王國威,TCHAMO Joaquim Mimusse,盧文勝

(同濟(jì)大學(xué) 土木工程防災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,上海 200092)

建筑幕墻是非結(jié)構(gòu)構(gòu)件的重要組成部分,承擔(dān)著風(fēng)、地震、溫度等多種外部荷載的作用?；◢弾r石材幕墻體系因其美觀大方、耐久性好的特點(diǎn),被廣泛應(yīng)用于各類大型美術(shù)場館和高層建筑中。

玻璃幕墻和石材幕墻是建筑幕墻中兩種主要的結(jié)構(gòu)形式。在玻璃幕墻方面,國內(nèi)外學(xué)者對玻璃幕墻面板的力學(xué)性能及抗風(fēng)、抗震性能進(jìn)行了大量的研究。石永久等[1]和馬贏等[2]通過有限元計(jì)算和試驗(yàn)分別得到四點(diǎn)支承異形中空玻璃板、六點(diǎn)支承玻璃板在面板平面外均布荷載作用下的抗彎承載性能。黃本才等[3]對玻璃幕墻風(fēng)荷載的合理取值及玻璃幕墻設(shè)計(jì)方法進(jìn)行了探討。Wang等[4]分析了玻璃幕墻在不同風(fēng)壓力下的最大主應(yīng)力和撓度的變化規(guī)律。施菁華等[5]考慮玻璃幕墻與承重體系的動力相互作用,采用整體有限元分析方法計(jì)算了玻璃幕墻的地震響應(yīng)。文獻(xiàn)[6-9]通過地震振動臺試驗(yàn)，測試玻璃幕墻的抗震性能,并探討了玻璃幕墻的抗震性能指標(biāo)。在石材幕墻方面,趙西安[10]對背部連接石材幕墻的設(shè)計(jì)方法和構(gòu)造要求提出了建議。任祿[11]定性比較了石材幕墻常用連接方式的安全性能和加工性能。Ivorra等[12]通過試驗(yàn)得到了石材幕墻不同類型錨固件的力學(xué)特性。Scavuzzo等[13]通過試驗(yàn)測試了石材幕墻錨固件在使用荷載條件下的撓度。石偉國等[14]介紹了一種簡便快捷、經(jīng)濟(jì)效益顯著的高層石材幕墻施工技術(shù)。Huang等[15]對石材幕墻的抗震性能等級進(jìn)行了量化,并給出相應(yīng)的易損性曲線。

目前,對石材幕墻此類非結(jié)構(gòu)構(gòu)件的研究多集中在連接件安全性能和抗震性能方面,對石材幕墻面板的研究尚不深入。目前研究主要存在以下兩點(diǎn)不足:一是平面外荷載作用下石材幕墻面板的力學(xué)性能分析欠缺,影響其安全性能評價(jià)的可靠性;二是對單調(diào)和低周往復(fù)兩種荷載作用下石材幕墻面板的破壞模式探討較少。因此,筆者基于現(xiàn)有的試驗(yàn)研究,以某工程中的銷釘式花崗巖石材幕墻為例,通過試驗(yàn)結(jié)合有限元數(shù)值模擬的方法,對比研究石材幕墻面板在單調(diào)與低周往復(fù)荷載作用下的力學(xué)性能,并對其破壞模式進(jìn)行探討。

1 試驗(yàn)

1.1 花崗巖石材幕墻面板平面外單調(diào)加載

1.1.1 試驗(yàn)構(gòu)件

試驗(yàn)采用花崗巖石材幕墻面板,通過金屬連接件與主體結(jié)構(gòu)相連,形成銷釘式花崗巖石材幕墻面板體系,如圖1所示。

圖1 花崗巖石材幕墻面板及金屬連接件Fig.1 Granite cladding panel and steel connectors

1.1.2 試驗(yàn)裝置

本文主要研究花崗巖石材幕墻面板在平面外的力學(xué)性能與破壞模式,為保證加載裝置的安全可靠,筆者設(shè)計(jì)了鋼結(jié)構(gòu)自平衡反力架,如圖2所示。

圖2中液壓千斤頂經(jīng)長螺桿連接底部鋼板與反力架豎梁,通過釋放、施加預(yù)緊力可以調(diào)節(jié)加載點(diǎn)的位置。

圖2 試驗(yàn)裝置設(shè)計(jì)圖及加載布置圖Fig.2 Figures of testing device design and loading layout

1.1.3 測點(diǎn)布置

試驗(yàn)共選用5個(gè)位移計(jì)和1個(gè)力傳感器,其中,位移計(jì)分別布置在幕墻面板的4個(gè)角部和中心加載點(diǎn)的位置,布置方式如圖3所示。力傳感器安裝在液壓千斤頂端部,從而便于測量石材幕墻面板中心點(diǎn)處的受力。

圖3 花崗巖石材幕墻面板測點(diǎn)布置圖Fig.3 Diagram of granite cladding panel measuring point layout

1.1.4 試驗(yàn)過程及破壞形態(tài)

采用力控制方法逐級施加單調(diào)集中荷載直至試驗(yàn)構(gòu)件發(fā)生破壞,以幕墻面板遠(yuǎn)離主體結(jié)構(gòu)的方向?yàn)檎?荷載增量ΔF=0.5 kN,每級荷載持續(xù)2 min。

隨著荷載的不斷增大,構(gòu)件中心點(diǎn)的位移逐漸增加,在金屬連接件與面板連接部位開始出現(xiàn)裂紋,并伴有輕微的脆裂聲,最終連接部位發(fā)生突然的脆性破壞,形成約30°斜裂面的沖切破壞椎體,破壞情況如圖4所示。

圖4 花崗巖石材幕墻面板沖切破壞Fig.4 Punching failure of granite cladding panel

1.2 花崗巖石材幕墻面板平面外低周往復(fù)加載

采用與單調(diào)加載相同的試驗(yàn)構(gòu)件、加載裝置及測點(diǎn)布置(圖2和3)。參考《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》[16],采用控制位移的方式,逐級施加低周往復(fù)荷載,以幕墻面板靠近主體結(jié)構(gòu)的方向?yàn)檎?位移增量Δx=0.2 mm,待加到每一級設(shè)定位移后，卸載并反向加載,每級位移施加一個(gè)循環(huán),直到試驗(yàn)構(gòu)件發(fā)生破壞,加載制度如圖5所示。

圖5 加載制度Fig.5 Loading schemes

在低周往復(fù)荷載作用下的試驗(yàn)現(xiàn)象與單調(diào)加載類似,構(gòu)件中心點(diǎn)位移隨荷載的增加緩慢增大,接近破壞荷載時(shí),在右下角處的連接部位出現(xiàn)裂縫,并按約30°傾斜角向板邊迅速延伸,最終發(fā)生沿板邊的沖切破壞,整個(gè)破壞過程中構(gòu)件的變形值與單調(diào)加載結(jié)果相比小約1.8 mm(圖6)。

圖6 花崗巖石材幕墻面板脆性破壞Fig.6 Brittle failure of granite cladding panel

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 滯回曲線與骨架曲線

圖7為低周往復(fù)加載試驗(yàn)所得滯回曲線與骨架曲線。由圖7可知:滯回曲線呈Z形,表明試驗(yàn)過程中金屬連接件與石材幕墻面板之間存在部分滑移及咬合現(xiàn)象。在整個(gè)加載、卸載過程中,滯回曲線包絡(luò)面積較小,說明在地震作用下花崗巖石材幕墻面板體系中的金屬連接件及節(jié)點(diǎn)部位具有一定的耗能能力。

將滯回曲線每次循環(huán)的峰值點(diǎn)進(jìn)行連接，得到試驗(yàn)的骨架曲線。構(gòu)件在低周往復(fù)荷載的作用下,骨架曲線呈現(xiàn)不對稱的特征,側(cè)面反映出花崗巖石材幕墻面板體系平面外加載各向異性的特點(diǎn)。

圖7 花崗巖石材幕墻面板滯回曲線及骨架曲線Fig.7 Hysteretic curves and skeleton curves of granite cladding panel

在正向加載(OB段)過程中,大致可分為兩個(gè)階段(連接件滑移段OA和面板受力段AB):加載初期,由于面板與連接件、加載板之間間隙的影響,骨架曲線存在部分滑移段;加載后期,曲線斜率基本保持不變,臨近破壞荷載時(shí),曲線迅速出現(xiàn)轉(zhuǎn)折點(diǎn),面板發(fā)生脆性破壞。

在反向加載(OD段)過程中,骨架曲線的斜率隨荷載的增大而增大,OC段無明顯的滑移,CD段剛度增幅較小,整個(gè)加載過程中荷載平穩(wěn)增加。圖7表明：OD段與OB段相比極限承載力較低,這是由于在正向加載過程中,連接件與主體結(jié)構(gòu)咬合擠緊,剛度增加；而反向加載過程中接觸部位拉伸松弛,剛度降低。

2.2 單調(diào)加載與低周往復(fù)加載試驗(yàn)結(jié)果對比

提取低周往復(fù)加載下骨架曲線的OD段,對比分析平面外單調(diào)加載與低周往復(fù)加載試驗(yàn)結(jié)果,如圖8所示。

圖8 單調(diào)加載與低周往復(fù)加載試驗(yàn)結(jié)果Fig.8 Monotonic loading and low cyclic loading testing results

在單調(diào)加載的作用下,荷載-位移分布大致呈線性關(guān)系,試件在極限荷載為6.7 kN時(shí)即發(fā)生破壞,破壞無明顯征兆;在低周往復(fù)荷載作用下,由于滑移現(xiàn)象的存在,剛度隨荷載的增加先減小后增大,最終試件在荷載接近4.0 kN時(shí)發(fā)生脆性破壞。相比于單調(diào)加載試驗(yàn),在低周往復(fù)加載的過程中,花崗巖石材幕墻面板更容易累積損傷,發(fā)生脆性破壞。

單調(diào)加載和低周往復(fù)加載作用下的位移-荷載曲線存在一定差異,主要原因是往復(fù)荷載作用下的花崗巖石材幕墻面板裂縫始終處于不斷張開和閉合的狀態(tài),使其剛度比單調(diào)加載下的剛度小。此外,兩組試驗(yàn)過程中加載板之間間隙的差異也會對試驗(yàn)結(jié)果產(chǎn)生影響。

往復(fù)荷載作用下面板發(fā)生累積損傷,相較于單調(diào)加載作用下，往復(fù)加載作用下的面板更容易出現(xiàn)裂縫且進(jìn)一步發(fā)展,構(gòu)件承載力大大降低,極限荷載約為單調(diào)加載時(shí)的一半。

3 有限元模擬分析

在ABAQUS軟件中分別對石材幕墻面板和連接件建立有限元模型,結(jié)合試驗(yàn)所得破壞荷載進(jìn)行計(jì)算。

3.1 材料性能參數(shù)

首先確定模型參數(shù),定義花崗巖石材幕墻面板的彈性模量E=80 GPa,泊松比為0.125;金屬連接件為304不銹鋼,采用理想彈塑性模型,彈性模量E′=210 GPa,屈服強(qiáng)度σ0.2=290 MPa,泊松比為0.3[17-19]。

3.2 花崗巖石材幕墻面板受力分析

在ABAQUS軟件中建立花崗巖石材幕墻面板的有限元模型,選用8節(jié)點(diǎn)減縮積分實(shí)體單元(C3D8R)模擬花崗巖石材幕墻面板,該單元每個(gè)節(jié)點(diǎn)具有3個(gè)自由度,對位移的求解結(jié)果較精確[20]。采用集中力通過參考點(diǎn)(RP)耦合面的方式進(jìn)行加載,力的方向總是與面垂直[21]。為簡化邊界條件,對實(shí)際連接件部位采用固支的方式,施加在底部板邊上,并對面板進(jìn)行映射網(wǎng)格劃分,單元長度為25 mm,沿厚度方向劃分為5層單元網(wǎng)格,從而計(jì)入面板的彎曲效應(yīng),有限元模型網(wǎng)格劃分和荷載及邊界條件分別如圖9(a)和9(b)所示。

圖9 花崗巖石材幕墻面板有限元模型Fig.9 Finite element model of granite cladding panel

圖10為花崗巖石材幕墻面板應(yīng)力云圖。由圖10可知:面板大部分區(qū)域處于彈性狀態(tài),應(yīng)力水平較低,但在金屬連接件部位應(yīng)力集中現(xiàn)象明顯。在平面外單調(diào)加載作用下,最大應(yīng)力達(dá)到14.8 MPa,參照文獻(xiàn)[17]中的花崗巖石材幕墻面板彎曲強(qiáng)度(8 MPa)可知，此時(shí)花崗巖石材幕墻面板易發(fā)生脆性破壞。因此,面板整體破壞模式為連接部位面板的沖切破壞。從圖10還可以看出:面板跨中板底應(yīng)力分布較均勻,最大應(yīng)力為6.7 MPa,在荷載不斷增加的過程中不會發(fā)生突然的斷裂。

圖10 花崗巖石材幕墻面板應(yīng)力云圖Fig.10 Stress nephograms of granite cladding panel

3.3 金屬連接件受力分析

金屬連接件選用10節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元(C3D10M)建立有限元模型,該單元適用于彈塑性模型,可比較準(zhǔn)確地計(jì)算出接觸面的壓力。采用表面荷載對連接件進(jìn)行加載,加載面定義為銷釘側(cè)面積的1/2,以模擬面板孔壁與鋼銷釘?shù)臄D壓。實(shí)際工況中連接件與主體結(jié)構(gòu)通過高強(qiáng)螺栓連接,剛度很大,基本不發(fā)生變形,故連接部位簡化為固定端約束,施加在連接件底板周邊。對金屬連接件進(jìn)行網(wǎng)格劃分,單元長度為5 mm,銷釘部位與周邊部分應(yīng)力梯度較大,網(wǎng)格進(jìn)行適當(dāng)加密,連接件有限元模型網(wǎng)格劃分和荷載及邊界條件分別如圖11(a)和11(b)所示。

圖11 金屬連接件有限元模型Fig.11 Finite element model of metal connector

圖12為金屬連接件應(yīng)力和位移云圖。由圖12可知:金屬連接件在6.7 kN的破壞荷載作用下，大部分區(qū)域仍處于彈性狀態(tài),端部的變形較小,從側(cè)面反映出石材幕墻面板與連接件接觸時(shí)會承受較大的局部壓力,造成連接部位的失效。

圖12 金屬連接件應(yīng)力和位移云圖Fig.12 Stress and displacement nephograms of metal connector

3.4 試驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果比較分析

圖13為試驗(yàn)與數(shù)值模擬所得荷載-位移曲線。由圖13可見:試驗(yàn)與數(shù)值模擬所得荷載-位移關(guān)系相似,試件破壞過程大致可分為2個(gè)階段,在加載初期,隨著荷載的增大,位移以線性形式增加;當(dāng)荷載接近面板承載力極限時(shí),裂縫產(chǎn)生并迅速發(fā)展,此時(shí)荷載-位移關(guān)系曲線發(fā)生突然轉(zhuǎn)折,該轉(zhuǎn)折點(diǎn)為荷載峰值點(diǎn),隨后曲線進(jìn)入下降段,應(yīng)力開始卸載,應(yīng)變快速增加,跨中變形加大,面板最終發(fā)生脆性破壞。

圖13 試驗(yàn)與數(shù)值模擬所得荷載-位移曲線Fig.13 Load-displacement of test and numerical simulation results

表1列出了破壞荷載和破壞位移的試驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果,破壞荷載與破壞位移的誤差均在5%以內(nèi),說明試驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果吻合程度較好。

表1 試驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果對比分析

4 結(jié)論

筆者通過花崗巖石材幕墻面板平面外單調(diào)加載與低周往復(fù)加載試驗(yàn),對比了兩種加載方式的荷載-位移曲線和破壞模式,可得出以下結(jié)論:

1)在兩種加載方式下,花崗巖石材幕墻面板的主要破壞模式均為與銷釘連接部位處的面板沖切破壞。

2)面板與銷釘?shù)幕茖ν鶑?fù)荷載作用下的荷載-位移曲線影響較大,但對單調(diào)荷載作用下的曲線影響較小。故宜采用往復(fù)加載的方式檢驗(yàn)面板平面外的承載力性能。

3)在單調(diào)和低周往復(fù)加載過程中,在面板與銷釘?shù)倪B接部位均出現(xiàn)了應(yīng)力集中現(xiàn)象,且最終超過面板的抗拉強(qiáng)度而發(fā)生脆性破壞。在實(shí)際工程設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)采用較大的面板應(yīng)力冗余度,提高面板承載力,并可采用加強(qiáng)措施來減少脆性破壞的發(fā)生。