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      點式玻璃幕墻面板承載力及變形性能的有限元分析

      2013-12-30 15:09:46 作者:馬世明 來源:第一幕墻網 我要評論2

      第一幕墻網
      1、引言
      點式支承玻璃為多點支承板,板本身在風力作用下受彎,且在支承點處應力集中程度很高,應力值也很大。 圓洞加工精度高、研磨仔細,殘留微缺陷(如崩邊、V 形缺口等)少,則應力集中程度低,應力較均勻,反之應力集中程度高,容易產生局部破裂。此外,板彎曲后邊緣翹曲、板面轉動,如果支承頭可以隨玻璃面板轉動而轉動, 則應力程度可大大降低[1]。點式支承玻璃的受力變形特性與有框、隱框玻璃有很大不同, 而現有規范未能充分考慮到點式支承玻
      璃的設計特點,因此有必要對點式支承玻璃變形性能及其影響因素進行研究。

      2、研究目的

      2.1 考查玻璃面板在孔邊距相同、玻璃厚度不同,以及玻璃厚度相同、 面板孔邊距不同這 2 種情況的內力及變形的變化情況。

      2.2 將四角開孔面板模型、四點支承不開孔模型的分析結果與理論計算值進行對比,考查分析模型的合理性。

      2.3 由于四角開孔面板模型所模擬的是玻璃孔位尖邊未進行倒角的情況,其應力及變形值難免與真實施工有所不同,小孔的理論應力系數一般為3,即倒圓角后的孔邊應力應為未倒角時的1/3。 本文分析的一個目的是驗證此假定的合理性及通過分析確立未倒圓角的開孔面板模型結果數據與四點支承不開孔模型及理論計算值之間的聯系。

      3、荷載計算

      國內的點式玻璃采用四點支承形式的較為普遍,常用的玻璃厚度有 8,10,12,15mm,玻璃板尺寸大多在 2m×2m 范圍內。本文分析所采用的簡化模型尺寸為 1.8m×2.0m,荷載按深圳地區 C 類場地 10m 高處取值。

      3.1 風荷載標準值的計算方法
      幕墻屬于外圍護構件,按 GB 50009-2001《建筑結構荷載規范》(2006 年版)計算:
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      式中:wk為作用在幕墻上的風荷載標準值(MPa);z為計算點標高,取10m。 代入得:
      8.jpg
      3.2 垂直于幕墻平面的分布水平地震作用標準值
      9.jpg
      式中:BE為動力放大系數,取 5.0;amax為水平地震影響系數最大值,取 0.08;Gk為幕墻構件的重力荷載標準值(N);A 為幕墻構件的面積(mm2)。
      3.3 作用效應組合設計值
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      式中:SGk為重力荷載作為永久荷載產生的效應標準值;Swk、SEk分別為風荷載、 地震作用作為可變荷載產生的效應標準值;G、gw、gE為各效應的分項系數;yw、yE分別為風荷載、地震作用效應的組合系數。用于強度理論計算時,采用 Sw+0.5yESE設計值組合:q=1.4wk+0.5×1.3qEAk=1.4×1.262×10-3+0.5×1.3×1.23×10-4=1.847×10-3MPa; 用于撓度理論計算時,采用 Sw標準值:wk=1.262×10-3MPa。

      4、有限元模型

      4.1 單元選擇及邊界處理
      玻璃面板選用的分析單元為殼單元 shell63。 由于點式玻璃幕墻所采用的是萬向活動連接件,釋放了部分孔邊緣的平動約束,因而有效地消除了連接可能產生的面板的薄膜效應。 因此四角開孔面板模型支座的處理方式為:一孔周邊施加 X、Y、Z 三向平動約束,一孔周邊施加 X、Y 兩向平動約束,一孔周邊施加 X、Z 向平動約束, 還有一孔周邊施加 Z 向平動約束,以此使得面板有一定的面內平動,更真實地模擬實際情況。四點支承不開孔模型索采用的是實單點加載方式, 加載思路與四角開孔面板模型大致相同。玻璃面板的有限元模型如圖 1 所示。

      11.jpg

      5、有限元分析

      5.1 各厚度面板分析
      現取 3 組玻璃面板模型進行分析, 面板孔邊距均為 125mm,厚度分別為 10,12,15mm,其目的如下:
      ⑴ 考查在面板孔邊距相同的情況下,隨著玻璃厚度的增大玻璃面板內力和變形的變化情況;
      ⑵ 上述條件相同的情況下,將四角開孔面板模型、 四點支承不開孔模型的分析結果與理論計算值進行對比,考查分析模型的合理性;
      ⑶ 通過分析確立邊未進行倒角的角開孔面板模型結果數據與四點支承不開孔模型及理論計算值之間的聯系。
      模擬分析結果如圖 2 和表 1。 由此可知,隨著玻璃厚度的增大,玻璃板中心的應力和變形明顯減小。面板板中心處變形分析對比結果表明,未進行倒角的四角開孔面板模型的變形值約為理論計算值和不開孔模型分析值的 50%, 即倒角處理后板中心變形會增大 1 倍,模型與理論值的偏差較小。

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      13.jpg

      5.2 不同孔邊距分析
      現取 3 組玻璃面板模型進行分析,面板厚度均為12mm,面板孔邊距分別為 100,125,150mm,其目的如下:
      ⑴ 考查在面板厚度相同的情況下,隨著孔邊距的增大玻璃面板內力及變形的變化情況;
      ⑵ 上述條件相同的情況下,將四角開孔面板模型、 四點支承不開孔模型的分析結果與理論計算值進行對比,考查分析模型的合理性;

      ⑶ 由于四角開孔面板模型所模擬的是玻璃孔位尖邊未進行倒角的情況,通過分析確立次模型結果數據與四點支承不開孔模型及理論計算值之間的聯系。
      分析結果見表 2(圖略),可知隨著支承點孔心邊距的增大, 玻璃板中心的應力和變形相對減小。這主要是由于玻璃板邊緣部分的反翹作用使得玻璃板中心和邊緣中心的應力和變形得到有效控制。

      由面板板中心處變形分析對比結果可知,未進行倒角四角開孔面板模型的變形值約為理論計算值
      及不開孔模型分析值的 50%,即進行倒角處理后板中心變形會增大 1 倍符合實際情況。 該結論與上節的分析是一致的。
      14.jpg
      5.3 不同孔徑分析
      現取 3 組玻璃面板模型進行分析,面板厚度均為12mm,孔邊距均為 125mm,主要分析孔邊距對面板應力及變形的影響。由表 3 的分析結果可知,隨著孔徑的增大,孔周圍的應力值減小, 證明孔徑太小會使孔周圍出現明顯的應力集中現象。

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      6、結論
      6.1 當玻璃尺寸和玻璃孔心邊距相同時,玻璃厚度的增大使得玻璃板中心的位移不斷減小。
      6.2 由于玻璃板邊緣部分的反翹作用, 隨著支承點孔心邊距的增大, 玻璃板中心和邊緣中心的應力和變形相對減小,且由于支承點的內移,所承受的連接處的彎矩作用降低, 有助于減少玻璃孔邊緣的應力集中現象。
      6.3 通過未倒圓角的開孔面板模型及四點支承不開孔模型的分析結果與理論計算值的對比,確立了有限元分析結果的有效性, 證明上述兩種有限元處理方法在實際工程中應用是可行的。
      參考文獻
      [1]趙西安. 建筑幕墻工程手冊[M]. 北京:中國建筑工業出版社,2002

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