点支承玻璃板力学性能分析及安装牢固性检验方法研究

2022-12-11郑燕燕周庆松

工程与建设 2022年5期

刘俊，郑燕燕，周庆松，李慧

(1.安徽省建筑科学研究设计院，绿色建筑与装配式建造安徽省重点实验室，安徽合肥 230031；2.安徽省建筑工程质量第二监督检测站，安徽合肥 230031)

0 引言

我国从1983年兴建第一栋现代化的玻璃幕墙(北京长城饭店)至今，建筑幕墙行业稳步增长，除了传统的框支承玻璃幕墙外，具有较高科技含量的玻璃幕墙逐渐出现并得到了应用，如点支承玻璃幕墙、全玻幕墙及双层幕墙等。其中点支承玻璃幕墙因通透性高、施工便捷、板块分格灵活及便于维修更换等优点而深受工程师们的喜爱。驳接头按承座与螺杆的连接构造形式分为铰接式和固定式，前者承座可以绕球头进行转动，后者无法转动，而点支承玻璃板孔边应力较复杂，不同驳接头类型及板厚对玻璃板孔边和跨中应力的影响成为行业研究的热点。随着城市化进程的加快，越来越多的玻璃幕墙安装在城市上空且多处于人流量较大的区域，这里面有服役多年的既有幕墙，也有新建幕墙，考虑到玻璃幕墙面板安装节点紧固情况直接影响幕墙整体安全，急需一种玻璃板紧固情况原位检测方法。

马世明等[1]通过有限元数值模拟分析了点支式玻璃板在风荷载及地震荷载作用下的承载力和变形性能，发现玻璃厚度的增大使得玻璃板中心的挠度不断减小；随着支承点孔心边距的增大，玻璃板中心和边缘中心的应力和挠度相对减小，并将分析结果与理论计算结果进行对比，验证有限元模拟结果的有效性。杨威等[2]运用有限元数值分析的方法研究发现，随着玻璃孔心边距的增大，玻璃孔附近处的应力不断减小；随着玻璃板尺寸的减小，在相同的孔心边距下，玻璃孔附近处的应力下降的趋势也较为明显；随着孔径的逐渐增大，孔边缘的应力集中现象有较大的改观。万成龙等[3]结合某点支承玻璃幕墙工程检查实例，采用有限元软件校核工程中四点支承中空夹层玻璃面板强度和刚度，并将校核结果作为安全性评估依据之一，但未进行玻璃板安装紧固性能现场检测。陈小亮等[4]考虑不同的玻璃板厚度、方形玻璃板边长、矩形玻璃板宽长比、开孔数量、孔心边距和孔径的影响，利用ANSYS软件对点支承幕墙玻璃板进行了计算研究。徐增建等[5]通过分析玻璃破损的性质、原因及有限元模拟分析，给出相应的构造控制措施。阎玉芹等[6]分析了六点式玻璃板在风荷载作用下，中间支撑点的应力变化，提出中间支撑点采用弹性支撑可以显著缓解玻璃应力。刘俊等[7]提出采用有限元软件近似计算矩形钢立柱抗弯强度和挠度的方法是可行的。

上述文献研究结论主要集中于点支承幕墙玻璃面板应力场和位移的研究，未考虑驳接头类型、玻璃板厚度对点支承玻璃板应力和挠度的影响。考虑到点支承玻璃幕墙面板安装节点紧固情况直接影响幕墙整体安全，本文介绍了采用吸盘检测面板紧固情况的方法，并采用上述有限元模型研究吸盘加载区形状和尺寸对玻璃板力学性能的影响。研究结果为实际工程中点支承玻璃板力学性能分析及牢固性判定提供了理论参考依据和检验方法。

1 有限元建模

采用有限元分析软件建立平面尺寸200 mm×200 mm的四点跨中支承单片玻璃板模型，玻璃的弹性模量根据文献[9]取0.72×105N/mm2，泊松比v取0.2。文本以浮头式驳接头为研究对象，如图1所示，驳接头承座直径为48 mm，前后夹板外直径为70 mm。依据驳接头承座的尺寸在玻璃板四个角部各切出直径为50 mm的孔，孔边距为100 mm。在玻璃板四个孔心位置分别建立对应的参考点RP1、RP2、RP3和RP4，再将支承孔环面区域(玻璃板与圆形夹板接触区域)和支承孔侧面(玻璃板与圆形承座接触区域)耦合到对应的参考点上，如图3所示，耦合的自由度包括Ux、Uy、Uz、URx、URy、URz。

图1 玻璃安装节点实物图

图2 玻璃板模型

图3 孔边约束

将模型进行网格划分，考虑到玻璃孔边容易产生应力集中，因此对孔边缘部位网格进行加密划分处理，如图4所示。根据文献[9]，点支承玻璃板变形挠度限值取支承点间长边边长的1/60，则本文玻璃板挠度限值取29 mm，挠度限值超过玻璃板厚度，属于比较复杂的非线性弹性力学问题，因此有限元分析过程考虑了面板几何非线性的影响。

图4 网格划分

根据文献[9]，玻璃面板的风荷载标准值wk取1 kN/m2，地震作用标准值qEk参考文献中垂直于玻璃幕墙平面的分布水平地震作用标准值公式算得：

式中：动力放大系数βE取5.0，水平地震影响系数αmax取值查阅表1。

表1 水平地震影响系数αmax

2 有限元分析结果

2.1 驳接头类型的影响研究

根据相关工程背景，玻璃板厚度分别取6 mm、8 mm、10 mm、12 mm、15 mm和19 mm。驳接头类型分别取球铰式和固定式，对球铰式驳接头的四个参考点施加Ux、Uy、Uz平动方向位移约束，释放URx、URy、URz方向的转动约束；对固定式驳接头的四个参考点施加Ux、Uy、Uz平动方向和URx、URy、URz转动方向的约束。施加完约束后将效应组合等效成均布荷载作用在玻璃板上(注：本文研究暂不考虑玻璃板重力影响)，计算结果对比情况如图5、图6所示。

图5 驳接头对板最大主应力的影响

图6 驳接头对板挠度的影响

图5显示同尺寸的玻璃板采用球铰式驳接头时，其孔边最大主应力均小于采用固定式驳接头支承的玻璃板孔边应力，跨中最大主应力略大于采用固定式驳接头支承的玻璃板跨中应力。相对于6 mm厚的玻璃板，采用球铰式驳接头的孔边最大主应力比采用固定式驳接头时降低了60.5%，跨中最大主应力增加了5.3%。

图6显示同尺寸的玻璃板其中心挠度均大于板边缘挠度，采用球铰式驳接头时，其板中心挠度和边缘挠度均大于采用固定式驳接头支承的玻璃板相应挠度，且随着板厚的增加，采用固定式驳接头支承的玻璃板挠度降幅大于球铰式驳接头支承的玻璃板。相对于6 mm厚的玻璃板，采用球铰式驳接头的板中心挠度、板边缘挠度与采用固定式驳接头的板相应挠度近似相等；相对于19 mm厚的玻璃板，采用球铰式驳接头的板中心挠度是采用固定式驳接头板中心挠度的2.4倍，边缘挠度的2.8倍。

对比有限元计算结果发现，铰接式驳接头和固定式驳接头相比，前者可以有效降低孔边最大主应力，后者可以有效降低板中心挠度，根据文献[9]可知，玻璃破损是由强度控制的，因此建议实际工程中优先采用球铰式驳接头作为点支承玻璃板的支承装置。

2.2 玻璃板厚度的影响研究

模型同2.1节，本节仅研究采用球铰式驳接头支承的玻璃板。

图7(a)、图7(b)显示玻璃板在垂直于板面的风荷和地震作用下，最大主应力部位在支承孔处，数值近似为跨中最大主应力的3.5倍。现行规范[9]中仅给出计算点支承玻璃板跨中弯曲应力计算公式，未给出孔边应力计算公式，规范[9]中对于支承孔部位应力集中的问题给予的是通过限制孔边距开孔尺寸，孔边距及玻璃板最小厚度等措施来确保安全。建议实际点支承玻璃板工程设计计算过程中除应采用规范[9]中公式校核玻璃板跨中弯曲应力外，还应采用有限元方法校核支承孔边应力，同时严格执行规范[9]中的相关构造要求。

图7 10 mm厚玻璃板应力与挠度云图

图8显示孔边最大主应力和跨中最大主应力均随着板厚的增加而降低，19 mm厚玻璃板相较于6 mm厚玻璃板的孔边最大主应力降低了83.1%，跨中最大主应力降低了56%。图9显示同尺寸玻璃板最大挠度均出现在板中心部位，最小挠度均出现在板支承孔部位，且板中心挠度和板边缘挠度均随着板厚的增加而降低，19 mm厚玻璃板相较于6 mm厚玻璃板中心挠度降低了63.5%，板边缘挠度降低了56.2%。

图8 板厚对最大主应力的影响

图9 板厚对挠度的影响

2.3 加载区形状的影响研究

模型同2.2节，为确保加载区面积近似相等，方形加载区尺寸取800 mm×800 mm，圆形加载区半径r取450 mm。将风荷载和地震作用等效成合力施加在加载区内，加载示意图如图10、图11所示，计算结果见表2。

图10 方形加载区示意图图11 圆形加载区示意图

表2 板应力和挠度计算结果

计算结果显示，方形加载区玻璃板的孔边最大主应力、跨中最大主应力、板中心挠度及板边缘挠度与圆形加载区玻璃板相应计算结果基本相同，因此检测过程中可根据现场操作的便捷性择优选定加载区形状。

2.4 加载区尺寸的影响研究

模型同2.2节，方形加载区尺寸分别取200 mm、400 mm、600 mm、700 mm、1 000 mm、1 200 mm、1 400 mm和1 600 mm，同2.3节将风荷载和地震作用等效成合力施加在加载区内，计算结果如图12所示。

图12 加载区尺寸对板应力的影响(注：图中1R表示加载区边长是玻璃板边长的1/10)

计算结果显示，随着玻璃板边长与方形加载区边长比值的增加，玻璃板孔边最大主应力和跨中最大主应力均降低，相对于200 mm×200 mm加载区的玻璃板，1 200 mm×1 200 mm加载区玻璃板孔边最大主应力降低了13%、板跨中最大主应力降低了56.8%，1 600 mm×1 600 mm加载区玻璃板孔边最大主应力降低了23.6%、板跨中最大主应力降低了61.6%。对比结果表明加载区尺寸对玻璃板跨中最大主应力影响较大，当加载区边长与玻璃板边长比值超过0.6后玻璃板跨中最大主应力降低幅度减小，且此时数值与对比板跨中最大主应力相比仅提高了17.4%。加载区边长与玻璃板边长比值越大，则孔边和跨中最大主应力与对比板数值越接近，但由于玻璃面板均已安装上墙，携带大尺寸的仪器设备不利于检测工作开展，且对设备自身刚度要求较高。建议现场被测玻璃板加载区居中布置，加载区边长与被测玻璃板边长比值宜不低于0.6。