短槽式石材幕墙挂装节点的受力性能

2023-01-12杨士萱郭子雄

建筑材料学报 2022年12期

杨士萱，郭子雄，2，*，叶勇，2，刘洋，2

（1.华侨大学土木工程学院，福建厦门 361021；2.华侨大学福建省结构工程与防灾重点实验室，福建厦门 361021）

石材幕墙具有细密耐久、天然质朴和装修效果高端大气等优点，被广泛应用于公共建筑、高档酒店和高端住宅的外围护结构［1］.在过去的几十年中，通过连接节点承载力试验，分析了石材面板［2］、销钉直径［3］、钻孔直径［4］、销钉套管［5］、孔内砂浆［6］对销钉式幕墙节点处挂装强度的影响，发现节点的构造尺寸和填充材料对承载力均有影响.填充材料在一定程度上延缓了石材的开裂破坏［7］.石材幕墙产业蓬勃发展，短槽式干挂法取代了销钉工艺，成为一种新型的施工方法［8-9］，开创了石材幕墙安装技术新纪元，并引起科研工作者的密切关注.Camposinhos［10］发现槽式连接的试件破坏均为槽口破坏，并提出了考虑槽口尺寸和挂件相对锚入位置的半经验强度公式.Conroy等［11］讨论了石材面板、挂件之间的相互作用.但是槽式石材幕墙节点的石材面板和干挂件之间需要填充大量的环氧树脂胶，当前槽内胶黏剂对节点破坏机理和受力性能的影响研究仍然缺乏理论基础和试验依据.

基于此，本文统筹考虑了现有文献和国内外规范［12-13］，对试件尺寸进行设计，分析了不同填胶率对短槽式花岗岩幕墙挂装节点破坏荷载的影响规律，提出考虑石材胶黏剂影响的花岗岩石材幕墙挂装节点破坏荷载计算公式，以期为工程中槽式石材幕墙规范化施工提供参考建议.

1 试验

1.1 试件设计

石材采用福建省花岗岩.石材的轴压强度根据JTG E41—2005《公路工程岩石试验规程》进行测试，试件为直径50 mm、高径比1∶1的圆柱体，每组5个试件，测得其平均抗压强度为118.3 MPa；Yan等［14］经过大量试验，得到石材的抗拉强度为其单轴抗压强度的4.0%～5.0%，本文取平均值4.5%，得到石材的单轴抗拉强度为5.32 MPa；根据GB/T 9966.12—2001《天然饰面石材试验方法》，得到石材弹性模量实测值为45 GPa，并进行四点弯曲加载试验，每组5个试件，测得石材的平均抗弯强度为14.3 MPa；根据JGJ 133—2001《金属与石材幕墙工程技术规范》，取抗弯强度的23%，计算得到石材的抗剪强度为3.28 MPa.

花岗岩面板（GCP）试件尺寸L×B×H=300 mm×270 mm×25 mm，在面板一侧按实际工程要求加工槽口，短槽口厚t=7 mm，槽口处单边板厚t1=9 mm，槽深b0=20 mm.干挂件采用304不锈钢，其锚入深度bs=10 mm，宽度a0=40 mm，厚ts=3 mm.试验中槽内石材胶黏剂选用环氧树脂胶，受力侧的填胶厚度Δ=2 mm.为保证试验操作中石材胶黏剂填胶率β（石材胶黏剂填充深度a（基于切口边缘）与b0的百分比）的准确性，采用厚1 mm矩形有机玻璃进行位置隔离，石板槽外和挂件之间按实际工程填充3 mm橡胶垫片.每组制作4个相同试件，结果取平均值.试件示意图见图1，其参数见表1.

图1 试件示意图Fig.1 Diagrams of specimens（size：mm）

表1 试件参数Table 1 Parameters of specimens

1.2 试验方法

采用可满足不同尺寸需求的石材幕墙节点承载力试验的自平衡试验架［15］.干挂件通过螺栓固定在冷成型的阶梯状锚固墩上，且锚固墩使用螺纹杆连接到重型钢制自平衡试验架上；在加载端设置圆柱和钢垫片，将作动器点荷载转为线荷载［16］，两端支座分别为固定支座和半球形铰支座，以模拟石材幕墙节点处的边界状态［17］.在石板开槽边的2侧设置位移计，用于观察节点侧在加载过程中的位移.采用50 kN液压千斤顶对试件进行单调加载，并用力传感器控制加载进程［18］.随着荷载的增加，在达到最大荷载时，伴随1声巨响，试件承载力迅速下降，试验结束.记录挂装单元的破坏荷载、破坏位置和破坏特征［19］.由于石材胶黏剂的存在提高了节点的强度，但提高的幅度以干挂节点的承载力为参考，因此，试件挂装强度用试件破坏时的最大载荷（即破坏荷载）表示.

2 结果和分析

2.1 试验现象和破坏特征

试件破坏后的表面情况见图2.由图2可见，试件破坏均集中在石板槽口附近，但不同填胶率的节点破坏特征存在明显差异：无胶试件节点破坏沿槽内边进行开裂，破坏顶面面积大且呈半梭形，侧面开裂短边大于挂件宽度，破坏没有预兆，破坏现象与Lammer试验结果［20］吻合；填充石材胶黏剂后，试件侧面开裂短边等于挂件宽度，此时破坏顶面的面积明显小于无胶试件，且形状也由半梭形向半圆形过渡.由此可见，当填充石材胶黏剂时，节点的破坏截面位置主要与填胶率有关.

图2 试件破坏后的表面情况Fig.2 Surface conditions of specimens after failure

DH100破坏后的三视图见图3.由图3可见：填充石材胶黏剂的节点在破坏时，形成锥台破坏面（见图3（a）），脱落块破坏顶面最大长la、宽lb（图3（b）），破坏顶面弧长ab，且可简化为等腰三角形，挂件连带上侧部分石材胶黏剂和石材一起脱落（见图3（c）），造成节点失效；在板的侧面及斜面形成一定的锥形倾角，包括：斜表面破坏角θ1，侧面破坏角θ2.由此可见，随着填胶率的增加，试件的破坏状态由弯曲破坏为主转变为冲切破坏为主.

图3 DH100破坏后的三视图Fig.3 Three views of DH100 after failure

承载力试验结果见表2（表中U、S分别为位移、破坏顶面表面积；θ为θ1、θ2的平均值）.由表2可见：随着填胶率的增加，试件的破坏顶面表面积降低，脱落块的长宽与表面积成正比；与无胶试件DH0相比，DH100的破坏顶面表面积减小了33.45%；不同填胶率试件的破坏角近似，但均与DH0相差较大；石材胶黏剂的填充对试件θ1影响较大，而填胶率的变化对θ2影响甚微.

表2 承载力试验结果Table 2 Results of bearing capacity test

2.2 节点破坏荷载

不同填胶率下节点的破坏荷载试验值Fu，e见图4.由图4可见：无胶试件DH0破坏荷载较小，随着填胶率的增加，试件破坏荷载试验值随之增大，DH100的最大破坏荷载试验值比DH0增加了2.79倍；填胶率为40%～80%时，节点的破坏荷载试验值提升速率有所降低；填胶率β＞80%后，节点的破坏荷载试验值增长速率趋于平稳，如DH80与DH100节点的破坏荷载试验值仅相差5%.由此可见，石材胶黏剂对节点破坏荷载试验值有明显影响，这是因为石材胶黏剂固化后可有效分担部分外荷载，同时其黏接作用可使槽口对称的边槽也起到抵抗外荷载作用，有效增加受力侧厚度.

图4 不同填胶率下节点的破坏荷载试验值Fig.4 Fu，e of joints under different filling rates

3 节点破坏荷载计算

3.1 基于石材材料性质的破坏荷载公式

基于花岗岩的抗剪强度，根据规范JGJ 133—2001，节点处破坏荷载计算值Fu，cj为：

式中：l0为槽底总长度，mm；τk为石材的抗剪强度，N/mm2；γ为应力调整系数，取1.25.

基于花岗岩的抗弯和抗剪强度，利用第一主应力公式耦合，依据Camposinhos［10］经验公式计算短槽式石材幕墙节点处的破坏荷载计算值Fu，cc：

式中：σ为花岗岩抗弯强度，N/mm2；Keff为有效应力集中系数；Kt为应力集中系数，取1.58［21］.

3.2 基于冲切破坏模型的破坏荷载公式

采用最大拉应力理论，对节点冲切破坏机理进行分析，得到冲击破坏模型见图5（图中h0为冲切破坏锥体的有效高度）.随着外荷载的增加，临界截面拉应力和剪应力共同作用，当主应力达到石材抗拉强度时，试件脆性开裂，节点冲切破坏.冲切破坏荷载计算值Fu，c1为：

式中：A为锥台侧面积，mm2；σs为花岗岩抗拉强度，N/mm2，极限状态时，锥台开裂面拉应力取石材单轴抗拉强度［σt］，即σs=［σt］.

由图5可知，冲切破坏截面可近似等效为展开后的梯形平面，则锥台面积A为：

图5 冲切破坏模型Fig.5 Punching shear failure model

式中：at为锥台底面弧长，mm.

将破坏角试验数据代入式（4）计算得到Fu，c1；分别采用式（1）、（2）计算得到Fu，cj、Fu，cc，结果见表3.由表3可见，填充石材胶黏剂后，节点的Fu，e与Fu，cj的偏差为0.092～0.443.由于节点的破坏机理复杂，影响因素较多，式（1）简化了力学模型和计算公式.由计算值Fu，cj与试验值Fu，e对比发现，当填胶率不足时，计算值高估了节点的破坏荷载，存在安全隐患.试验值Fu，e与式（2）计算值Fu，cc有0.080～0.242的偏差.当槽内填满石材胶黏剂时，计算值Fu，cc低估了节点处的破坏荷载，式（2）较保守，原因在于计算时认为石板槽口的单边槽承担外荷载作用.式（4）计算值与试验值有0.030～0.066的偏差，Fu，c1接近于试验值，这证明了本文提出的平面外作用下考虑石材胶黏剂短槽式石材幕墙挂装节点破坏模型的合理性.

当β＞40%时，为便于公式应用，基于节点处冲切破坏模型，引入施工误差系数K与β之间的关系K=(tanθ1-1)β+tanθ2，将其代入式（4），得到考虑填胶率的节点破坏荷载计算值Fu，c2为：