使用改进的ASTM C1363方法，评估在极端高温条件下，增强废料后的压缩土块与传统砌体结构的热性能对比

《Cleaner Engineering and Technology》：Evaluating the Thermal Performance of Waste-Enhanced Compressed Earth Blocks Compared to Conventional Masonry in Extreme Heat Using a Modified ASTM C1363 Method

　　拉娜·埃兹丁·拉基斯 | 艾哈迈德·萨伊德·萨阿德 | 塔哈·艾哈迈德 | 阿马尔·阿尔-努里 | 哈瓦拉·艾哈迈德 | 阿里·拉德万
澳大利亚大学科威特分校土木工程系，西米什雷夫，穆巴拉克·阿尔-阿卜杜拉·阿尔-贾比尔地区，5号楼——阿尔阿克萨清真寺街

**摘要**
在面对日益严重的城市气候挑战和建筑行业能源需求的背景下，本研究 investigated 了一种含有废料的压缩土块（CEBs）与常规砌体单元在海湾合作委员会（GCC）地区典型的极端高温条件下的热导率差异。研究了十种含有高达30%工业和塑料废弃物（包括聚对苯二甲酸乙二醇酯（PET）、消石灰（HL）、钢渣和聚丙烯（PP）的CEBs配方，并将其与蒸压加气混凝土（AAC）和混凝土砌体单元（CMU）进行了对比。研究人员使用基于改进的ASTM C1363-24标准的定制热箱装置，通过29小时的加热-冷却循环评估了全尺寸墙板的热响应，并结合了稳态热流测量仪（HFM）的数据。结果表明，含有PET或HL的CEBs具有优异的隔热性能，其热阻系数较低（0.24-0.29），且环境室温度接近AAC的表现，显示出有效的热阻效果。相比之下，含有钢渣和PP的混合物表现出较高的热导率、较高的热阻系数（0.60-0.61）以及较差的隔热能力。HFM测试进一步证实了这些趋势，其中添加PET的CEBs的热导率（0.23 W/m·°C）与AAC相当（0.14 W/m·°C）。这些发现表明，在CEBs中战略性地整合选定的废弃物可以为炎热气候下的建筑提供热效率和环境可持续性的解决方案，同时减少水泥消耗并提升建筑围护结构的性能和居住者的热舒适度。

**1. 引言**
对气候变化和人口增长的担忧促使未来十年全球能源消耗预计将增加50%以上（Ali等人，2024；IEA，2022），而建筑行业通过施工和运营活动占全球二氧化碳排放量的约40%（Ahmed Ali等人，2020）。根据《全球碳预算》（2024），海湾合作委员会（GCC）国家近年来的人均二氧化碳排放量最高。2024年，卡塔尔的人均排放量为41.27吨，其次是科威特（26.25吨）、巴林（24.27吨）、沙特阿拉伯（20.38吨）和阿拉伯联合酋长国（20.13吨）。总体而言，这些GCC国家2024年的人均二氧化碳排放量约为22.06吨/人（Global Carbon Project，2024）。GCC地区极端的高温导致对空调的严重依赖，从而大幅增加了建筑能耗并经常给当地电网带来压力。

为了应对这一关键的环境和能源挑战，人们开发了多种方法和缓解策略，包括节能设计、整合可再生能源以及生产具有优异热性能的砌体单元。由于墙体和砌块系统占建筑围护结构的主要部分，其隔热性能直接影响整体能耗和室内舒适度，尤其是在炎热气候中（Lakys等人，2022）。此外，提供良好的隔热性能，特别是在建筑外墙中，可以提升建筑的热性能，从而降低能耗（Dylewski & Adamczyk，2011；Qian，2014）。在GCC国家，夏季室外温度可达到60℃且相对湿度较高（Al-Jabri等人，2005），建筑使用者依赖空调将室内温度保持在20-24℃之间（符合ASHRAE 55-2020热舒适指南的标准）。这种需求有时会超出电网的承载能力，导致计划内或计划外的停电数小时。事实上，在隔热不良的建筑中，外墙可能贡献了高达33%的总热量损失（Al-Tamimi等人，2020）。

一种备受研究的环保替代方案是使用压缩土块（CEBs）（Bowen，2017；Egenti & Khatib，2016；Omoregie等人，2016；Saad等人，2020）。CEBs是最早的建筑材料之一——泥砖或Adobe砖的现代改进版本（Saad等人，2020）。在建筑中使用CEBs具有成本降低和环境效益的优势，因为其主要成分——沙子和黏土土壤——在当地容易获取（Bredenoord & Kulshreshtha，2023；Deboucha & Hashim，2011；Fetra Venny Riza等人，2010；Lakys等人，2022）。这减少了材料运输和制造过程中的能源需求，并利用了天然稳定材料，降低了水泥的依赖性。此外，CEBs无毒且防火（Kamal，2023；Maduabum & Chetenna，2020；Ongpeng等人，2020；Turco, Abedi等人，2024），其较低的热导率也有助于减少维持室内温度所需的能量（Deboucha & Hashim，2011；Guillaud等人，1995）。最近的生命周期评估（LCA）研究表明，与传统砌体材料相比，CEBs具有显著的环境效益。Al-Sakkaf等人（2025a）通过模拟研究证明，CEBs的二氧化碳排放量比混凝土和钢结构低86%。比较LCA分析显示，用CEBs替代烧制砖可以在住宅建筑施工中减少48.8%的二氧化碳排放（Dabaieh等人，2020；Papayianni，2015），而在承重应用中，当CEBs替代传统烧制砖砌体时，隐含能量可减少50%或更多（Venkatarama Reddy & Jagadish，2003）。评估互锁CEBs的研究发现，水泥（CEBs的主要二氧化碳来源）每块产生的二氧化碳约为0.172公斤，将水泥含量从20%减少到10%可以降低51%的全球变暖潜力，同时保持可接受的抗压强度（Afizah Asman等人，2023）。此外，将废弃物作为部分水泥或骨料的替代品可以带来双重好处：将工业和塑料废弃物从垃圾填埋场转移出来，同时进一步减少隐含碳。对于炎热气候下的建筑围护结构，热性能直接影响运营能耗；具有优异热阻性能的材料可以根据墙体热传递率和当地气候条件减少20-35%的冷却能耗（Al-Sanea等人，2012；Tarek等人，2023），从而在整个建筑使用寿命期间显著减少运营二氧化碳排放。在GCC国家，建筑用电量约65-70%用于空调（Alghamdi & Krarti，2025；Dubey，2016），即使墙体热性能有轻微提升，也能在全国范围内节省大量能源和减排。

先前的综述强调了关于CEBs及其在可持续建筑中潜力的研究进展。例如，Mansour等人（2016）发现，传统CEBs的体积密度通常在1800至2100 kg/m3之间，热导率约为1.1 W/m·°C。他们的实验研究表明，通过调整压实压力降低CEBs的体积密度可增加其孔隙率并显著降低热导率，从而提高隔热性能，但可能会影响其机械强度。最近的实验研究开始探索将废弃物整合到CEBs中，以提高可持续性和热性能。Molar-Orozco等人（2024）发现，向CEBs中添加聚对苯二甲酸乙二醇酯（PET）可以降低热导率，并提供一种废物管理方案，PET增强型砌块的热传递系数低于传统CEBs。Toure等人（2023）对水泥稳定的红土砖也有类似发现，添加5%的PET可将热导率从0.82 W/m·°C降低到0.53 W/m·°C，同时保持可接受的机械性能，使用更小的PET颗粒（≤1mm）还可以使砌块更轻、吸水性能更好。Farah等人（2024）进一步证明，在非增强混凝土砌块中用PET替代最多25%的传统骨料可将热导率从0.7 W/m·°C降低到0.27 W/m·°C，提高了约61%，尽管抗压强度有所下降。Al-Sakkaf等人（2025a）通过创新稳定技术和废弃物整合进行了广泛分析，表明CEBs的抗压强度可根据土壤矿物学、稳定剂类型和含量以及压实压力达到2至10 MPa。Valenzuela等人（2024）提供了使用工业和农业工业稳定剂及增强剂的性能高效CEBs开发的全面概述，记录了常规稳定砌体的热导率通常在0.4至1.2 W/m·°C之间。他们的研究显示，热性能因体积密度（1600–2100 kg/m3）、含水量（0-8%）和添加剂类型而异，基于生物的和多孔的添加剂通常具有更低的热导率。其他研究表明，用于CEBs生产的土壤混合物对其孔隙率有很大影响，进而影响其隔热性能（Teixeira等人，2020；Turco, Fernandes等人，2024）。CEBs的热导率对所用土壤的颗粒大小非常敏感，较细的颗粒可降低热导率，表明隔热性能更好（Turco等人，2024）。Vijayan等人（2021）回顾了各种建筑砖和砌块的热性能，强调了墙体材料在控制热量传递和室内舒适度方面的关键作用。他们的综述强调了人们对节能墙体材料（如CEBs）的兴趣，以减少建筑能耗并促进可持续建筑实践。Paula Junior等人（2024）通过分析150多项研究，提供了关于通过工业废弃物和副产品改进CEBs的机械、热和耐久性能的全面系统性文献综述。他们的分析表明，使用高炉矿渣、粉煤灰、陶瓷废弃物和农业残渣等废弃物类型可以将热导率降低15-40%，当废弃物含量限制在20-30%时，抗压强度仍适用于非承重应用。总体而言，这些最新综述强调了平衡隔热性和结构性能的重要性。在GCC国家这样的高温气候条件下，优化CEBs的混合设计并将其与蒸压加气混凝土（AAC）和混凝土砌体单元（CMU）等传统单元进行比较尤为重要。

准确评估这些材料的实际热性能需要适当的实验室技术。这些技术主要用于测量热导率，大致分为两类：（1）稳态方法和（2）瞬态方法（Asdrubali & Baldinelli，2011；Yüksel，2016）。这两种方法都是基于在测试样品上建立温度梯度并监测结果热响应，无论是作为可测量的信号还是材料内的温度变化。选择哪种方法取决于多种因素，包括要测量的热导率范围、样品类型、材料成分、所需测量时间、所需精度、样品类型和适用的温度范围（Yüksel，2016）。

最常用的稳态技术包括护热板法（GHP）和热流测量仪法（HFM），它们主要用于均匀材料和小样品。根据ASTM C177-19（2019）和ISO 8302:1991（1991），GHP方法通过在两个固定温度的板之间夹持样品来测量热导率（k）。在达到稳态条件后，测量样品中的热流。GHP被认为是测量均匀材料热导率的参考方法，但耗时较长。根据ASTM C518-21（2021）和ISO 8301:1991/A1:2025（1991），HFM通过在样品上施加温度梯度并使用校准传感器量化热流来测量k。HFM提供了一种快速且实用的方法，适用于这些标准的平面均匀样品测试。

对于评估更大、更复杂的建筑组件，热箱法（HB）更为有利，如ASTM C1363-24（2024）和ISO 8990:1994（1994）所述，因为它可以容纳全尺寸样品并捕捉真实的组装效应——包括通过砂浆接缝的热桥效应、边缘效应和三维热流——这些效应无法通过小样品方法充分表征（Asdrubali & Baldinelli，2011）。HB装置由两个隔开样品的腔室组成：一个测量腔室（加热侧，其中精确测量热流）和一个环境腔室（冷却侧，代表环境条件），遵循ASTM C1363和ISO 8990的配置（ASTM C1363-24，2024；ISO 8990:1994，1994）。在标准条件下，两个腔室都受到主动温度控制，以保持样品两侧的稳定温差，从而能够测量稳态热流并计算整体热传递率（U值）或热阻率（R值）。这种方法特别适合评估墙板和屋顶的性能，包括均质和异质材料。除了稳态技术外，还使用了瞬态方法，如瞬态平面源（TPS）和激光闪光分析（LFA），用于快速评估热性能，特别是在热惯性低或结构复杂的材料中。根据ISO 22007-2标准，TPS使用传感器对样品施加一个短暂的热脉冲，然后从瞬态温度响应中推导出热导率和扩散率，因此适用于复合材料、粉末和各向异性材料（Ismaiel等人，2022年）。按照ASTM E1461-22标准，LFA用激光脉冲照射样品的正面并测量背面的温度升高。热扩散率是从时间依赖的温度曲线计算得出的，非常适合高导热性或薄材料。最近的比较研究表明，由于边缘效应、砂浆接缝的热桥效应以及一维测试配置无法捕捉到的三维热流模式，小尺寸均质样品测得的热性能可能与实际墙体的性能有很大差异（Ismaiel等人，2022年；Vrdoljak & Krsti?，2024年）。砂浆接缝的热桥效应可使墙体的R值降低8-12%，而三维热流效应约占全尺寸组件模型值与实验值之间差异的10%（Ismaiel等人，2022年）。Vrdoljak & Krsti?（2024年）进一步证明，小尺寸封闭箱体的测量结果与标准化实验室测试结果存在显著差异，这是由于通风损失和边缘效应造成的，这些在全尺寸墙体配置中不存在。

热特性测试方法的选择必须与材料类型、样品尺寸和几何形状以及目标性能指标相匹配（Asdrubali & Baldinelli，2011年；Soares等人，2019年；Yüksel，2016年）。对于小尺寸的均质样品，稳态方法如HFM或GHP可以提供精确的热导率值。瞬态方法更适合快速分析热惯性低或微观结构复杂的材料的热性能。然而，关于航空缓冲砖（CEBs）和类似可持续材料的已发表研究通常集中在小尺寸或理想化的样品上，并依赖于稳态假设，很少能复制实际建筑墙体现场经历的动态热边界条件（Ismaiel等人，2022年），特别是在炎热干旱环境中。最近的研究通过全尺寸动态测试和对CEB热行为的分析建模解决了这一差距。Mahdad等人（2025年）为生物气候建筑中的压缩稳定土块（CSEB）墙体的动态热行为开发了分析模型，使用循环导纳方法研究了不透明CSEB墙体的热传递。他们的研究评估了五种基于动态热参数的均质CSEB材料，包括导纳、透射率、减少因子（DF）和时间延迟（τ）。研究表明，DF和τ值受到墙体厚度和压实能量的显著影响。Giuffrida等人（2024年）在气候室中对带有机绝缘层的CEB墙体进行了全尺寸动态热测试，发现未绝缘的CEB墙体在与甘蔗渣结合使用时，其热阻是未绝缘墙体的九倍，并且在模拟季节性温度变化下时间延迟和减少因子有显著改善。他们的研究强调了在真实边界条件下评估瞬态热指标的重要性，以准确预测建筑围护结构的性能。

并行研究探索了将废弃物整合到CEB中以提高其热性能的方法。Real等人（2024年）表征了热激活CEB的热性能，发现废弃物衍生的稳定剂可以通过改变孔隙分布来改变微观结构并提高热效率。Khalil等人（2023年）研究了在CEB中添加贻贝壳的情况，报告称添加15%的贻贝壳后，热导率降低了13-17%，同时压缩强度仍保持在1 MPa以上。尽管取得了这些进展，但在代表海湾合作委员会（GCC）气候的极端高温条件（>50°C）下，系统比较多种工业和塑料废弃物类型的研究仍然很少。此外，大多数关于整合废弃物的CEB研究仍然依赖于小尺寸样品的稳态测试，而不是全尺寸动态评估，这限制了其在日变化热循环条件下对实际建筑墙体行为的直接应用。这在炎热干旱地区造成了关键的知识空白，因为在这些地区，瞬态热响应指标（如时间延迟和减少因子）对于预测能源性能和室内热舒适度至关重要。

为了填补这些知识空白，本研究调查了在当地生产的、整合了废弃物的CEB与传统的区域砌体单元（气硬性蒸压混凝土（AAC）和混凝土砌块单元（CMU）在动态边界条件下的热性能比较。研究使用了基于ASTM C1363-24标准定制的热箱装置——该装置具有被动波动的环境室——来模拟实际边界条件，并结合HFM测试进行验证。通过对不同CEB组成的全尺寸墙板进行29小时的热流实验，本研究旨在为能源密集型、炎热气候地区的可持续建筑实践提供坚实、实用的见解。这种方法相比之前的CEB热研究有三个主要优点：使用全尺寸墙板（470毫米×390毫米×140毫米）进行长时间动态热循环测试，可以提取超出文献中通常报告的稳态热导率值的瞬态热响应指标；实验矩阵包括了包含最多30%工业和塑料添加剂的十种CEB配方，并在代表GCC气候的极端高温条件（70°C）下直接与区域标准材料（AAC和CMU）进行了对比；双方法验证方法结合了改进的热箱测试和补充的HFM测量，既考虑了尺度效应，又确立了适合比较分析和能源建模应用的热导率值。

2. 材料和方法
实验框架如图1所示，包括一系列旨在系统开发、表征和评估整合了各种类型废弃物的CEB热性能的阶段，以便与传统单元直接比较。
**第1阶段——块体制造和表征**：该阶段的目的是制造和表征一系列CEB配方，以评估加入各种工业和塑料废弃物对材料基本物理和机械性能的影响。这为后续评估热性能和可持续建筑中的材料可行性提供了关键基准。为此，制造了十种不同类型的块体，标称尺寸为230毫米×140毫米×90毫米，包括对照块体和含有最多30%（按重量计）废弃物的混合设计，如熟石灰（HL）、陶瓷废弃物（CW）、电弧炉钢渣（EAFSS）、粒化高炉矿渣（GGBFSS）、聚对苯二甲酸乙二醇酯（PET）和聚丙烯（PP）。所选添加剂基于以下两方面进行选择：(1)它们在先前文献中对CEB热/机械性能的影响；(2)它们在当地GCC地区的持续可用性：HL和GGBFSS来自水泥厂，CW来自瓷砖制造/拆除，EAFSS来自钢铁生产，PET/PP来自市政废弃物流。所有这些都是稳定的工业/市政副产品，适用于大规模采购并具有质量控制的稳定供应。对于每种块体类型，根据相关ASTM协议系统测量了关键的机械和物理性能（包括体积密度、吸水率和抗压强度）。然后使用这些表征后的块体组装墙板和样品，进行第2阶段的后续热性能测试。
**第2阶段——测试样品制造和组装**：为了能够在不同块体组成之间进行受控的热性能比较，构建了标称尺寸为470毫米×390毫米×140毫米的墙板，这些墙板由第1阶段表征的块体和传统单元（AAC和CMU）制成。AAC和CMU墙板作为行业标准参考，用于评估新开发的整合废弃物的CEB墙板的性能。所有墙板之间都使用了5毫米的砂浆接缝，并使用标准水泥砂浆，以模拟真实砌体组装的全尺寸定制HB测试。同时，还制作了尺寸为300毫米×300毫米×40毫米的较小样品，用于补充HFM测试，遵循标准样品制备协议（ASTM C518-21）。所有样品在测试前都在室温条件下养护，以确保热性能结果的一致性和可靠性。这些组装好的墙板和样品随后作为第3阶段和第4阶段热测试的基础。
**第3阶段——全尺寸定制热箱热测试**：该阶段的目的是评估和比较第2阶段组装的全尺寸墙板的热性能，每种墙板代表不同的块体组成。测试使用基于ASTM C1363-24标准定制的热箱装置进行，该装置能够容纳墙板。该装置包括一个计量室和一个环境室，环境室不进行主动冷却，而是允许自然波动。每块墙板在70°C下暴露于受控加热周期约22小时，随后是7小时的冷却阶段。使用校准的热电偶和多通道数据记录仪在多个点连续监测温度，以捕捉瞬态和准稳态热响应。收集的关键数据包括表面和室内温度曲线，从而系统地提取关键的热性能指标，包括初始加热率（反映材料的热阻）和减少因子（评估材料在冷却过程中对外部温度波动的缓冲能力）。这些参数允许直接比较不同的块体组成和基准材料（AAC和CMU），并提供关于废弃物稳定剂对墙板热调节性能影响的见解。
**第4阶段——HFM验证测试**：为了独立验证和比较来自定制热箱装置（第3阶段）的热性能数据，使用HFM测试了代表每种墙类型的较小样品（300毫米×300毫米×40毫米），包括CEB、AAC和CMU墙板，遵循ASTM C518-21协议。所有样品都按照标准要求进行了预处理，并对每种组成进行了多次重复测试以确保统计可靠性。主要输出包括热导率（k因子）和测试条件（平均温度、样品厚度）被系统记录。这种方法允许直接交叉验证热箱和HFM的结果，解决潜在的尺度效应或边缘效应，确保所有材料类型之间的严格、可重复的比较。CEB配方的混合比例（按干重百分比计算）。

| 混合名称 | 混合成分（按重量百分比） |
| --- | --- |
| 水泥（%） | |
| 砂（%） | |
| 土壤（%） | |
| 废弃材料（类型%） | |
| CEB-2.0 | 10 | 90 | 0 | 0 |
| CEB-2.1 | 10 | 60 | 30 | 0 |
| CEB-2.1-GGBFSS | 10 | 50 | 30 | 0 |
| CEB-2.1-HL-10 | 10 | 50 | 30 | 0 |
| CEB-2.1-PP-10 | 10 | 50 | 30 | 0 |
| CEB-2.1-PET-10 | 10 | 50 | 30 | 0 |
| CEB-2.1-EAFSS | 10 | 50 | 30 | 0 |
| CEB-2.1-CW-10 | 10 | 50 | 30 | 0 |
| CEB-2.0-S10-G10-P10 | 10 | 60 | 0 | 0 |
| CEB-2.1-S10-G10-P10（各含10%的GGBFSS和PP） | 10 | 30 | 30 | 0 |
| CEB-2.1-S10-G10-P10（各含10%的GGBFSS、HL和PP） | 10 | 30 | 30 | 0 |

**注：**所有废弃材料（GGBFSS、HL、EAFSS、CW、PET和PP）均作为部分替代砂使用。

所有CEB混合物均被制成标准尺寸为230毫米×140毫米×90毫米的块状试样（见图3），并通过液压压制成型，并在常温条件下养护28天后进行测试。每种配方制备了三个重复试样，按照ASTM C140/C140M-25和ASTM C67/C67M-25标准测试其28天时的体积密度、抗压强度和吸水率。这些块级特性数据为后续组装成全尺寸墙板和用于热性能评估的小尺寸试样提供了关键的材料选择依据（见图4和图5）。

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**图3.** – 液压压制、脱模和养护后的CEB块（标称尺寸：230毫米×140毫米×90毫米）

**表2.** 测试块体的物理和机械性能
| 混合名称 | 体积密度（g/cm3） | 吸水率（%） | 28天抗压强度（Rc，MPa） | 平均值 | 标准差 | 平均值 | 标准差 | 平均值 | 标准差 |
| --- | --- | --- | --- | --- | --- | --- | --- | --- |
| CEB-2.0 | 1.73 | 0.02 | 110.4 | 7.9 | 4.0 | 0.6 | |
| CEB-2.1 | 1.83 | 0.05 | 116.0 | 5.3 | 8.0 | 0.4 | |
| CEB-2.1-GGBFSS | 1.78 | 0.01 | 150.2 | 6.2 | 1.0 | 5.3 | |
| CEB-2.1-HL-10 | 1.70 | 0.02 | 16.9 | 0.3 | 2.7 | 0.1 | |
| CEB-2.1-PP-10 | 1.61 | 0.04 | 12.6 | 0.3 | 5.9 | 4.0 | |
| CEB-2.1-PET-10 | 1.33 | 0.02 | 221.3 | 2.5 | 7.0 | 0.1 | |
| CEB-2.1-EAFSS | 1.81 | 0.00 | 312.8 | 0.1 | 4.7 | 2.0 | |
| CEB-2.1-CW-10 | 1.81 | 0.01 | 12.4 | 0.1 | 5.9 | 9.1 | 1.2 | |
| CEB-2.0-S10-G10-P10 | 1.75 | 0.01 | 9.7 | 0.1 | 26.9 | 7.1 | 1.0 | |
| CEB-2.1-S10-G10-P10（各含10%的GGBFSS、HL和PP） | 1.62 | 0.00 | 314.2 | 0.2 | 5.6 | 4.0 | |
| AAC | 0.69 | 0.02 | 631.5 | 2.9 | 9.0 | 0.2 | |
| CMU | 1.91 | 0.11 | 0.62 | 2.4 | 2.0 | 1.3 | |

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**图4.** – 用于改良热箱测试装置的一个全尺寸墙板

**图5.** – 用于HFM测试的小型试样

**需说明的是，**本研究中使用的砂是由 washed/dried yellow sand 和 coarse sand 混合而成的。土壤为粘土质土壤，其筛分分析结果符合ASTM D2487-17（2017）标准，显示其颗粒尺寸分布以细颗粒为主，占比超过90%。同时，确定了该粘土的Atterberg限值，表明材料具有中等塑性。测试前，所选砂和土壤混合物的最佳含水量在9.5%至12%之间，因此本研究中的所有块体设计均采用11%的含水量。此外，由于1型水泥在建筑中的广泛可用性和适用性（适用于无硫或化学侵蚀的环境），因此选择了这种水泥。

表2总结了块体的机械和物理性能，结果清楚地显示了不同废弃材料掺入对CEB核心工程性能的影响。图6和图7按材料类别分组展示了数据，因为每种材料的独特成分和微观结构需要特定类别的分析。

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**图6.** 体积密度和抗压强度的结果

**图7.** 体积密度和吸水率的结果

**对照组混合物**（CEB-2.0和CEB-2.1）未掺入土壤和掺入土壤的情况下，显示出最高的体积密度（1.73–1.83 g/cm3）以及相对较高的抗压强度（分别为7.94 MPa和5.38 MPa），这与Al-Sakkaf等人（2025）报告的在不同土壤矿物学和压实条件下的水泥稳定CEB的抗压强度范围（2–10 MPa）一致，证实了传统水泥、砂和粘土组成的坚固基质在承重应用中的可靠性。

矿物废弃物稳定的混合物（如CEB-2.1-GGBFSS-10、CEB-2.1-EAFSS-10和CEB-2.1-CW-10）与对照组相比，密度和抗压强度仅有小幅降低，分别保持在1.78–1.81 g/cm3和4.72–6.2 MPa范围内。这些结果支持Paula Junior等人（2024）的研究发现，即在20–30%的替代水平下，GGBFSS和CW的掺入仍能保持适合非承重应用的足够抗压强度。这表明这些矿物废弃物添加剂可以在不损害机械完整性的同时部分替代传统成分，尽管它们的吸水率略有增加（12.4–15%），可能导致孔隙率略有提高，从而可能有利于热绝缘性能。

相比之下，掺入塑料废弃物（PET、PP）和HL的混合物（CEB-2.1-PET-10、CEB-2.1-PP-10、CEB-2.1-HL-10）显示出明显的密度（降至1.33 g/cm3）和强度（低至2.57 MPa）下降，同时吸水率显著增加（高达22%）。这些变化表明其基质更加疏松且凝聚力较低，可能会通过增加空气滞留来提高热绝缘性能，但会牺牲结构性能。这些结果与Molar-Orozco等人（2024）、Toure等人（2023）和Farah等人（2024）的研究结果一致，他们记录了PET掺入导致的密度-强度权衡：较小的PET颗粒会产生孔隙率更高的块体，但抗压性能降低。

值得注意的是，高密度矿物废弃物混合物（如多废弃物混合物CEB-2.0-S10-G10-P10）实现了较高的密度（1.75 g/cm3）和非常高的抗压强度（26.97 MPa），以及最低的吸水率（9.7%），这归因于多种废弃物类型之间的协同效应和火山灰反应，形成了致密的微观结构，减少了孔隙率，从而提高了强度。这种配置证实了EAFSS、GGBFSS和PP混合物（不含土壤）的协同效应。

**商业参考材料（AAC和CMU）**在图6和图7中展示了性能极值：AAC具有最低的密度（0.69 g/cm3）和最高的吸水率（63%），但强度较低（2.99 MPa），适合非结构性的隔热应用；而CMU则密度较高（1.91 g/cm3），强度较高（20.81 MPa），吸水率较低（2.4%），常用于结构砌体，但导热性能较差。总体而言，这些结果强调了根据特定应用需求选择、混合和配比特定废弃物的重要性，这与现有文献强调的平衡机械性能和热性能的观点一致（Paula Junior等人，2024；Valenzuela等人，2024）。这种理解为基础，有助于后续的热性能分析和材料优化，特别是在可持续和节能建筑实践的背景下。

**2.2. 改良热箱装置：设计、仪器和测试方案**
根据ASTM C1363-24标准设计了一种定制的热箱装置，用于在动态边界条件下评估全尺寸墙板（470毫米×390毫米×140毫米）的热性能。与标准ASTM C1363-24配置的不同之处在于，该装置的环境箱是被动响应变化的——其温度不受控制，而是随通过测试试样的热传导自然升高。这种被动的无控制温度响应模拟了实际建筑外墙在炎热干燥气候下经历的动态室外温度变化（Asdrubali & Baldinelli，2011）。该设计能够测量瞬态热响应指标（时间延迟、降低因子、加热/冷却速率）和准稳态热流。装置设计解决了三个主要实验室限制：（1）故意不使用主动冷却设备，以实现更真实的动态模拟而非稳态条件；（2）通过标准化几何形状和补充的HFM验证来补偿中等尺寸的面板；（3）每个面板仅进行一次热循环，但通过延长29小时的测试周期和每秒一次的高频数据采集来补偿。

**2.2.1. 装置设计**
热箱装置由三个部分组成，如图8和图9所示：

1. **计量（加热）室**：计量室配备有温控电加热器，以在加热周期内维持所需的测试温度（70°C）。为确保均匀的热分布和最小化热损失，室内表面完全覆盖了5厘米厚的挤塑聚苯乙烯（XPS）绝缘材料，符合ASTM C1363的最佳实践（图10）。
2. **试样支撑框架**：中央支撑框架用于牢固地固定墙板（标称尺寸：470毫米×390毫米×140毫米），如图8和图9所示。每次安装墙板时，试样与周围绝缘材料之间的所有接口均用聚氨酯泡沫仔细密封，有效消除空气间隙和潜在的热桥，确保热量主要通过墙板进行单向传导。
3. **环境（被动）室**：与环境箱的标准ASTM C1363-24配置不同，该室不进行温度控制，而是允许其根据通过墙板的热传导自由变化。尽管这种配置不符合ASTM C1363-24的稳态要求，但它提供了关于实际建筑边界条件下瞬态和稳态热响应的宝贵信息。环境室的测量和配置如图8和图9所示。

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**图8.** 定制设计的热箱装置：侧视图，显示计量室、试样支撑框架和环境室配置
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**图9.** 定制设计的热箱装置的俯视图和剖面图，展示各组件的细节

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**图10.** 在安装胶合板外壳之前的内部结构，用XPS板组装。

为了保证密封性和安全性，整个装置被封装在胶合板面板内（图11），主要接合处装有金属锁，以压缩整体结构，防止外部空气渗透。

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**图11.** 外部结构及带有墙板试样的胶合板外壳

**2.2.2. 仪器和数据采集**
实施了全面的温度数据采集方案，以确保所有热箱实验中的温度测量的准确性和可靠性。每个墙板样本在计量室和环境室表面安装了六个校准过的K型热电偶，呈2×3网格布局，以确保有效的空间覆盖并最小化局部测量偏差（图12）。每个热电偶在测试前都经过认证参考温度计的校准，并在整个29小时测试期间以每秒一次的频率进行定期漂移检查。温度读数通过多通道数据记录仪连续记录，生成适合高级热分析的高分辨率数据集。

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**图12.** 试样上的热电偶网络

加热器操作由可编程恒温器控制，以维持设定温度。试样与绝缘材料之间的任何剩余间隙均用聚氨酯泡沫填充，以减少寄生热损失（图13）。这些仪器确保了用于热性能评估的所有温度数据的可靠性。

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**图13.** 热箱装置的全套配置

**2.3. 实验程序**
**2.3.1. 墙板的制作**
为了评估热性能，制作了十二个全尺寸墙板：十个包含废弃材料的CEB板（CEB-2.0、CEB-2.1、CEB-2.1-GGBFS-10、CEB-2.1-HL-10、CEB-2.1-PP-10、CEB-2.1-PET-10、CEB-2.1-EAFSS-10、CEB-2.1-CW-10、CEB-2.0-S10-G10-P10、CEB-2.1-S10-G10-P10）以及两个作为性能基准的传统砌体板（AAC和CMU）。所有墙板的标称尺寸均为470毫米（高度）×390毫米（宽度）×140毫米（厚度），以确保在改良热箱装置中测试条件的一致性。每个面板均使用标准砌体施工方法（ASTM C270-25a，2025）从第一阶段（表2）中描述的块体构建，适用于非承重应用。块体之间用5毫米厚的砂浆接缝连接，砂浆由I型波特兰水泥和细砂按体积比1:3混合制成，并加入足够的水以达到可操作的状态。所有块体之间的接口均充分抹灰，以模拟真实的墙体组装条件，确保热路径的连续性和结构完整性（见图4和图5）。墙板样本保留与其组成块体类型相同的标识，方便追溯。例如，由CEB-2.1-PET-10块体（10%水泥、50%砂、30%土壤、10%PET废弃物）制成的面板被标记为“CEB-2.1-PET-10面板”。同样，由AAC和CMU块体制成的面板分别标记为“AAC面板”和“CMU面板”。### 固化和成熟协议
在组装完成后，所有基于CEB的墙板都经过了标准化的固化处理，以确保在热测试之前水泥完全水化并保持尺寸稳定。这些墙板在实验室环境条件下（温度：22-25°C，相对湿度：50-60%）进行固化，遵循ASTM C140/C140M关于砌体单元固化的指南（ASTM C140/C140M-25，2025）。所有CEB墙板在热测试前至少固化28天，以使机械性能得到充分发展，并使水分含量稳定。由市售预固化单元制成的AAC和CMU墙板在 Mortar固化7天后进行组装和测试，以确保接缝的稳定性。

### HB测试协议
在28天的固化期后，每个墙板都接受了标准化的测试流程：每个墙板都被仔细安装在样品支撑框架中，使用膨胀聚氨酯泡沫密封所有边缘，以消除空气间隙，确保热量主要通过墙板传递（如图12所示）。六个校准的k型热电偶使用导热胶粘贴在每个墙板的测量室侧和环境室（冷侧），以2×3的网格模式排列，以捕捉空间温度分布。每个墙板都经历了单个标准化的29小时热循环，包括：
1. **加热阶段（0-22小时）**：测量室被加热到70°C，并使用恒温控制的电加热器保持22小时的连续加热时间。选择这个温度是为了模拟GCC气候下的极端峰值条件，在这种情况下，外墙表面在夏季下午可以达到60-70°C。
2. **冷却阶段（22-29小时）**：关闭加热器，允许自然冷却，并持续监测温度变化，以捕捉热量散失过程中的瞬态热响应。虽然环境室没有主动冷却或温度控制，但会对其进行监测，以捕捉通过每个墙板的自然温度波动。该协议严格应用于所有墙板样品，确保研究中的不同材料组合得到一致且可比较的结果。

### 温度数据记录
使用多通道数据记录仪，每秒记录来自所有十二个热电偶（每个墙板表面六个，如图12所示）以及六个环境温度传感器（每个腔室三个）的温度数据。高频数据采集使得能够详细分析瞬态热响应，包括初始加热速率、时间延迟、平台特性和冷却衰减模式。

### HFM测试协议
为了补充稳态热导率的测量，从选定的墙类型（AAC、CMU、CEB-2.1-PET-10、CEB-2.1-PP-10、CEB-2.0-S10-G10-P10和CEB-2.1-EAFSS-10）中制备了较小的样品（300毫米×300毫米×40-50毫米）。这些样品通过精细切割过程从块材中提取到所需尺寸。HFM测试遵循ASTM C518-21协议，样品在测量前需调节至干平衡状态（在50°C下烘干至质量恒定）。测试在大约25°C的平均温度下进行（冷板：10°C，热板：40°C），以维持稳态热流。每种样品类型进行两次重复测量，以确保统计可靠性。

### 数据处理方法
数据采集后，对HB实验的热测量结果进行处理，以确保获得高质量、可靠的结果。在每个时间点，平均所有六个表面上的热电偶的瞬时读数，并将其的时间平均值聚合为一分钟平均值，以减少任何短期波动和随机电子源的噪声。类似的平均程序也应用于环境和测量室空气温度，每个温度由另外三个热电偶监测。在分析之前，系统地排除了每个温度曲线的初始部分——对应于加热器启动和相关瞬态，以建立一致的基线，确保分析仅关注稳定且相关的数据。这种结构化的数据处理方法能够准确、可重复地提取关键的热性能指标，支持在动态边界条件下对废物集成CEB与传统参考组件进行直接比较。

### 结果与讨论
本节详细分析了所有测试墙板样品的热性能，量化并比较了具有不同废物稳定剂和混合设计的块材之间的动态隔热行为，基于修改后的HB和HFM方法的结果。通过分析时间依赖的温度曲线，从HB实验中提取了关键的动力学热响应指标，包括瞬态加热速率、时间延迟、平台阶段的稳定性以及冷却衰减因子，以评估在波动边界条件下的实际隔热和热延迟。此外，从HFM设备获得的稳态热导率测量值为每种材料提供了精确的k值，便于在标准化条件下比较墙组件的热性能和单个块材类型。这些方法的结合，能够可靠地评估材料组成（特别是各种废物添加剂的整合）对热调节行为和隔热能力的影响，允许与标准的AAC和CMU墙系统直接进行基准对比。这些发现支持针对炎热气候条件下的节能建筑围护结构进行可持续块材制造的优化。

### 3.1 热盒结果和基于阶段的热响应分析
#### 3.1.1 样品热响应
图14(a)至(l)展示了所有测试墙板在29小时加热-冷却循环期间的全面温度变化曲线（测量室加热22小时，温度70°C，冷却7小时）。虽然测量室由恒温器控制在70°C设定点，但子图（69.4-70.9°C）中的轻微波动反映了正常的恒温器循环和受每个样品特定热阻影响的差异热损失率。每个子图显示了四条温度曲线：测量室（加热侧）、环境室（被动波动）、热墙表面（测量侧）和冷墙表面（环境侧）。测量室和环境室温度之间的差异直接反映了每种材料在炎热干旱气候条件下的热阻和热缓冲能力。

#### 3.1.2 基于阶段的热响应分析
实验温度曲线明显显示了修改后的HB测试期间的三个主要热响应阶段：(1) 瞬态加热；(2) 准稳态（平台）；(3) 瞬态冷却。这种示意图展示了从实验温度数据中提取定量动态热指标（瞬态加热速率、时间延迟、平台持续时间和衰减因子）所采用的标准方法。尽管所有样品都遵循这种定性的三阶段模式，但每个阶段的幅度和时间因材料组成和热性能而异。

#### 3.3.3 定量指标和动态响应分析
表3总结了从修改后的HB测试中得出的关键动态热参数，包括初始加热速率、时间延迟、准稳态（平台）持续时间、峰值表面温度、冷却斜率和衰减因子。这些结果揭示了不同材料组成和废物添加剂类型的热惯性和热传递行为。这使得它们容易受到温度快速变化的影响，在调节室内环境方面效果较差，尤其是在外部条件波动时。时间延迟（衡量温度变化从墙壁的热侧传递到冷侧所需的延迟）是热质量的一个关键指标。具有较长时间延迟的面板（7-8小时），如基于矿物质的和复合型的CEB，通过延缓热流来更有效地稳定室内条件，从而帮助缓冲居民空间免受外部温度波动的影响。相比之下，像AAC和CEB-2.1-HL-10这样的面板达到热平衡的速度更快（延迟约为6小时），提供了快速的热响应能力——这适用于需要周期性冷却的间歇性占用空间。过渡到准稳态（平台期）条件进一步区分了材料的性能。AAC和CEB-2.1-HL-10墙板达到了最快的热平衡稳定（在6-7小时内），而CMU则需要长达16小时——时间长了2.7倍，突显了较高热惯性的影响。值得注意的是，CEB-2.1-EAFSS-10墙板在测试期间未能达到平台期，这表明由于存在高导热性添加剂而持续吸热，需要额外的被动冷却。如表3所示，具有优异隔热性能的配方（AAC：69.4°C，CEB-2.1-PET-10：70.9°C，CEB-2.1-HL-10：62.5°C）保持了较高的平衡表面温度，反映了它们的低热导率和有效的热保持能力。相反，导热性材料（CMU：62.2°C，CEB-2.1-PP-10：66.5°C，CEB-2.1-EAFSS-10：63.4°C）达到了较低的峰值温度，表明其散热迅速且隔热性能较差。减量因子（f）的值从0.15（AAC）到0.61（CEB-2.1-EAFSS-10）不等，根据材料成分显示了不同的加热后性能趋势。正如预期的那样，AAC表现出最低的f值（0.15），与文献中的值（0.1至0.3，Giuffrida等人，2024年；Mahdad等人，2025年；Paula Junior等人，2024年；Valenzuela等人，2024年）一致，证实了其卓越的隔热性能。含有PET和HL的CEB接近AAC的性能水平，可能是由于它们的隔热特性。快速加热（瞬态）与快速达到平台期和有效的冷却阻尼相关。可以根据它们的减量因子（表3）对材料进行排名：优异的隔热材料（AAC、CEB-2.1-PET-10、CEB-2.1-HL-10）：f = 0.15–0.29。这些值与Mahdad等人（2025年）和Giuffrida等人（2024年）报道的高性能隔热材料的文献值一致。中等性能的材料（矿物废物CEB：CEB-2.1-GGBFSS-10、CEB-2.1-CW-10）：f = 0.41–0.47。这些材料具有适度的热阻尼，适用于非关键应用。性能较差的材料（CMU、PP增强型CEB：CEB-2.1-PP-10、多废物混合物：CEB-2.0-S10-G10-P10和CEB-2.1-S10-G10-P10）：f = 0.47–0.61。传统的CMU（f = 0.47）与文献中关于致密砌体的典型值（f = 0.3-0.6，Paula Junior等人，2024年）一致。钢渣和PP增强混合物（f = 0.60–0.61）在本研究中表现出最差的性能，证实这些添加剂并未增强热阻尼。墙体材料的动态热性能应与建筑用途、操作模式、期望的室内温度以及对温度变化的容忍度相匹配（Siu等人，2023年；Verbeke & Audenaert，2018年）。具有较高热惯性和更好温度阻尼的材料，如含有PET和HL的CEB混合料，非常适合住宅或持续占用的空间，在这些空间中稳定的室内条件至关重要（Reilly & Kinnane，2017年）。像AAC这样热惯性较低的材料允许更快的温度变化，有利于办公室等间歇性占用的区域（Al-Homoud，2009年）。

3.2 热导率和HFM验证
为了补充动态热箱热特性分析并在稳态条件下验证结果，一组代表性的墙体组件——包括基准材料（AAC、CMU）和关键的废物集成配方（CEB-2.1-PET-10、CEB-2.1-PP-10、CEB-2.0-S10-G10-P10、CEB-2.1-EAFSS-10）——根据ASTM C518-21标准进行了HFM测试。这种补充的稳态方法实现了三个关键目标：（1）独立于装置伪影或边缘效应测量精确的热导率（k因子）值；（2）验证热箱动态响应指标（减量因子、时间延迟）与稳态热阻的关系；（3）生成适用于建筑能源建模和与已发布材料属性数据库进行基准比较的k值和R值。HFM测试的样品选择优先考虑了代表每个性能类别的材料（优异隔热材料、中等性能材料、性能较差的材料），以确保全面的验证覆盖。由于样品制备限制（HFM需要精确的厚度均匀性和平面表面）和实验室资源限制，无法对所有12种CEB配方进行全面测试。因此，所测试的子集提供了热趋势的代表性验证，同时承认了这一实际限制。表4显示了完整的HFM结果。

表4. 选定材料的HFM结果
| 墙体类型 | k因子?（W/m·°C） | 高温侧?（°C） | 低温侧?（°C） | 厚度（d）（cm） | R = d/k（°C·m2/W） |
| ---- | ----------- | ------------ | ------------ | ----------------------------- | ---------------------- |
| CMU | 0.39 | 42 | 4.8 | 4.4 | 0.11 | 20.3 | 32 | 4.9 | 4.8 | 4.5 | 0.13 |
| AAC | 0.15 | 80 | 55.2 | 4.3 | 0.27 | 60 | 24.9 | 55.4 | 4.5 | 0.33 |
| CEB-2.1-PET-10 | 0.23 | 29 | 52 | 4.9 | 1.3 | 0.18 | 10.2 | 25 | 4.8 | 51.8 | 4.6 | 0.20 |
| CEB-2.1-PP-10 | 0.27 | 27 | 29 | 51.4 | 4.4 | 0.16 | 90 | 24.9 | 48.9 | 4.37 | 0.14 |
| CEB-2.0-S10-G10-P10 | 0.33 | 27 | 92 | 49.1 | 4.6 | 0.14 | 0.29 | 58 | 24.9 | 50.2 | 0.16 |
| CEB-2.1-EAFSS-10 | 0.31 | 23 | 24.9 | 48.9 | 4.6 | 0.14 | 6 | | | |

HFM结果表明了与热箱热响应指标一致的性能层次结构，材料根据其微观结构和材料成分分为三个不同的热导率层级。AAC和CEB-2.1-PET-10表现出最低的热导率值，确立了优秀的隔热层级。AAC的热导率为k = 0.14–0.16 W/m·°C，与文献中关于高压蒸压加气混凝土高性能隔热的基准一致。Valenzuela等人（2024年）在其综合研究中记录的AAC热导率通常在0.10–0.20 W/m·°C之间，将表4中呈现的测量结果置于预期的性能水平。尽管只含有10%的PET废物并减少了10%的水泥含量，CEB-2.1-PET-10的热导率为k = 0.23 W/m·°C，仍接近AAC的性能。这种热导率的降低直接与PET粗糙的晶体表面有关，这种表面抵抗压实并形成了更多孔的微观结构（体积密度=1.33 g/cm3，表2）。这个k值处于Valenzuela等人（2024年）报告的稳定CEB的较低范围内（0.4–1.2 W/m·°C），并且比对照块（CEB-2.1：k ≈ 0.27 W/m·°C）降低了17%，这与Paula Junior等人（2024年）和Turco等人（2024年）记录的废物集成效益一致，证明了PET作为一种有效的隔热增强剂的效用。CEB-2.1-PP-10、CEB-2.0-S10-G10-P10和CEB-2.1-EAFSS-10表现出中等的热导率（k = 0.27–0.33 W/m·°C；R = 0.14–0.17 °C·m2/W），相对于优异隔热材料性能有所下降。PP的光滑表面促进了紧密堆积，尽管其固有密度较低（体积密度=1.61 g/cm3，表2），但降低了孔隙率并增加了热导率（Turco, Abedi等人，2024b；Turco, Fernandes等人，2024）。多废物混合物（k = 0.29–0.33 W/m·°C）和钢渣配方（k = 0.31–0.32 W/m·°C）由于竞争效应而表现出中等热导率：虽然火山灰反应提供了轻微的热效益，但钢渣的高固有导热性（1.5 W/m·°C）和多废物混合物的协同堆积限制了整体隔热效果（M. Ben Mansour等人，2016年；Sindanne等人，2014年；Teixeira等人，2020年）。尽管这些材料的热导率比优异隔热材料高出50–75%，但当与外部隔热层结合使用时，它们仍然适用于非承重墙体，因为外部隔热层为建筑围护结构提供了所需的热阻。传统的CMU砌体表现出最差的热性能，热导率为k = 0.33–0.39 W/m·°C（体积密度=1.91 g/cm3，吸水率=2.4%，表2），与文献中混凝土砌体单元的值（k = 0.3–0.5 W/m·°C，Paula Junior等人，2024年；Teixeira等人，2020年）一致。其致密的整体结构为热流提供了连续的传导路径，导致在炎热干燥气候下的热导率比AAC高2.0–2.8倍，且运行冷却负荷显著增加（M. Ben Mansour等人，2016年）。稳态热导率（表4）与动态热阻尼（减量因子，表3）之间存在强烈的线性相关性，验证了这两种测量方法都捕捉到了相同的热性能现象。优异的隔热材料表现出最小的热穿透和最佳的阻尼（AAC的热导率为k = 0.15 W/m·°C，减量因子f = 0.15；CEB-2.1-PET-10的热导率为k = 0.23 W/m·°C，减量因子f = 0.24），而性能较差的隔热材料表现出快速的热穿透和较差的阻尼（CMU：k = 0.39 W/m·°C，f = 0.47）。这种相关性反映了基本的热物理原理：在稳态下容易导热的材料在瞬态条件下也允许快速的温度穿透，证实了热箱动态响应准确代表了稳态热行为。

3.3 材料选择：平衡热性能和结构标准
选择最佳的可持续建筑材料本质上是一个平衡机械性能（密度、抗压强度）与热性能指标（如热导率和减量因子）的过程。图16和图17的分析以及本研究的实验数据表明了一个明确的趋势：随着密度的降低，热导率和减量因子也成比例降低，从而实现了更好的隔热效果和更强的室内环境热缓冲。具体来说，传统砌体的参考范围由AAC和CMU设定：AAC具有最低的密度（0.69 g/cm3）、最小的减量因子（f = 0.15）和低热导率（0.15 W/m·°C），代表了性能谱中的热优化极端，提供了超过85%的温度阻尼，使其不适合承重应用，仅限于非结构元素或间歇性使用建筑中的节能填充墙（Reilly & Kinnane，2017年；Romero等人，2025年）。相比之下，CMU代表了结构优化的极端，具有高密度和高强度块（密度=1.9 g/cm3，抗压强度=20.8 MPa，是AAC的5倍），但其减量因子较高（= 0.47）和热导率较高（= 0.36 W/m·°C）。在这些热限制下，炎热干燥气候下需要外部隔热才能满足能源要求，显著增加了围护结构成本和内含碳量（Alayed等人，2022年；Paula Junior等人，2024年）。因此，CMU最适合于承重应用，其中结构要求主导设计决策，并且可以经济地采用外部隔热。下载：下载高分辨率图像（160KB）下载：下载全尺寸图像图16. – 热导率和抗压强度作为密度的函数下载：下载高分辨率图像（162KB）下载：下载全尺寸图像图17. – 减量因子和抗压强度作为密度的函数。将PET和HL等废物稳定剂集成到压缩土块（CEB）中，产生了中等密度（1.3–1.7 g/cm3）和适度的减量因子（0.23–0.29），提供了有价值的折中方案。这些废物稳定的CEB在隔热性能（热导率比CMU低32–40%）和结构强度（相当于CMU的19%）方面弥补了AAC和CMU之间的性能差距，实现了同时满足热和结构要求的实际承重、节能建筑。图16和图17直观地确认了这些关系，将抗压强度和热指标作为密度的函数绘制出来，与文献中的结果一致（Sekino，2016年；Thongtha等人，2014年）。最终，这些观察结果将废物稳定的CEB定位为炎热干燥气候下可持续建筑围护结构的实用、经济可行的解决方案。

3.4 环境和能源影响
本研究展示的热性能改进转化为可量化的可持续性收益，涵盖了建设和运营阶段。与传统的CEB相比，混合30%废物材料的每块建筑物的内含碳量减少了15-25%（Afizah Asman等人，2023年），每吨CEB在作为非承重块使用时可减少250-300公斤的废物，从而避免了250-300公斤的废物填埋。另一方面，使用表4中的测量热导率值（CMU：0.36 W/m·°C；PET-CEB：0.23 W/m·°C）和标准热传递计算（q = K/d × A × ΔT），PET增强型CEB在峰值GCC条件下将墙体热流减少了36.5%。对于典型的住宅（80-100平方米的外墙，6个月的冷却季节），这意味着每年节省2,900-3,600千瓦时的能源，相当于每年1.7-2.2吨的二氧化碳排放量，基于GCC电网强度。在50年的时间内，累计运营节省（85-110吨二氧化碳）远远超过了内含量的差异（Al-Sanea等人，2012年；Tarek等人，2023年）。此外，延长的时间延迟（7-8小时，表3）和低减量因子（0.24-0.29）将峰值冷却负荷从下午的需求高峰转移到夜间，减少了建筑物用电量占65-70%的地区的电网压力。CEB在寿命结束时完全可以回收，而废物集成为工业副产品和消费后塑料创造了增值应用，支持循环经济目标（Dubey，2016年；Krarti等人，2019年）。

3.5 研究局限性
虽然这项研究提供了关于废物增强型CEB在极端热条件下热性能的宝贵见解，但应承认一些实验和方法上的局限性，因为它们可能会影响结果的普遍性和解释：
1. 修改后的热箱配置：该定制装置采用了被动波动的环境室，而不是ASTM C1363-24中规定的主动冷却配置。**修改内容模拟了炎热气候条件下典型的真实日变化边界条件，但阻止了计算绝对U值和R值所需的真正稳态条件的形成。因此，动态热性能指标（包括降低因子、时间滞后和加热/冷却率）仅代表相对性能指标，而非标准化的绝对值。这一限制并不削弱材料比较的有效性，但在直接与采用完全合规配置的研究进行对比时需要谨慎。”**

**测试覆盖范围和规模：**由于资源限制，热性能测试（HFM）仅针对代表性样本进行，而非所有十种砌块组成（CEB）进行，每个墙板只经过了一个29小时的测试周期。虽然这足以进行比较分析，但这些限制阻碍了全面评估稳态特性，并无法捕捉到重复热循环的影响。此外，中尺度墙板（470毫米 × 390毫米 × 140毫米）可能无法完全反映实际建筑墙体中的边缘效应和热桥现象，因此需要现场验证才能在实际应用中得到验证。

**材料变异性：**废弃物材料是在同一时间点从特定本地供应商处采购的。由于来源和处理方法的不同，废弃物性能的变异性可能会影响大规模生产的可重复性。因此，为废弃物材料特性制定标准化协议对于将实验室结果转化为可靠的施工实践至关重要。

**机械-热性能权衡与气候适应性：**尽管PET和玻璃纤维（HL）增强的CEB表现出优异的热性能，但其较低的抗压强度（2.57-2.78兆帕）可能限制了其在无结构加固情况下的承重应用。此外，测试协议复制了炎热干旱气候下的极端高温条件（70°C）；在需要低热传导性的寒冷气候或潮湿地区，其性能尚未得到评估，可能存在显著差异。**

**尽管存在这些限制，比较热性能趋势仍然具有可靠性和可操作性。**PET和HL增强的CEB在热阻尼（降低因子0.24–0.29）和热阻（k值约为0.23瓦/米·开尔文）方面始终优于传统对照组和混凝土砌块（CMU）。这些限制主要影响绝对热性能量的量化精度，而非关于战略性废弃物整合益处的基本结论。通过扩展测试协议、标准化材料采购和现场验证来克服这些限制，将有助于推动废弃物增强型CEB的更广泛应用。

**结论：**本研究系统评估了在模拟炎热气候条件下，传统CEB和废弃物增强型CEB与标准蒸压加气混凝土（AAC）及CMU的热性能。测试使用根据ASTM C1363-24标准改装的专用热箱装置进行，以模拟真实的热波动环境。选择AAC和CMU作为基准材料，是因为它们分别代表了常见区域砌块在热性能和机械性能上的上限和下限。AAC具有出色的隔热性能（降低因子=0.15，热导率=0.14瓦/米·开尔文），但抗压强度较低（=2.5–3.0兆帕）。相比之下，CMU的抗压强度最高（19–22兆帕），但隔热性能最低（热导率=0.36–0.39瓦/米·开尔文），因此非常适合用作比较对象：达到或超过这些基准的CEB在可持续建筑中具有竞争优势。

**主要发现和意义：**
- 含有10-30% PET或HL作为稳定剂的CEB在热阻尼方面表现出显著改善（降低因子低至0.24–0.29），其测得的热导率低至0.23瓦/米·开尔文，接近甚至超过了AAC的性能。PET和HL稳定的CEB在隔热性能和机械强度之间达到了最佳平衡（抗压强度4.2–5.3兆帕），在强度上超越了AAC，同时接近其隔热性能。这类砌块最适合用于住宅建筑的外部围护墙或持续有人居住的空间，因为在这些地方保持热舒适性和减少对空调的依赖非常重要。
- 含有10%膨胀聚苯乙烯纤维（EAFSS）或聚丙烯（PP）的混合物虽然在密度和空气含量方面有所优势，但其抗压强度较高（高达5.7兆帕），但降低了热阻尼性能（降低因子0.41–0.61）。这些特性使其适合用作间歇性使用空间（如办公室）的结构边界墙。然而，在炎热且能源密集型气候中，由于隔热和阻尼性能较低，使用此类混合物需谨慎。
- 多种废弃物混合物（EAFSS + 玻璃纤维短丝毯（GGBFSS）+ PP，总占比30%）的热导率为0.29–0.32瓦/米·开尔文，降低因子为0.45–0.53，显示出中等隔热性能以及最高的抗压强度（高达6.1兆帕）和最低的吸水率（<11%）。这些特性使其适用于需要强隔热性和强度平衡的承重墙和混合墙元素。
- 结果表明，适当选择和优化废弃物添加剂的比率可以定制CEB块以满足特定应用的需求，平衡机械强度和热惯性。PET和HL改性的CEB在炎热气候下的住宅应用中表现出良好的性能平衡。

**实验限制：**定制的热箱能够进行真实的瞬态响应评估，但无法完全测量稳态U值。单周期测试和有限的热性能测试验证引入了一些关于长期效应和规模影响的不确定性。废弃物成分的变异性以及砌块的长期耐久性也是需要进一步研究的领域。

**尽管存在这些限制，该方法仍为炎热干旱地区的设计和材料优化提供了相关的比较性能数据，支持将废弃物整合到CEB中以提高可持续性和能源性能。**建议继续开展长期耐久性研究，进一步优化工艺参数，并扩大到全尺寸建筑原型进行现场验证。

**作者贡献声明：**
Ahmad Saad：资源管理、项目协调、方法论制定、数据采集与整理。
Taha Ahmed：监督指导、资源管理、方法论制定、研究设计与概念化。
Rana Ezzdine Lakys：撰写与编辑、初稿修订、可视化展示、验证工作、软件开发、方法论应用、数据分析。
Ali Radwan：监督指导、资源协调、研究设计、概念化构建。
Ammar Al-Nouri：监督指导、研究实施、数据整理。
Hawraa Ahmad：资源提供与研究协助。

**未引用的参考文献：**
Afizah Asman, 2023; ASTM C67/C67M-25, 2025; ASTM C140/C140M-25, 2025; ASTM C177-19, 2019; ASTM C270-25a, 2025; ASTM C518-21, 2021; ASTM C1363-24, 2024; ASTM D2487-17, 2017; ASTM E1461-22, 2022; Fetra et al., 2010; ISO 8301; ISO 8302, 1991; ISO 8990, 1994; Sekino, n.d.; Thongtha et al., n.d.