陳 晨 翁振江 楊才千 王 冠

(1東南大學土木工程學院, 南京 210096)(2云南大學建筑與規(guī)劃學院, 昆明 650091)

拉索玻璃幕墻連接件抗傾覆性能的影響因素分析

陳 晨1翁振江2楊才千1王 冠1

(1東南大學土木工程學院, 南京 210096)(2云南大學建筑與規(guī)劃學院, 昆明 650091)

為了提高拉索玻璃幕墻連接件的抗傾覆性能,分析了導致連接件傾覆的主要因素.提出了駁接爪式和夾板式連接件的統(tǒng)一力學模型,探討了拉索截面積、預張力、跨度、索間距、玻璃與豎索間距、握裹長度、玻璃邊長等參數(shù)對連接件抗傾覆的影響.研究結(jié)果表明:豎索截面積對連接件抗傾覆性能的影響大于橫索截面積,豎索預張力的影響大于橫索預張力,豎索跨度的影響大于橫索跨度,豎索握裹長度的影響大于橫索握裹長度;傾角與豎索截面積呈冪函數(shù)關(guān)系;當索網(wǎng)跨度為12.6 m、玻璃為正方形時,傾角與玻璃邊長呈指數(shù)關(guān)系;索網(wǎng)最下排跨中連接件的傾角最大;增加豎索的截面積、預張力、握裹長度,減小豎索的跨度和玻璃邊長有利于改善連接件的抗傾覆性能.

拉索玻璃幕墻;連接件;抗傾覆;數(shù)值模擬;參數(shù)分析

連接件是拉索玻璃幕墻體系的重要組成部分.它將玻璃固定在拉索結(jié)構(gòu)上,同時將玻璃所受的各項荷載傳遞給拉索,是決定點式幕墻體系綜合性能的關(guān)鍵部件.連接件主要分為駁接爪式和夾板式2種.通常情況下,連接件在施工和使用過程中會出現(xiàn)一定的傾覆,不僅給幕墻施工帶來不便,還會影響玻璃的使用壽命和幕墻的密封性.

目前,針對拉索式玻璃幕墻的研究主要集中在幕墻結(jié)構(gòu)的受力特征[1-5]、連接件承載能力[6]、疲勞性能測試[7]、新材料應用[8]、外觀形式改進[9]、損傷評估[10]、抗沖擊[11]等方面,關(guān)于連接件抗傾覆性能的研究較少.

本文提出了拉索幕墻玻璃連接件的統(tǒng)一力學模型,并在此基礎上建立了索網(wǎng)的有限元模型,分析研究了拉索截面積、預張力、跨度、索間距、玻璃與豎索間距、握裹長度、玻璃邊長等參數(shù)對連接件抗傾覆性能的影響.

1 連接件的力學模型

(a) 夾板式

(b) 駁接爪式

2 連接件抗傾覆影響參數(shù)

2.1 索網(wǎng)有限元模型的建立

采用ANSYS軟件進行數(shù)值模擬,分析連接件抗傾覆性能的影響參數(shù).連接件建模采用beam44單元.考慮拉索的抗彎剛度,拉索建模也采用beam44單元.由于拉索生產(chǎn)廠家很少對拉索的抗彎剛度進行實測,因此將拉索的橫截面按等面積原則折算成實心圓形鋼棒,以實心圓形鋼棒的抗彎剛度作為拉索的抗彎剛度[12],連接件和拉索的材料及其物理參數(shù)如表1所示.

索網(wǎng)跨度及玻璃邊長如圖2所示.每1 m2玻璃重力取1 kN.橫索和豎索與主體結(jié)構(gòu)鉸接.橫索直徑為40 mm, 豎索直徑為26 mm,拉索預張力取拉索極限抗拉強度的30%,索網(wǎng)跨度為12.6 m×12.6 m,玻璃為正方形,邊長為1.8 m,玻璃與豎索間距為100 mm,索間距為40 mm,橫索和豎索的握裹長度為70 mm.

圖2 索網(wǎng)跨度及玻璃邊長(單位:m)

2.2 影響參數(shù)分析

選取拉索截面積、預張力、跨度、索間距、玻璃與豎索間距、握裹長度、玻璃邊長共7個參數(shù),分析其對連接件抗傾覆性能的影響.

2.2.1 拉索截面積的影響

研究拉索截面積對連接件抗傾覆性能的影響時,從橫索截面積和豎索截面積2個方面來分析.

取直徑為12～45 mm的橫索,截面積的變化范圍為85.95～1 196.11 mm2.經(jīng)過計算得到最下排跨中連接件的傾角最大,且最大傾角隨橫索截面積的變化曲線如圖3所示.由圖可知,隨著橫索截面積的增加,連接件最大傾角出現(xiàn)先減小后增加再減小的變化趨勢.從整體來看,最大傾角的變化范圍為2.371×10-2～2.375×10-2rad,變化程度很小.由此認為橫索截面積對連接件的抗傾覆性能影響不大,可以忽略不計.

然后,取直徑為18～40 mm的豎索,截面積的變化范圍為192.15～945.07 mm2.經(jīng)過計算得到,最下排跨中連接件所產(chǎn)生的傾角最大,且最大傾角

圖3 最大傾角隨橫索截面積的變化曲線

隨豎索截面積的變化曲線如圖4所示.由圖可知,隨著豎索截面積的增加,連接件的最大傾角逐漸減小,變化曲線公式為y=126 401x-1.806.出現(xiàn)這一現(xiàn)象的原因在于,玻璃的重力對豎索產(chǎn)生一個豎向力和一個彎矩,豎索截面積越大,抗彎剛度EI越大,由此產(chǎn)生的最大傾角越小.

圖4 最大傾角隨豎索截面積的變化曲線

由以上分析可知,豎索截面積對連接件抗傾覆性能的影響大于橫索截面積.

2.2.2 拉索預張力的影響

下面從橫索預張力和豎索預張力2個方面來分析拉索預張力對連接件抗傾覆性能的影響.

以直徑為40 mm橫索的極限抗拉強度為標準,分別取極限抗拉強度的20%,25%,30%,35%,40%,45%,50%作為拉索的預張力.經(jīng)過計算結(jié)果顯示,最下排跨中連接件的傾角最大,且最大傾角隨橫索預張力的變化曲線如圖5所示.由圖可知,隨著橫索預張力的增加,連接件的最大傾角逐漸減小.橫索預張力平均每增加10 kN,連接件最大傾角減小1.11×10-4rad,影響程度較明顯.

圖5 最大傾角隨橫索預張力的變化曲線

出現(xiàn)這一現(xiàn)象的原因在于,連接件在玻璃重力作用下傾覆的過程中會給橫索一個向上的力,使橫索產(chǎn)生向上的撓曲變形.同時,橫索產(chǎn)生一個向下的力,阻礙連接件的轉(zhuǎn)動.橫索的預張力越大,抵抗變形的能力越強,對連接件轉(zhuǎn)動的阻礙也越大,從而導致連接件的最大傾角越小.

然后,以直徑為26 mm的豎索的極限抗拉強度為標準,分別取極限抗拉強度的20%,25%,30%,35%,40%作為豎索的預張力.經(jīng)過計算得到,最下排跨中連接件的傾角最大,且最大傾角隨豎索預張力的變化曲線如圖6所示.由圖可知,隨著豎索預張力的增加,連接件的最大傾角逐漸減小.豎索預張力平均每增加10 kN,最大傾角減小7×10-4rad,影響程度較明顯.究其原因在于,豎索預張力越大,抵抗彎曲變形的能力越強,連接件的傾角越小.

圖6 最大傾角隨豎索預張力的變化曲線

由此可知,豎索預張力對連接件抗傾覆性能的影響大于橫索.

2.2.3 拉索跨度的影響

從橫索和豎索跨度2個方面分析拉索跨度對連接件抗傾覆性能的影響.

將橫索跨度分別取值為9.0,10.8,12.6,14.4,16.2,18.0,19.8,21.6,23.4 m.經(jīng)過計算得到,最下排跨中連接件的傾角仍為最大值,且最大傾角隨橫索跨度的變化曲線如圖7所示.由圖可知,隨著橫索跨度的增加,連接件最大傾角逐漸增大.橫索跨度平均每增加1 m,最大傾角增加1.7×10-4rad,影響較明顯.出現(xiàn)這一現(xiàn)象的原因在于,隨著橫索跨度的增加,邊界約束對跨中連接件的約

圖7 最大傾角隨橫索跨度的變化曲線

束逐漸減小,從而導致橫索的橫向撓曲剛度減小,對連接件傾覆的阻礙作用也相應減弱.

將豎索跨度分別取值為9.0,10.8,12.6,14.4,16.2,18.0,19.8,21.6,23.4 m.經(jīng)過計算得到最下排跨中連接件傾角最大,且最大傾角隨豎索跨度的變化曲線如圖8所示.由圖可知,隨著豎索跨度的增加,連接件的最大傾角逐漸增大.豎索跨度平均每增加1 m,連接件的最大傾角增加2×10-4rad.究其原因在于,隨著豎索跨度的增加,豎索所承受的玻璃重力越大,索網(wǎng)底部連接件處的索力越小,豎索面外剛度也越小,從而導致最大傾角越大.

圖8 最大傾角隨豎索跨度的變化曲線

由此可知,豎索跨度對連接件抗傾覆性能的影響略大于橫索.

2.2.4 玻璃與豎索間距的影響

將玻璃與豎索的間距分別取值為40,60,80,100,120,140 mm.經(jīng)過計算得到,最下排跨中連接件的傾角仍為最大,且最大傾角隨玻璃與豎索間距的變化曲線如圖9所示.由圖可知,隨著玻璃與豎索間距的增加,連接件的最大傾角逐漸增大.間距平均每增加10 mm,連接件最大傾角增加3×10-4rad,影響較大.這是因為玻璃與豎索間距越大,豎索受到的傾覆力矩越大,最大傾角也就越大.

圖9 最大傾角隨玻璃與豎索間距的變化曲線

2.2.5 索間距的影響

將索間距分別取值為40,50,60,70,80,90,100,110,120,130,140 mm.經(jīng)過計算得到,最下排跨中連接件的傾角最大,且最大傾角隨索間距的變化曲線如圖10所示.由圖可知,隨著索間距的增加,連接件的最大傾角逐漸減小.索間距平均每增

圖10 最大傾角隨索間距的變化曲線

加10 mm,連接件的最大傾角減小1×10-4rad.這是因為索間距越大,抵抗連接件轉(zhuǎn)動的力臂越大,最大傾角也就越小.

2.2.6 拉索握裹長度的影響

下面從橫索握裹長度和豎索握裹長度2個方面來分析拉索握裹長度對連接件抗傾覆性能的影響.

將橫索握裹長度分別取值為30,50,70,90,110,130,150 mm.經(jīng)過計算得到最下排跨中連接件的傾角最大,且最大傾角隨橫索握裹長度的變化曲線如圖11所示.由圖可知,隨著橫索握裹長度的增加,最大傾角逐漸增大.橫索握裹長度平均每增加10 mm,傾角增加10-6rad.因此,橫索握裹長度對連接件的抗傾覆影響可以忽略不計.

圖11 最大傾角隨橫索握裹長度的變化曲線

將豎索握裹長度分別取值為30,50,70,90,110,130,150 mm.經(jīng)過計算得到最下排跨中連接件的傾角最大,且最大傾角隨豎索握裹長度的變化曲線如圖12所示.由圖可知,隨著豎索握裹長度的增加,最大傾角逐漸減小.豎索握裹長度平均每增

圖12 最大傾角隨豎索握裹長度的變化曲線

加10 mm,最大傾角減小9.17×10-4rad.出現(xiàn)這一現(xiàn)象的原因在于,豎索的握裹長度越大,連接件抵抗傾覆的力臂越長,從而導致最大傾角越小.

對比可知,豎索握裹長度對連接件抗傾覆性能的影響大于橫索.

2.2.7 玻璃邊長的影響

在跨度不變的前提下,正方形玻璃邊長分別取0.9,1.4,1.8,2.1 m.經(jīng)過計算得到最下排跨中連接件的傾角最大,且最大傾角隨玻璃邊長的變化曲線如圖13所示.由圖可知,隨著玻璃邊長的增加,最大傾角逐漸增大.當索網(wǎng)跨度為12.6 m時,傾角隨玻璃邊長的變化公式為y=0.051 8e2.099 9x.玻璃邊長越大,每個連接件所承擔的玻璃重力就越大,從而導致最大傾角越大.

圖13 最大傾角隨玻璃邊長的變化曲線

3 結(jié)論

1) 豎索截面積對連接件抗傾覆性能的影響大于橫索截面積,豎索預張力的影響大于橫索預張力,豎索跨度的影響大于橫索跨度,豎索握裹長度的影響大于橫索握裹長度.

2) 豎索握裹長度平均每增加10 mm,最大傾角減小9.17×10-4rad;豎索預張力平均每增加10 kN,最大傾角減小7×10-4rad;玻璃與豎索間距平均每增加10 mm,最大傾角增加3×10-4rad;豎索跨度平均每增加1 m,最大傾角增加2×10-4rad;橫索跨度平均每增加1 m,最大傾角增加1.7×10-4rad;橫索預張力平均每增加10 kN,最大傾角減小1.11×10-4rad;索間距平均每增加10 mm,最大傾角減小1×10-4rad.

3) 索網(wǎng)中傾角的最大值出現(xiàn)在索網(wǎng)最下排的跨中處.

4) 增加豎索的截面積、預張力、握裹長度,減小豎索的跨度和玻璃邊長有利于改善連接件的抗傾覆性能.

References)

[1]Amadio C, Bedon C. Viscoelastic spider connectors for the mitigation of cable-supported fa?ades subjected to air blast loading[J].EngineeringStructures, 2012, 42: 190-200. DOI:10.1016/j.engstruct.2012.04.023.

[2]石永久,鄧曉蔚,王元清.駁接式玻璃結(jié)構(gòu)建筑及其玻璃板承載性能分析[J].工業(yè)建筑,2005,35(2):11-15. Shi Yongjiu, Deng Xiaowei, Wang Yuanqing. Study on overlap-connected glass curtain wall and bearing capacity of its glass panel [J].IndustrialConstruction, 2005, 35(2): 11-15. (in Chinese)

[3]Bedon C, Amadio C. Exploratory numerical analysis of two-way straight cable-net fa?ades subjected to air blast loads[J].EngineeringStructures, 2014, 79: 276-289. DOI:10.1016/j.engstruct.2014.08.023.

[4]Wang Y, Wang Q, Sun J, et al. Effects of fixing point positions on thermal response of four point-supported glass fa?ades[J].ConstructionandBuildingMaterials, 2014, 73: 235-246. DOI:10.1016/j.conbuildmat.2014.09.085.

[5]Amadio C, Bedon C. Elastoplastic dissipative devices for the mitigation of blast resisting cable-supported glazing fa?ades[J].EngineeringStructures, 2012, 39: 103-115. DOI:10.1016/j.engstruct.2012.02.006.

[6]石永久,程明,王元清,等.點式支承玻璃建筑中金屬連接件的簡化設計方法[J].工業(yè)建筑,2005,35(2):16-19,35. DOI:10.3321/j.issn:1000-8993.2005.02.004. Shi Yongjiu, Cheng Ming, Wang Yuanqing, et al. Simplified design methods of metal connectors in point-supported glass buildings[J].IndustrialConstruction, 2005, 35(2): 16-19,35. DOI:10.3321/j.issn:1000-8993.2005.02.004. (in Chinese)

[7]李洪波.點支式玻璃幕墻金屬連接件的疲勞性能研究[D].南京:東南大學土木工程學院,2009.

[8]王元清,袁煥鑫,石永久.點支式玻璃建筑中鑄鋁支承件的簡化設計方法[J].建筑科學,2010,26(3):37-41,23. DOI:10.3969/j.issn.1002-8528.2010.03.009. Wang Yuanqing, Yuan Huanxin, Shi Yongjiu. Simplified design method of cast aluminum alloy fixings in point-supported glass buildings[J].BuildingScience, 2010, 26(3): 37-41,23. DOI:10.3969/j.issn.1002-8528.2010.03.009.(in Chinese)

[9]廖東帆,劉健,張昭一,等.一種拉索幕墻圓形玻璃夾具:中國,201110039540.7[P].2012-08-22.

[10]Shi G, Fan H, Bai Y, et al. Damage evaluation of single-layer cable net fa?ade[J].StructuresandBuildings, 2015, 168(3): 159-173. DOI:10.1680/stbu.13.00006.

[11]Amadioa C, Bedon C. FE assessment of dissipative devices for the blast mitigation of glazing fa?ades supported by prestressed cables[J].StructuralEngineeringandMechanics, 2014, 51(1): 141-162. DOI:10.12989/sem.2014.51.1.141.

[12]李宗凱,秦杰,吳金志,等.索體的抗彎剛度測定及實用簡化[C]//第九屆全國現(xiàn)代結(jié)構(gòu)工程學術(shù)研討會.中國濟南,2009:732-734.

Influencing factor analysis on overturning resistance of connectors in cable glass curtain wall

Chen Chen1Weng Zhenjiang2Yang Caiqian1Wang Guan1

(1School of Civil Engineering, Southeast University, Nanjing 210096, China)(2School of Architecture and Urban Planning, Yunnan University, Kunming 650091, China)

To improve the overturning resistance of connectors in a cable glass curtain wall, the main factors making connector overturning were discussed. A uniform mechanical model for both the spider and the glass-clamp connectors was proposed. The influences of the parameters, such as the cable sectional area, the pretension, the span, the space between the horizontal cable and the vertical cable, the space between the glass and the vertical cable,the bond length, the glass length and so on, on the overturning resistance were studied. The results show that the effect of the sectional area of the vertical cable on the overturning resistance of the connectors is greater than that of the sectional area of the horizontal cable. The effect of the pretension of the vertical cable is greater than that of the horizontal cable. The span of the vertical cable exhibits greater impact than that of the horizontal cable. The effect of the bond length of the vertical cable is greater than that of the horizontal cable. There is a power function relationship between the overturning angle and the sectional area of the vertical cable. When the span of the cable net is 12.6 m and the glass is square, an exponential relationship exists between the overturning angle and the glass length. The overturning angle of the connectors at the mid-span of the lowest row is the maximum. The overturning resistance of the connectors in the cable glass curtain wall can be improved by increasing the section area of the vertical cable, the pretension of the vertical cable as well as the bond length of the vertical cable and decreasing the span of the vertical cable and the glass length.

cable glass curtain wall; connector; overturning resistance; numerical simulation; parameter analysis

10.3969/j.issn.1001-0505.2017.02.020

2016-08-09. 作者簡介: 陳晨(1988—),女,博士生;楊才千(聯(lián)系人),男,博士,研究員,博士生導師,ycqjxx@seu.edu.cn.

陳晨,翁振江,楊才千,等.拉索玻璃幕墻連接件抗傾覆性能的影響因素分析[J].東南大學學報(自然科學版),2017,47(2):320-324.

10.3969/j.issn.1001-0505.2017.02.020.

TU382

A

1001-0505(2017)02-0320-05