楊士萱， 郭子雄，2，*， 葉 勇，2， 劉 洋，2

（1.華僑大學(xué) 土木工程學(xué)院，福建 廈門 361021；2.華僑大學(xué) 福建省結(jié)構(gòu)工程與防災(zāi)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，福建 廈門 361021）

石材幕墻具有細(xì)密耐久、天然質(zhì)樸和裝修效果高端大氣等優(yōu)點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于公共建筑、高檔酒店和高端住宅的外圍護(hù)結(jié)構(gòu)［1］.在過去的幾十年中，通過連接節(jié)點(diǎn)承載力試驗(yàn)，分析了石材面板［2］、銷釘直徑［3］、鉆孔直徑［4］、銷釘套管［5］、孔內(nèi)砂漿［6］對(duì)銷釘式幕墻節(jié)點(diǎn)處掛裝強(qiáng)度的影響，發(fā)現(xiàn)節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造尺寸和填充材料對(duì)承載力均有影響.填充材料在一定程度上延緩了石材的開裂破壞［7］.石材幕墻產(chǎn)業(yè)蓬勃發(fā)展，短槽式干掛法取代了銷釘工藝，成為一種新型的施工方法［8-9］，開創(chuàng)了石材幕墻安裝技術(shù)新紀(jì)元，并引起科研工作者的密切關(guān)注.Camposinhos［10］發(fā)現(xiàn)槽式連接的試件破壞均為槽口破壞，并提出了考慮槽口尺寸和掛件相對(duì)錨入位置的半經(jīng)驗(yàn)強(qiáng)度公式.Conroy等［11］討論了石材面板、掛件之間的相互作用.但是槽式石材幕墻節(jié)點(diǎn)的石材面板和干掛件之間需要填充大量的環(huán)氧樹脂膠，當(dāng)前槽內(nèi)膠黏劑對(duì)節(jié)點(diǎn)破壞機(jī)理和受力性能的影響研究仍然缺乏理論基礎(chǔ)和試驗(yàn)依據(jù).

基于此，本文統(tǒng)籌考慮了現(xiàn)有文獻(xiàn)和國內(nèi)外規(guī)范［12-13］，對(duì)試件尺寸進(jìn)行設(shè)計(jì)，分析了不同填膠率對(duì)短槽式花崗巖幕墻掛裝節(jié)點(diǎn)破壞荷載的影響規(guī)律，提出考慮石材膠黏劑影響的花崗巖石材幕墻掛裝節(jié)點(diǎn)破壞荷載計(jì)算公式，以期為工程中槽式石材幕墻規(guī)范化施工提供參考建議.

1 試驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)

石材采用福建省花崗巖.石材的軸壓強(qiáng)度根據(jù)JTG E41—2005《公路工程巖石試驗(yàn)規(guī)程》進(jìn)行測(cè)試，試件為直徑50 mm、高徑比1∶1的圓柱體，每組5個(gè)試件，測(cè)得其平均抗壓強(qiáng)度為118.3 MPa；Yan等［14］經(jīng)過大量試驗(yàn)，得到石材的抗拉強(qiáng)度為其單軸抗壓強(qiáng)度的4.0%～5.0%，本文取平均值4.5%，得到石材的單軸抗拉強(qiáng)度為5.32 MPa；根據(jù)GB/T 9966.12—2001《天然飾面石材試驗(yàn)方法》，得到石材彈性模量實(shí)測(cè)值為45 GPa，并進(jìn)行四點(diǎn)彎曲加載試驗(yàn)，每組5個(gè)試件，測(cè)得石材的平均抗彎強(qiáng)度為14.3 MPa；根據(jù)JGJ 133—2001《金屬與石材幕墻工程技術(shù)規(guī)范》，取抗彎強(qiáng)度的23%，計(jì)算得到石材的抗剪強(qiáng)度為3.28 MPa.

花崗巖面板（GCP）試件尺寸L×B×H=300 mm×270 mm×25 mm，在面板一側(cè)按實(shí)際工程要求加工槽口，短槽口厚t=7 mm，槽口處單邊板厚t1=9 mm，槽深b0=20 mm.干掛件采用304不銹鋼，其錨入深度bs=10 mm，寬度a0=40 mm，厚ts=3 mm.試驗(yàn)中槽內(nèi)石材膠黏劑選用環(huán)氧樹脂膠，受力側(cè)的填膠厚度Δ=2 mm.為保證試驗(yàn)操作中石材膠黏劑填膠率β（石材膠黏劑填充深度a（基于切口邊緣）與b0的百分比）的準(zhǔn)確性，采用厚1 mm矩形有機(jī)玻璃進(jìn)行位置隔離，石板槽外和掛件之間按實(shí)際工程填充3 mm橡膠墊片.每組制作4個(gè)相同試件，結(jié)果取平均值.試件示意圖見圖1，其參數(shù)見表1.

圖1 試件示意圖Fig.1 Diagrams of specimens（size：mm）

表1 試件參數(shù)Table 1 Parameters of specimens

1.2 試驗(yàn)方法

采用可滿足不同尺寸需求的石材幕墻節(jié)點(diǎn)承載力試驗(yàn)的自平衡試驗(yàn)架［15］.干掛件通過螺栓固定在冷成型的階梯狀錨固墩上，且錨固墩使用螺紋桿連接到重型鋼制自平衡試驗(yàn)架上；在加載端設(shè)置圓柱和鋼墊片，將作動(dòng)器點(diǎn)荷載轉(zhuǎn)為線荷載［16］，兩端支座分別為固定支座和半球形鉸支座，以模擬石材幕墻節(jié)點(diǎn)處的邊界狀態(tài)［17］.在石板開槽邊的2側(cè)設(shè)置位移計(jì)，用于觀察節(jié)點(diǎn)側(cè)在加載過程中的位移.采用50 kN液壓千斤頂對(duì)試件進(jìn)行單調(diào)加載，并用力傳感器控制加載進(jìn)程［18］.隨著荷載的增加，在達(dá)到最大荷載時(shí)，伴隨1聲巨響，試件承載力迅速下降，試驗(yàn)結(jié)束.記錄掛裝單元的破壞荷載、破壞位置和破壞特征［19］.由于石材膠黏劑的存在提高了節(jié)點(diǎn)的強(qiáng)度，但提高的幅度以干掛節(jié)點(diǎn)的承載力為參考，因此，試件掛裝強(qiáng)度用試件破壞時(shí)的最大載荷（即破壞荷載）表示.

2 結(jié)果和分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象和破壞特征

試件破壞后的表面情況見圖2.由圖2可見，試件破壞均集中在石板槽口附近，但不同填膠率的節(jié)點(diǎn)破壞特征存在明顯差異：無膠試件節(jié)點(diǎn)破壞沿槽內(nèi)邊進(jìn)行開裂，破壞頂面面積大且呈半梭形，側(cè)面開裂短邊大于掛件寬度，破壞沒有預(yù)兆，破壞現(xiàn)象與Lammer試驗(yàn)結(jié)果［20］吻合；填充石材膠黏劑后，試件側(cè)面開裂短邊等于掛件寬度，此時(shí)破壞頂面的面積明顯小于無膠試件，且形狀也由半梭形向半圓形過渡.由此可見，當(dāng)填充石材膠黏劑時(shí)，節(jié)點(diǎn)的破壞截面位置主要與填膠率有關(guān).

圖2 試件破壞后的表面情況Fig.2 Surface conditions of specimens after failure

DH100破壞后的三視圖見圖3.由圖3可見：填充石材膠黏劑的節(jié)點(diǎn)在破壞時(shí)，形成錐臺(tái)破壞面（見圖3（a）），脫落塊破壞頂面最大長la、寬lb（圖3（b）），破壞頂面弧長ab，且可簡化為等腰三角形，掛件連帶上側(cè)部分石材膠黏劑和石材一起脫落（見圖3（c）），造成節(jié)點(diǎn)失效；在板的側(cè)面及斜面形成一定的錐形傾角，包括：斜表面破壞角θ1，側(cè)面破壞角θ2.由此可見，隨著填膠率的增加，試件的破壞狀態(tài)由彎曲破壞為主轉(zhuǎn)變?yōu)闆_切破壞為主.

圖3 DH100破壞后的三視圖Fig.3 Three views of DH100 after failure

承載力試驗(yàn)結(jié)果見表2（表中U、S分別為位移、破壞頂面表面積；θ為θ1、θ2的平均值）.由表2可見：隨著填膠率的增加，試件的破壞頂面表面積降低，脫落塊的長寬與表面積成正比；與無膠試件DH0相比，DH100的破壞頂面表面積減小了33.45%；不同填膠率試件的破壞角近似，但均與DH0相差較大；石材膠黏劑的填充對(duì)試件θ1影響較大，而填膠率的變化對(duì)θ2影響甚微.

表2 承載力試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Results of bearing capacity test

2.2 節(jié)點(diǎn)破壞荷載

不同填膠率下節(jié)點(diǎn)的破壞荷載試驗(yàn)值Fu，e見圖4.由圖4可見：無膠試件DH0破壞荷載較小，隨著填膠率的增加，試件破壞荷載試驗(yàn)值隨之增大，DH100的最大破壞荷載試驗(yàn)值比DH0增加了2.79倍；填膠率為40%～80%時(shí)，節(jié)點(diǎn)的破壞荷載試驗(yàn)值提升速率有所降低；填膠率β＞80%后，節(jié)點(diǎn)的破壞荷載試驗(yàn)值增長速率趨于平穩(wěn)，如DH80與DH100節(jié)點(diǎn)的破壞荷載試驗(yàn)值僅相差5%.由此可見，石材膠黏劑對(duì)節(jié)點(diǎn)破壞荷載試驗(yàn)值有明顯影響，這是因?yàn)槭哪z黏劑固化后可有效分擔(dān)部分外荷載，同時(shí)其黏接作用可使槽口對(duì)稱的邊槽也起到抵抗外荷載作用，有效增加受力側(cè)厚度.

圖4 不同填膠率下節(jié)點(diǎn)的破壞荷載試驗(yàn)值Fig.4 Fu，e of joints under different filling rates

3 節(jié)點(diǎn)破壞荷載計(jì)算

3.1 基于石材材料性質(zhì)的破壞荷載公式

基于花崗巖的抗剪強(qiáng)度，根據(jù)規(guī)范JGJ 133—2001，節(jié)點(diǎn)處破壞荷載計(jì)算值Fu，cj為：

式中：l0為槽底總長度，mm；τk為石材的抗剪強(qiáng)度，N/mm2；γ為應(yīng)力調(diào)整系數(shù)，取1.25.

基于花崗巖的抗彎和抗剪強(qiáng)度，利用第一主應(yīng)力公式耦合，依據(jù)Camposinhos［10］經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算短槽式石材幕墻節(jié)點(diǎn)處的破壞荷載計(jì)算值Fu，cc：

式中：σ為花崗巖抗彎強(qiáng)度，N/mm2；Keff為有效應(yīng)力集中系數(shù)；Kt為應(yīng)力集中系數(shù)，取1.58［21］.

3.2 基于沖切破壞模型的破壞荷載公式

采用最大拉應(yīng)力理論，對(duì)節(jié)點(diǎn)沖切破壞機(jī)理進(jìn)行分析，得到?jīng)_擊破壞模型見圖5（圖中h0為沖切破壞錐體的有效高度）.隨著外荷載的增加，臨界截面拉應(yīng)力和剪應(yīng)力共同作用，當(dāng)主應(yīng)力達(dá)到石材抗拉強(qiáng)度時(shí)，試件脆性開裂，節(jié)點(diǎn)沖切破壞.沖切破壞荷載計(jì)算值Fu，c1為：

式中：A為錐臺(tái)側(cè)面積，mm2；σs為花崗巖抗拉強(qiáng)度，N/mm2，極限狀態(tài)時(shí)，錐臺(tái)開裂面拉應(yīng)力取石材單軸抗拉強(qiáng)度［σt］，即σs=［σt］.

由圖5可知，沖切破壞截面可近似等效為展開后的梯形平面，則錐臺(tái)面積A為：

圖5 沖切破壞模型Fig.5 Punching shear failure model

式中：at為錐臺(tái)底面弧長，mm.

將破壞角試驗(yàn)數(shù)據(jù)代入式（4）計(jì)算得到Fu，c1；分別采用式（1）、（2）計(jì)算得到Fu，cj、Fu，cc，結(jié)果見表3.由表3可見，填充石材膠黏劑后，節(jié)點(diǎn)的Fu，e與Fu，cj的偏差為0.092～0.443.由于節(jié)點(diǎn)的破壞機(jī)理復(fù)雜，影響因素較多，式（1）簡化了力學(xué)模型和計(jì)算公式.由計(jì)算值Fu，cj與試驗(yàn)值Fu，e對(duì)比發(fā)現(xiàn)，當(dāng)填膠率不足時(shí)，計(jì)算值高估了節(jié)點(diǎn)的破壞荷載，存在安全隱患.試驗(yàn)值Fu，e與式（2）計(jì)算值Fu，cc有0.080～0.242的偏差.當(dāng)槽內(nèi)填滿石材膠黏劑時(shí)，計(jì)算值Fu，cc低估了節(jié)點(diǎn)處的破壞荷載，式（2）較保守，原因在于計(jì)算時(shí)認(rèn)為石板槽口的單邊槽承擔(dān)外荷載作用.式（4）計(jì)算值與試驗(yàn)值有0.030～0.066的偏差，F(xiàn)u，c1接近于試驗(yàn)值，這證明了本文提出的平面外作用下考慮石材膠黏劑短槽式石材幕墻掛裝節(jié)點(diǎn)破壞模型的合理性.

當(dāng)β＞40%時(shí)，為便于公式應(yīng)用，基于節(jié)點(diǎn)處沖切破壞模型，引入施工誤差系數(shù)K與β之間的關(guān)系K=(tanθ1-1)β+tanθ2，將其代入式（4），得到考慮填膠率的節(jié)點(diǎn)破壞荷載計(jì)算值Fu，c2為：

短 槽 式 花 崗 巖 幕 墻 的θ1建 議 取46°，θ2建 議 取32°，錐臺(tái)開裂面拉應(yīng)力取石材單軸抗拉強(qiáng)度［σt］.Fu，c2（見表3）接近試驗(yàn)值，能夠很好地確定短槽式石材幕墻掛裝節(jié)點(diǎn)的破壞荷載，預(yù)測(cè)節(jié)點(diǎn)處破壞荷載與填膠率之間的關(guān)系，為工程中槽式石材幕墻質(zhì)量控制提供了參考.

表3 試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果的對(duì)比Table 3 Comparison of test results and calculated results

4 結(jié)論

（1）短槽式石材幕墻掛裝節(jié)點(diǎn)破壞特征受槽內(nèi)石材膠黏劑的影響，隨著填膠率的增加，其破壞狀態(tài)由彎曲破壞為主轉(zhuǎn)變?yōu)闆_切破壞為主.

（2）槽內(nèi)填充石材膠黏劑后，節(jié)點(diǎn)破壞荷載比無膠時(shí)有明顯提高.隨著填膠率的增加，節(jié)點(diǎn)的破壞荷載增大，且其提升速率呈現(xiàn)出逐漸降低直至平穩(wěn)的趨勢(shì).當(dāng)填膠率為100%時(shí)，節(jié)點(diǎn)破壞荷載為無膠試件的3.79倍.

（3）當(dāng)前研究現(xiàn)狀未考慮石材膠黏劑的影響，不能很好地預(yù)測(cè)節(jié)點(diǎn)的破壞荷載，不利于材料的充分利用.基于沖切破壞模型分析了節(jié)點(diǎn)的破壞機(jī)理，提出了考慮石材膠黏劑影響的短槽式花崗巖石材幕墻掛裝節(jié)點(diǎn)破壞荷載計(jì)算模型.

（4）國內(nèi)外關(guān)于節(jié)點(diǎn)的破壞荷載計(jì)算缺乏可靠的破壞荷載試驗(yàn)研究，有必要基于當(dāng)前研究現(xiàn)狀進(jìn)一步通過數(shù)值模擬和試驗(yàn)研究短槽式石材幕墻干掛膠種類和掛件錨入位置等因素的影響，確定接近實(shí)際幕墻安裝工況時(shí)的破壞荷載，從而提高材料的使用率.