部聚集水(d) 水蒸气消失

3.2 爆裂及开裂现象

混凝土的爆裂发生在受火10～20 min之间．构件的爆裂与构件的保温板类型相关,构件DW2和DW3在墙体受火面的上、下部各有1处明显的爆裂,构件DW1只在中部有2处轻微的爆裂,钢筋并未露出,构件DW4没有明显的爆裂现象, 只有混凝土表面的脱落,露出了骨料、石灰石等．此外,构件的爆裂与其是否受到轴向压力相关,构件DW1,DW2,DW3均承受轴向压力,都有爆裂现象,DW4没有受到轴向压力的作用,没有明显的爆裂现象．

混凝土构件在受火时,构件中部会出现几条水痕,这些水痕就是裂缝出现的位置．4个构件的主要裂缝部位在暗柱边缘,其主要原因为：暗柱刚度较大、承受轴向荷载较大、配筋率较大,高温下钢筋变形也比较大;此外,试件中部出现了几条较大的横向裂缝．试件在高温下中部会有挠度产生,在火灾试验结束后,这些变形又将逐渐恢复,此时变形导致混凝土受损的部位产生裂缝．有无轴向荷载对构件也会产生一定的影响．DW1,DW2,DW3由于有轴向荷载的作用,墙表面的裂缝明显比DW4要多一些．构件的裂缝在墙体中间位置有几条横向和竖向的较长裂缝,这些裂缝位置一般也处在对应墙体钢筋的上方．图9以DW1和DW2为例展示了其受火面和背火面的破坏情况及裂缝分布．

试件的裂缝不仅出现在试件背部,在构件侧面构件上部墙板与下部支座连接的地方,即坐浆层的部位也有裂缝出现,裂缝的产生不仅是由于高温的影响,也由于构件承受轴向荷载导致暗柱部位有一定的损伤,如图10(a)所示．试验结束以后,在墙体的侧面明显能够看到一道道白色的印痕,如图10(b)所示,这些白色印痕由墙体受火面延伸到墙体背火面,这主要是由于墙体在高温下混凝土中的石灰石与水分同时析出造成的．

(a) DW1受火面(b) DW1背火面

(c) DW2受火面(d) DW2背火面

(a) 坐浆层部位裂缝(b) 侧面裂痕

3.3 墙体面外挠度分析

每个构件均有3个测点,沿墙底到墙顶分别将其编号为点1、点2、点3．在试验中记录了升、降温阶段的时间-挠度曲线,如图11所示．

图11为试件DW1～DW4从试验开始到熄火90 min后的挠度变化曲线．由图可看出预制复合保温墙体受火时挠度变化的一般规律:曲线分为上升段和下降段,上升段和下降段之间会有一个较小的平滑过渡区．受火30 min之内,挠度迅速增加,随后增长幅度有所放缓,试验后期挠度的增长趋于平缓,从熄火前15 min直到熄火的时间段内,试件挠度几乎维持不变,熄火后试件挠度开始逐渐恢复,但是恢复速率较缓慢．表2给出了4个试件在火灾试验过程中各阶段的挠度值及挠跨比．

(a) DW1

(b) DW2

(c) DW3

(d) DW4

表2 试件平面外挠度对比

注:挠跨比为构件平面外挠度和跨度(2 500 mm)的比值．

根据试验结果,各个因素对构件挠度的影响如下:

1) 受火时间．受火时间对试件挠度变化有一定的影响．DW4受火时间较前3个构件增加了60 min,构件DW4相对于DW1, DW2, DW3的最大挠度值分别增大了51.7%, 41.9%, 41.7%．熄火90 min,构件DW4相比DW1,DW2,DW3的最大挠度值分别增大了68.4%,88.2%,113.3%．受火时间越长,构件挠度变化越大,而且熄火后挠度恢复得也较慢．

2) 轴压力的影响．不受轴向作用的构件DW4产生的挠度比构件DW1，DW2，DW3大．构件DW4在受火120 min时挠度值为37.2 mm,DW1为28.8 mm,DW2为30.4 mm,DW3为30.2 mm.相对于构件DW1, DW2和DW3, 构件DW4挠度值分别增大了29.2%，22.4%和23.2%．

3) 墙体厚度的影响．相同保温材料下板厚相差20 mm时,墙体挠度几乎没有差别．构件DW2和构件DW3墙体夹心保温材料相同,保温板厚度相差20 mm,挠度相差1 mm．

4) 保温材料的影响．夹心保温板为XPS板的墙体挠度比EPS板小．构件DW1保温材料为XPS板,XPS板熔点较高,保温性能较好,在升温阶段墙体挠度变化比DW2的小．

3.4 钻孔取芯分析

根据夹心保温材料的物理性质,EPS板在温度达到100 ℃时开始收缩,XPS板在温度达到130 ℃左右开始收缩,中间测点的试验温度几乎都在100 ℃以上.为进一步了解内部材料熔化情况,在试验结束后,对每个构件的中部进行钻孔取芯分析．

对DW1钻孔取芯发现XPS板已熔化凝结成薄片(见图12(a)),且XPS薄片已经全部粘贴于背火墙面上．造成以上现象的主要原因是:XPS板经长时间受热后熔化,熔化之后成液态,液态本应该下沉在迎火面的混凝土面层,随着温度的升高,中间的夹心层完全变为空气层,此时液态的XPS板转变为气态状,然后热空气上升,最终气态状态的XPS板悬浮粘贴在背火面的混凝土墙板上侧,最终随着温度的降低,XPS板凝结成薄片状．对DW1钻孔取芯还发现迎火面的芯块颜色变暗,呈褐红色,背火面芯块未产生明显变化(见图12(b))．

(a) 迎火面内部XPS板熔化图(b) 钻孔所取芯块试样图

构件DW2和DW3的夹心材料为EPS,其熔点较低,DW3保温材料EPS厚度为60 mm,而DW2保温材料EPS厚度为40 mm．通过对试件钻孔可以看到钻孔部位周围EPS保温材料全部粘贴在背火面的混凝土墙板上边,且EPS保温材料全部熔化为颗粒状,DW2和DW3现象基本一致,DW2内部EPS熔化图如图13(a)所示．此外,与DW1相似,DW2和DW3迎火面的混凝土全部被烧成褐红色,背火面变化不明显．构件DW4保温材料为岩棉,岩棉熔点较高,所以试验结束之后中间岩棉材料还没有熔化,仍然完全粘贴在混凝土面层上,如图13(b)所示．

(a) DW2内部EPS熔化图(b) DW4芯块试样表面现象图

4 结论

1) 火灾过程中,预制复合保温墙体溢出大量的水,且以水蒸气的形式排干;混凝土发生爆裂现象,导致钢筋直接暴露在火中;在墙体背火面,暗柱部位裂缝较多;EPS板和XPS板在试验中熔化．

2) 最大挠度值随受火时间的增加而显著增大,墙体施加轴压比0.2的轴向荷载,其墙面外扰度值有减小趋势,EPS板厚度相差20 mm对扰度几乎没有影响,采用XPS板的挠度值较EPS板的小;沿截面厚度方向温度场呈非线性分布,背火面温度普遍较低,均不超过100 ℃．

3) 对试验后构件钻孔取芯发现EPS和XPS保温板均熔化,岩棉保温板良好．XPS保温板熔化后呈薄片状,EPS保温板熔化后呈白色颗粒状,均粘贴在试件背火面;迎火面芯块呈褐红色．

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Experimentalstudyonfireresistancebehaviorsofprefabricatedcompositethermalinsulationwalls

Zhu Xiaojun1Li Xiangmin2Yang Jian3Liang Shuting3Wei Shaolin3Xu Qingfeng2

(1Architects & Engineers Co., Ltd, Southeast University, Nanjing 210096, China) (2Shanghai Key Laboratory of Engineering Structure Safety, Shanghai Research Institute of Building Sciences, Shanghai 200032, China) (3School of Civil Engineering, Southeast University, Nanjing 210096, China)

To investigate the fire resistance behaviors of the prefabricated composite thermal insulation wall which is composed of inner and outer concrete wythes, different types of insulation boards and steel sleeve connectors. Four prefabricated composite thermal insulation walls subjected to the fire exposure on one side were tested. The thermal insulation properties of different insulation materials and insulation layer thicknesses were analyzed and compared based on the measured characteristics of the temperature field distributions of the walls. Besides, the failure process of the specimens was observed, and the relationship between the out-of-plane displacement and time was compared. The damages of different thermal insulation materials were analyzed by the drilling-core tests. The experimental results show that the maximum lateral deformation of the walls increases with the fire exposure time; when the axial compression ratio is 0.2, the deflection decreases; the lateral deformations of the two walls with different thicknesses of EPS (expandable polystyrene) boards (40 or 60 mm) are almost the same. Compared with the EPS board, the lateral deformations of walls using the XPS (extruded polystyrene) board are smaller. The distribution of the temperature field along the thickness is nonlinear, and the temperature of the unexposed side is less than 100 ℃, much lower than that of the exposed side. The drilling-core test shows that the core from the exposed side is reddish brown, and both the EPS board and XPS board are in the melt state.

prefabricated; insulation wall; fire text; lateral deformation; temperature field

10.3969/j.issn.1001-0505.2017.06.020

TU317;TU375

A

1001-0505(2017)06-1208-08

2017-03-22.

朱筱俊(1972—)，男，博士，研究员级高工，496380566@qq.com.

国家重点研发计划资助项目(2016YFC0701703)、上海市科委课题资助项目(15DZ1203506，16DZ1201805)、中央高校基本科研业务费专项资金和江苏省普通高校研究生科研创新计划资助项目(KYLX16_0257)、江苏省高校自然科学基金面上项目(2016TM045J).

朱筱俊,李向民,杨建,等.预制复合保温墙体抗火性能试验研究[J].东南大学学报(自然科学版),2017,47(6):1208-1215.

10.3969/j.issn.1001-0505.2017.06.020.