譚儼珂，喻啟杭，張其林，*，劉怡吟，常治國

（1.同濟大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海 200092；2.上海同磊土木工程有限公司，上海 200092）

隨著裝配式建筑相關(guān)概念的不斷深化，具有良好環(huán)保節(jié)能性能，與后期裝飾工程一體化完成，不主要承受結(jié)構(gòu)荷載的建筑外墻板成為了裝配式技術(shù)應(yīng)用最為廣泛的領(lǐng)域之一［1］.裝配式復(fù)合外墻板通過設(shè)置多個功能面層實現(xiàn)其保溫、防火、隔聲、裝飾等功能［2］.其中，熱工性能是保證建筑圍護結(jié)構(gòu)節(jié)能環(huán)保最為重要的指標(biāo)之一［3-4］.

目前在常見的復(fù)合外墻板體系中充當(dāng)保溫隔熱材料的主要有：蒸壓加氣混凝土（ALC）、玻璃纖維氈（GF）等［5-7］.而擠塑聚苯乙烯泡沫塑料（XPS）作為一種有機材料，具有更高的絕熱性能和抗蒸汽滲透性能；但由于其可燃性，很難在建筑外墻板中單獨作為絕熱材料使用，致使其應(yīng)用范圍受限［8-9］.隨著XPS制作工藝更新迭代，通過添加氫氧化鋁等阻燃劑，可制備具有足夠耐火性能的B1級乃至防火性能更高的XPS板材，使XPS在建筑節(jié)能領(lǐng)域得到了更為廣泛的應(yīng)用［10］.

盡管XPS的使用性能較優(yōu)，但是其質(zhì)地較軟.為滿足作為外墻板的吊掛、抗折等基本要求，本文通過一系列改進的填充材料加固措施，同時考慮外墻板裝飾一體化的概念，提出了一種新型XPS復(fù)合外墻板（SP-X）體系.對于復(fù)合外墻板體系而言，單獨的填充材料熱工性能并不能證明其優(yōu)越性［11-13］，因而對墻板體系整體的熱工性能研究具有重要意義.本文通過防護熱箱法對XPS復(fù)合外墻板和傳統(tǒng)ALC復(fù)合外墻板（SP-A）進行熱工性能對比試驗，并通過試驗結(jié)果標(biāo)定有限元模型（FEA），進行參數(shù)化分析，以期獲得更為經(jīng)濟合理的復(fù)合外墻板形式.

1 試驗

1.1 新型復(fù)合外墻板構(gòu)造及試件信息

新型復(fù)合外墻板采用C120×60×20×3冷彎卷邊槽鋼作為水平龍骨并開孔，豎向龍骨采用F100×50×4冷彎矩形方鋼管，穿過水平龍骨所開孔，兩者通過螺栓固定并在角部加腋形成主體框架，鋼材均為Q345鋼.為使復(fù)合外墻板體系在吊裝和使用過程中發(fā)生彎折、碰撞時仍能正常工作，在龍骨外增加一層厚0.4 mm的壓型鋼板YX35-125-750以提高面外剛度，同時其表面可供各面層有效附著于主體結(jié)構(gòu)上.采用厚20 mm的B1級XPS板，通過“端部放大”的塑料螺釘固定以避免開裂和形成熱橋.內(nèi)、外飾面板分別用自攻螺釘安裝在龍骨內(nèi)側(cè)和XPS板外側(cè).復(fù)合外墻板四周采用垂直Z字形鋁制收邊件進行收邊并二次固定，試件尺寸為1.40 m×1.40 m×0.21 m.相鄰2塊外墻板單元的收邊件之間可形成安置防水膠條的空腔.收邊鋁件、壓型鋼板和內(nèi)部三級緊固件形成新型加勁體系，保證XPS絕熱性能正常發(fā)揮、各部件之間協(xié)同工作.復(fù)合外墻板體系的構(gòu)造見圖1.

圖1 復(fù)合外墻板體系的構(gòu)造Fig.1 Composite external wallboard structure

各材料熱物理參數(shù)如表1所示.由表1可見，XPS在密度、導(dǎo)熱系數(shù)和比熱容上均優(yōu)于ALC.

表1 各材料熱物理參數(shù)Table 1 Thermophysical parameters of materials

1.2 試驗方法

參照GB/T 13475—2008《絕熱穩(wěn)態(tài)傳熱性質(zhì)的測定標(biāo)定和防護熱箱法》，采用防護熱箱法對試件的熱工性能進行測定.當(dāng)防護熱箱中的冷、熱兩箱處于均勻溫度邊界條件時，通過測量箱內(nèi)空氣溫度、試件夾持框表面溫度和輸入冷、熱箱功率來計算試件傳熱，進而得到試件的熱工性能.在試件冷、熱箱內(nèi)按圖2所示各布置9個熱電偶（熱箱熱電偶為C1～C9，冷箱熱電偶為C10～C18）.同時，為提高試驗準(zhǔn)確性，避免熱量過多逸散，在試件周圍增加已知傳熱系數(shù)為0.037 W/（m2·K）的勻質(zhì)填充層進行封閉，其厚度為0.2 m，參與傳熱表面積為0.29 m2.根據(jù)試驗開始時冷、熱箱的溫度，通過控制熱箱加熱功率或冷箱降溫功率，使得冷、熱箱溫差維持在（40.0±1.0）℃，其中冷箱平均溫度為（-20.0±0.5）℃，熱箱平均溫度為（20.0±0.5）℃.待體系穩(wěn)定后（溫度保持恒定60 min以上），測量各表面溫度并計算試件傳熱系數(shù).采集頻率為1次/min，試驗總時長為600 min.

圖2 試驗設(shè)備及熱電偶布置Fig.2 Test equipment and layout of thermocouples（size：mm）

在測量大熱阻試件時，表面熱阻遠小于試件熱阻，即試件表面溫度與其所在側(cè)的箱內(nèi)溫度極為接近，經(jīng)由試件傳遞的熱流量ΦSP可按式（1）計算，圖2中TEX、TC、TH分 別 為 外 部 溫 度、冷 箱 溫度、熱箱溫度.

式中：Φ為加熱器加熱功率；ΦINS為試件周圍填充物熱流量；M1、M2分別為夾持邊框熱流系數(shù)和熱箱向外界傳熱的熱流系數(shù)，試驗前經(jīng)標(biāo)準(zhǔn)件標(biāo)定，分別為6.480、0.617 W/K分別為夾持邊框兩側(cè)平均溫差和熱箱內(nèi)外平均溫差.

試件傳熱系數(shù)K的表達式如下：

式中：ASP為試件表面積為冷、熱箱平均溫差.

2 參數(shù)化分析方法

為進一步優(yōu)化新型XPS復(fù)合外墻板的熱工性能，需對復(fù)合外墻板體系進行參數(shù)化分析.復(fù)合外墻板體系中存在較多可調(diào)整的構(gòu)造參數(shù)，諸如：龍骨間距、螺栓密度、各面層厚度等.合適的構(gòu)造參數(shù)組合在不影響其余使用性能的前提下既具有合理的自重和生產(chǎn)成本，也將帶來較高的熱工性能表現(xiàn).這對該新型復(fù)合外墻板的優(yōu)化設(shè)計具有重要意義.

熱力學(xué)有限元法是合適的參數(shù)化分析方法，復(fù)合外墻板的熱力學(xué)有限元模型首先應(yīng)按照試件的原型來建立并與試驗結(jié)果進行比對，進而再按照參數(shù)變化陣列來計算.參數(shù)化分析在Abaqus2016軟件中進行.采用瞬態(tài)熱傳遞（heat-transfer transient）分析步來模擬全過程試件熱傳遞，復(fù)合外墻板模型均采用1階實體熱傳導(dǎo)單元DC3D8進行建模.其中，由于試驗環(huán)境內(nèi)無強制氣流，考慮復(fù)合外墻板模型的內(nèi)外表面與冷、熱箱氣體之間發(fā)生表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)為25.000 W/（m2·K）的自由對流換熱（film condition）；同時考慮該部分由表面向外的熱輻射（radiation to ambient），取史蒂芬-玻爾茲曼常數(shù)為5.67×10-8W/（m2·K4），輻射率為0.93；試件內(nèi)部相互接觸的固體表面，如龍骨骨架與內(nèi)飾面板或壓型鋼板的連接處設(shè)置為綁定約束（tie），使其溫度變化在接觸面上連續(xù)；而試件內(nèi)部由空氣層隔開的多組表面，如由龍骨隔開的內(nèi)飾面板與壓型鋼板之間、壓型鋼板空腔與XPS保溫層之間的表面，均賦予其根據(jù)實際間距而變化的接觸對屬性（thermal conductance）.有限元模型網(wǎng)格及熱傳遞分析設(shè)置如圖3所示.

圖3 有限元模型網(wǎng)格及熱傳遞分析設(shè)置Fig.3 Model mesh and settings of heat transfer finite element analysis

對于只有幾何條件發(fā)生變化的各陣列參數(shù)化模型，將扣除損失的熱箱加熱功率及冷箱降溫功率均作為熱通量時間序列，施加在復(fù)合外墻板模型的對應(yīng)外表面上，同時考慮復(fù)合外墻板四周側(cè)面絕熱（損失熱量已經(jīng)排除），進行熱工性能分析.

3 結(jié)果與分析

3.1 結(jié)果驗證及熱工性能評估

3.1.1 溫度變化對比

ALC復(fù)合外墻板的溫度變化過程及數(shù)值模擬結(jié)果如圖4所示.由圖4可見：在試驗開始時，冷箱初始平均溫度為-10.2℃，熱箱初始平均溫度為24.3℃，故應(yīng)選擇對冷箱降溫的方式來控制ALC復(fù)合外墻板的溫差；在試驗的前200 min，對冷箱施加平均141 W的降溫功率，使得在試驗前2 h內(nèi)冷箱溫度急劇下降至-18.0℃.隨著冷箱溫度接近目標(biāo)值，降溫功率降低，冷箱降溫速率減慢，在之后的3 h內(nèi)逐漸降低至最低的-21.5℃，隨后由于降溫器退出工作而回溫.與之同步，由于溫差的存在，熱箱在試驗全過程中均向冷箱傳熱而使其自身降溫，由于兩側(cè)溫差在試驗前5 h內(nèi)均在40.0～45.0℃內(nèi)變化，溫度梯度變化不明顯，使得在ALC復(fù)合外墻板內(nèi)傳熱速率幾乎保持不變，即熱箱的降溫曲線基本為線性.

圖4 ALC復(fù)合外墻板的溫度變化過程及數(shù)值模擬結(jié)果Fig.4 Test and simulation results of temperature curve of ALC external wallboard

為使ALC復(fù)合外墻板的兩側(cè)溫度能在規(guī)定時間內(nèi)達到目標(biāo)值，在冷箱開始回溫之后，在約330 min時對熱箱輸入小幅加熱功率幫助其升溫，之后可發(fā)現(xiàn)，熱箱平均溫度呈較快速度上升，在1 h內(nèi)回升到21℃，同時冷箱溫度以較低速率恢復(fù)到略低于-20℃的水平.在試驗開始400 min后，停止所有外界功率輸入，經(jīng)過一段時間的傳熱和溫度波動，最終使得冷、熱箱溫度在8 h左右達到規(guī)定值并維持穩(wěn)定.

圖5為XPS復(fù)合外墻板的溫度變化過程及數(shù)值模擬結(jié)果.由圖5可見，冷箱初始溫度為-5.0℃，因此仍然采用給冷箱降溫的辦法對XPS復(fù)合外墻板進行試驗.考慮到XPS復(fù)合外墻板預(yù)估的熱工性能較好，能更好地阻止熱箱傳來的熱量，故而降低了降溫功率，以免冷箱因不能及時得到熱箱的熱能而迅速降溫，取平均降溫功率為76 W.盡管如此，圖5中XPS復(fù)合外墻板的冷箱溫度曲線仍然較ALC復(fù)合外墻板陡峭，這初步揭示了ALC復(fù)合外墻板傳熱速率低的性能，使得更大份額的降溫功率都只作用在了冷箱范圍內(nèi).冷箱在80 min內(nèi)溫度降到目標(biāo)值，降溫設(shè)備在120 min時關(guān)閉，此時冷箱溫度達到最低（-22.0℃）.

圖5 XPS復(fù)合外墻板的溫度變化過程及數(shù)值模擬結(jié)果Fig.5 Test and simulation results of temperature curve of XPS external wallboard specimen

同理，XPS復(fù)合外墻板熱箱的降溫速度也較ALC復(fù)合外墻板慢，在500 min后才從30.6℃降低為20.0℃.考慮到復(fù)合外墻板自身在試驗開始前未進行冷藏，其溫度與熱箱內(nèi)初始溫度較為接近，故在試驗初期，降溫曲線有一小段平直區(qū)，這是復(fù)合外墻板自身適應(yīng)溫差的過程.

將相同升、降溫過程的功率時程去除熱量損失后輸入有限元模型，得到冷、熱箱溫度的數(shù)值模擬結(jié)果（見圖4、5），其與試驗結(jié)果吻合較好，最終表面平均溫度相對誤差可控制在2%以內(nèi).

3.1.2 傳熱機制及熱工性能評價

無論是在ALC還是XPS復(fù)合外墻板試件中，由緊固件連接或膠接（外飾面砂漿層）的材料界面?zhèn)鳠峥偸强煊谟煽涨桓糸_的表面.這導(dǎo)致龍骨內(nèi)外側(cè)的材料層面中，高溫一側(cè)表面與骨架接觸的部位溫度較其余部位低；低溫一側(cè)接觸部位溫度較其余部位高，即內(nèi)部存在龍骨骨架的位置傳熱較快，形成了熱橋，如圖6所示.這種現(xiàn)象也出現(xiàn)在壓型鋼板內(nèi)外側(cè)層面上，與其接觸的XPS表面溫度較周圍位置低，但總的來看，由于壓型鋼板的波紋形狀，形成了交錯的天然空腔，其中的氣體能儲存大量熱量，使得該處的隔熱性能不顯著降低，體現(xiàn)了使用壓型鋼板來提供復(fù)合外墻板剛度的優(yōu)越性.在試件兩側(cè)，由于同時存在龍骨和壓型鋼板，形成了貫通的熱橋，熱能可以避開空腔，在彼此連接的鋼材上流動，故而在所有界面上，兩側(cè)的溫度梯度均較高.

圖6 墻體內(nèi)部溫度云圖Fig.6 Temperature cloud images of the wallboards

由圖6可見，與同等厚度的ALC保溫層相比，XPS保溫層及其支撐層（壓型鋼板）能夠控制的溫差更大，絕熱性能更好，參照GB50176—2016《民用建筑熱工設(shè)計規(guī)范》，計算2種復(fù)合外墻板整體傳熱系數(shù)，結(jié)果見表2.由表2可見：2種復(fù)合外墻板整體傳熱系數(shù)均滿足規(guī)范要求（小于1.0 W/（m2·K））；且與傳統(tǒng)ALC復(fù)合外墻板相比，新型XPS復(fù)合外墻板的傳熱系數(shù)要低40%左右.

表2 2種復(fù)合外墻板整體傳熱系數(shù)Table 2 Heat transfer coefficient of the two composite external wallboards

3.2 構(gòu)造參數(shù)對熱工性能的影響

3.2.1 龍骨間距的影響

對新型XPS復(fù)合外墻板，在同樣大小的墻板單元下分別等距布置2～5道豎向龍骨，以探究龍骨處形成的熱橋數(shù)量對絕熱性能的影響，得到墻板兩側(cè)表面溫度隨龍骨間距的變化，結(jié)果見圖7.由圖7可見，熱箱側(cè)的最高溫度及最低溫度均處于穩(wěn)定水平，這是由于內(nèi)飾面板較薄，且緊挨骨架，其溫度直接取決于各位置內(nèi)部是否有龍骨穿過（熱橋）而與龍骨數(shù)量關(guān)系不明顯，但隨著龍骨間距的增大，低溫區(qū)域面積減小，高溫區(qū)域面積增大，導(dǎo)致平均溫度上升；隨著龍骨間距的增大，冷箱側(cè)的最高溫、最低溫及平均溫度都有所降低，這是由于XPS保溫層對熱流進行了有效疏導(dǎo)和過渡，使得冷箱側(cè)溫度分布更加均勻；熱箱側(cè)平均溫度上升、冷箱側(cè)平均溫度下降，導(dǎo)致墻板兩側(cè)平均溫差隨龍骨間距增大而增大，即龍骨數(shù)量的減少有利于墻板隔熱，但在間距大于1 000 mm后該有利效果不明顯，即間距1 000 mm以上的骨架不會因自身熱橋而顯著降低復(fù)合外墻板體系的熱工性能.

圖7 墻板兩側(cè)表面溫度情況隨龍骨間距的變化Fig.7 Change of temperature with distance of keel

3.2.2 面層厚度的影響

在原有的新型XPS復(fù)合外墻板基礎(chǔ)上，分別為XPS保溫層、內(nèi)飾面板、外飾面板增厚5、10、20 mm，得到墻板兩側(cè)平均溫差隨各面層厚度的變化，如圖8所示.由圖8可見：在同等增厚幅度下，增厚XPS保溫層帶來的絕熱效果遠高于增厚其他面層，提高幅度約為其他面層的6倍；但是隨著XPS保溫層厚度的增加，復(fù)合外墻板整體的隔熱性能提升速率減緩，表現(xiàn)出非線性.這是因為在中間保溫層隔熱性能提升的情況下，從墻板邊緣熱橋處通過的熱能逐漸占據(jù)主導(dǎo)地位，使得墻板的隔熱性能不能隨保溫層厚度增加而無限提高.由圖8亦可見：提高內(nèi)、外飾面板的厚度也可提高絕熱性能，但提升幅度較小；且由于內(nèi)、外飾面板材料自身的熱物理參數(shù)接近，因此其對XPS復(fù)合外墻板熱工性能的提升幅度也接近.

圖8 溫差-面層增厚曲線Fig.8 Curves of temperature difference to layer thickness

4 結(jié)論

（1）提出了一種基于XPS的新型復(fù)合外墻板體系，與傳統(tǒng)ALC復(fù)合外墻板對比，采用防護熱箱法試驗研究了其熱工性能，并用有限元模型進行了驗證.

（2）新型XPS復(fù)合外墻板體系冷箱溫度達到最低值的速度較ALC復(fù)合外墻板要快，而熱箱降溫速度較ALC復(fù)合外墻板要慢.與ALC復(fù)合外墻板相比，XPS復(fù)合外墻板的傳熱系數(shù)降低了40%左右，且試驗結(jié)果與有限元模擬結(jié)果吻合較好.

（3）經(jīng)由保溫層有效平衡熱流，XPS復(fù)合外墻板高溫側(cè)溫度分布較低溫側(cè)差異要大.其絕熱性能隨龍骨間距增大而增大，但在龍骨間距超過1 000 mm后增幅并不明顯.

（4）XPS復(fù)合外墻板絕熱性能隨各面層厚度提高而有不同程度的上升，其中以XPS保溫層厚度提高時的效果最好，增幅達其余面層的6倍，且隨著XPS保溫層厚度的進一步提高，絕熱性能呈現(xiàn)非線性.