[摘 要]點支承開孔玻璃板承受垂直于板面的均布荷載時,開孔周圍分布著較大的集中應力,顯著影響著玻璃板的承載性能。目前國內外對于點支承單層玻璃板孔邊應力的研究較多,但關于中空玻璃板孔邊應力的研究尚不多見。本文利用有限元方法求解四點支承中空玻璃孔邊最大應力,討論了孔邊最大應力對于玻璃板承載性能的影響,指出孔心邊距以及外、內片厚度對于孔邊應力都有較大的影響,并與試驗結果進行比較分析,對點支承中空玻璃的設計作出了必要建議。
[關鍵詞]點支承玻璃幕墻;中空玻璃;孔邊應力;有限元方法
1 前 言
點支承玻璃幕墻是用金屬連接件和緊固件將玻璃與支承結構連接成整體的建筑結構形式,玻璃板往往需要在點支承處開孔以安裝連接件。中空玻璃是在兩層鋼化玻璃之間的封閉空間內充入惰性氣體[1][2],在國家大劇院等項目中得到了廣泛使用。國內外試驗資料表明,開孔玻璃面板的最大應力往往在鉆孔處。同時孔邊緣在切割過程中形成的大量微裂紋,使該處強度有所降低。故開孔周邊是點支式玻璃幕墻的薄弱處[3,4,5]。現行規范、規程尚未對玻璃孔邊應力的計算做出嚴格、定量的規定,國內外對于點支承單層玻璃板孔邊應力的研究較多,而關于中空玻璃孔邊應力的研究還不多 見[5,6]。本文使用有限元方法,對四點支承中空玻璃的孔邊應力進行計算,分析了孔心邊距、玻璃板、中空層厚度等因素對于孔邊最大應力的影響,提出了必要的設計建議。
2 孔邊應力的有限元分析方法
2.1 點支承中空玻璃基本承載特點
流體靜止時,起作用的只是垂直于各接觸面的力,中空玻璃板中空層中的氣體不具有抗彎剛度,也不能阻止內、外片在面內的相對滑移。設中空玻璃承受的總荷載集度為ps;外、內片分別承擔荷載為p0和pi。中空層中氣體的作用,即為在垂直于玻璃板的方向上,將pi從中空層的上表面傳遞至內片的上表面,同時中空層內壓產生增量:pg=pi。故考慮中空玻璃受彎承載性能,只需考慮中空層在垂直于玻璃板方向上的作用[2,7]。
2.2 點支承中空玻璃有限元計算方法
本文使用綜合有限元程序ANSYS建立模型。為了能夠模擬點支承中空玻璃支承孔邊緣的構造,外、內片玻璃采用Solid單元建模,并在板面大范圍內通過Sweep方式生成規則分布的單元(圖1)。
使用ANSYS提供的Combin單元模擬氣體層行為。Combin(彈簧-阻尼組合單元)具備二個節點,可以計算軸向的壓縮及阻尼行為。本文根據清華大學及同濟大學完成的點支承中空玻璃試驗建立模型[2,8],幾何參數如表1。根據對稱性建立1/4模型,使用Solid單元模擬玻璃板,在外、內板之間除點支承外,均勻的設置n個Combi
單元模擬氣體層的壓縮性能(圖1)。Combin單元的彈性模量由式(1)計算:
其中,K為Combin單元的總彈性模型,k為假設各處壓縮性一致時每個Combin單元的彈性模量;P0為1標準大氣壓(1.013×105Pa);A為玻璃板的面積;d0為中空層的初始厚度。
中空玻璃對于連接處的氣密性要求很高,故實際工程中的點支承中空玻璃通常采用圖2所示的浮頭式點支承連接形式[4]。為精確求解開孔處周邊的應力,在該處細分單元(圖1和圖3a)。模仿圖建立浮頭式金屬連接件及塑料墊層(圖3b),將其嵌入開孔處。金屬連接件、塑料墊層及玻璃板之間進行“粘結”,使其互相粘結處具有一致的位移。各材料常數如表2。
2.3 試驗與計算值比較
文獻[2]和[8]的試驗位移測值、現行規范及本文的有限元計算值,繪于圖4、圖5中。圖中位移取中空玻璃外、內片板心位移的平均值。本文有限元計算值與兩個試驗的結果都吻合得較好。
2.4 孔邊應力分布特點
使用有限元方法計算了文獻[2]試驗的孔邊應力,圖6所示為外、內片孔邊應力分布情況。由圖可見,外、內片孔邊緣應力極值均出現于孔內側邊緣附近。不同的是,外片孔邊應力分布與單層點支承玻璃的孔邊應力分布很相似[1],應力極值距離孔邊緣尚有一距離;而內片孔邊應力極值處緊鄰孔邊緣,這主要是由外、內片的受支承情況的差別引起。本例中外片孔邊應力極值約為內片的86%。
3 孔邊應力狀態影響因素分析
影響孔邊應力分布的因素較多,本文討論了孔心邊距、內外片玻璃厚度及中空層厚度等因素對于孔邊最大應力的影響。
3.1 孔心邊距的影響
采用2000mm×2000mm的板件,厚度為10mm+12mm(中空層)+10mm,孔心邊距從60mm增至280mm,荷載2kN/m2,計算內、外片孔邊拉應力極值及內片長邊中點應力。結果顯示(圖7):
(1)隨孔心邊距增加,長邊邊緣中點的應力迅速下降。內片孔邊應力極值雖然也隨之下降,但始終大于長邊邊緣中點應力。
(2)隨孔心邊距增加,內片孔邊應力極值始終大于外片。但前者不斷下降,后者不斷上升,當孔心邊距約為板邊長的1/7時,內、外板孔邊的最大應力已非常接近。這主要由內、外板的不同支承條件引起。
(3)隨孔心邊距增加,外片孔邊最大應力有少許上升,在孔心邊距達到板邊長的1/14時超過長邊邊緣中點的應力。
3.2 玻璃板厚的影響
采用2000mm×2000mm的板件,中空層厚12mm,孔心邊距120mm,荷載2kN/m2,分別討論單獨變動內片或外片板厚時孔邊最大應力的變化。
3.2.1 內片厚度變化
將外片厚度固定為12mm,內片厚度從8mm增至16mm,結果顯示(圖8):
(1)隨內片板厚增加,內、外片板邊緣中點應力均呈下降趨勢。因外荷載是按內、外片抗彎剛度的比例進行分配[7],外片分配到的荷載迅速減少,內片則因板厚增加分配到較大荷載,故應力下降的幅度較小。
(2)隨內片板厚增加,內、外片孔邊最大應力均迅速降低,且下降幅度基本相當,內片孔邊最大應力始終大于外片。
3.2.2 外片厚度變化
將內片厚度固定為12mm,外片厚度從8mm增至16mm(圖9)。外片厚度的變化過程與前述內片厚度變化是對
稱的,應力變化趨勢呈現出相似之處,這同時驗證了中空玻璃按抗彎剛度分配外荷載的特點。內、外片孔邊的最大應力基本保持同樣的下降幅度,內片孔邊最大應力始終是板內最大主應力。
3.3 氣體層厚度的影響
采用2000mm×2000mm的板件,內、外片均厚10mm,孔心邊距120mm,荷載2kN/m2,中空層厚度從10mm增至20mm(圖10)。內、外片長邊中點應力基本上相等,且應力值基本不變。同時,內片孔邊最大應力有少許下降,外片則有少許上升,但變化量很小,可忽略不計。
4 總 結
(1)本文從中空玻璃的承載性能出發,根據點支承的構造特點進行有限元計算,對于點支承中空玻璃變形的計算與試驗結果吻合得較好。
(2)本文計算顯示,內片孔邊最大應力一般都大于外片。但內片孔邊應力極值很難通過實體實驗進行量測,故在工程實踐中必要時應進行點支承中空玻璃孔邊應力的理論計算,為設計提供必要的依據。
(3)隨著孔心邊距增大,內、外片孔邊最大應力呈現互相接近的趨勢。內片孔邊最大應力的下降幅度與板面長邊中點應力相比較小,且當孔心邊距增至板邊長的1/7左右時,孔邊應力基本不再下降,其值大于板面其他各處,應進行相應驗算。
(4)隨著內、外板厚度增加,孔邊最大應力、板邊緣中點應力均大幅度下降。內、外片孔邊應力的下降幅度基本相當,前者應力值總是大于后者。內片孔邊最大應力與板邊中點應力都有可能成為板內的最大應力,有必要對孔邊應力進行驗算。
(5)中空層厚度對于孔邊應力變化的影響很小,可以忽略不計。
5 結 語
(1)提出了一種對CFRP加固后
混凝土梁的荷載-
撓度曲線計算的全過程分析方法。該方法概念明確,運用該方法能夠較好地模擬
碳纖維板加固混凝土
構件的受力過程,計算所得的荷載特征點(如
鋼筋屈服等)以及荷載-撓度曲線均與試驗結果吻合較好;
(2)所提出的方法不僅適用于側面粘貼CFRP加固后混凝土梁的荷載-撓度曲線的計算,也適用于底部粘貼CFRP的混凝土梁,甚至適用于其它外貼的線彈性材料加固后混凝土梁的荷載-撓度曲線的計算,只是不同的材料,應考慮其不同的應力-應變關系。
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