一種扣件+卡槽組合式連接的帶光伏板剪力墻擬靜力試驗研究

章紅梅 董金芝 師振華 彭晉卿 呂西林

(1.同濟大學土木工程防災國家重點實驗室，上海200092;2.香港理工大學屋宇設備工程學系，香港999077)

1 引言

太陽能光伏建筑是一種新興的節能建筑形式。建筑能耗占全世界總能耗的30%左右，并且持續呈上升趨勢[1]。太陽能是一種可再生能源，相比將在不久的幾十年間行將告罄的傳統石化能源，太陽能具有清潔無污染，取之不盡，用之不竭，隨處可用等優點[2]。在傳統石化能源即將枯竭的同時，城市建設速度不斷加快，高層、超高層建筑鱗次櫛比出現在大中城市，特別是中國東部和南部地區。據統計，中國大陸建筑能耗占總能耗的30%多，而這一比例在中國香港地區更高，高達50%[3-4]。針對這一現狀，國內外開展了一系列的光伏建筑研究計劃，包括美國的“百萬光伏屋頂計劃”，德國的“十萬屋頂計劃”，歐洲和其他發達國家的太陽能計劃等，我國上海也啟動了“十萬屋頂計劃”[5]。光伏建筑一體化研究已成為人們探尋新的居住方式和資源取用方式的重要途徑之一[6]。

光伏系統與建筑立面的結合已有實際工程應用和研究。香港理工大學從90年代起建造了光伏建筑示范建筑，到目前工作效率下降僅10%左右[2]。世界各地近年來也興建了不少光伏建筑的工程實例，如中國的保定電谷錦江國際酒店和珠江新城[7]、丹麥的布倫特蘭中心[8]、德國的塞尼峰學院[8]等。香港理工大學楊洪興、彭晉卿等針對香港地區安裝于外層墻面的光伏幕墻的年熱工性能進行了試驗研究[9]。Lau建立數值模型并開展試驗分析了自然通風的光伏板-外立面建筑的溫度效應[10]。Chow等研究了光伏板-外立面建筑的綜合能耗[11]。

然而，國內外已經開展的研究較少涉及光伏建筑的安全性能，特別是光伏板作為外圍構件大面積應用于高層超高層結構外立面時的破壞形式、變形性能、與主體結構的協同工作性能等還少有研究。對于高層建筑外立面安裝光伏系統的研究僅停留于能量轉化效率的研究上，未考慮光伏建筑抗震性能的問題。而高層、超高層建筑光伏組件在地震時可能破壞和掉落造成次生災害，成為地震安全隱患[12]。我國《民用建筑太陽能光伏系統應用技術規范》(JGJ 203—2010)[13]對光伏系統的設計作了規定，包括光伏組件及系統其他部件的構造、安裝、維護、日常保養、更換等，并規定對于抗震設防的地區還應考慮地震作用。但是，帶光伏板剪力墻結構的連接形式的安全性能還少有試驗驗證。本研究根據已有光伏板與建筑立面結合的方式，測試了一種扣件+卡槽的組合式光伏板-剪力墻連接件，分析了光伏板-連接件-剪力墻的協同工作性能等。

2 試驗概況

當前，光伏組件與建筑結合多集中于建筑屋頂，在建筑立面上的應用還不多見。本研究主要針對高層結構外立面，選取剪力墻作為依托主體結構進行研究。參考了光伏板與建筑結構的傳統連接方式，制作了一種扣件+卡槽連接件，用于連接光伏板與建筑剪力墻。為檢驗該連接方式下光伏板、連接件、剪力墻的變形、破壞、協同工作能力，在初步計算的基礎上，通過擬靜力試驗進行了研究。一般說來，可以通過結構動力實驗、靜力試驗來檢驗結構的性能。在本研究中，整體結構動力試驗花費巨大，且光伏板和連接件縮尺后尺寸效應明顯，故制作典型構件進行低周反復試驗。試驗研究了該光伏板剪力墻的抗震性能、連接裝置的可靠性及其對光伏板發電性能的影響等。

2.1 試件設計

試驗所依附的主體結構采用的剪力墻為傳統配筋鋼筋混凝土剪力墻，由于試驗條件限制，剪力墻截面尺寸設計為1000 mm×2000 mm×125 mm，高寬比為2.0，混凝土強度等級為C40，邊緣約束區長度為200 mm，鋼筋等級為HPB300及HRB335，剪力墻頂部設定為自由端，剪力墻配筋示意如圖1所示。在剪力墻上下左右4個腳部設置預埋件，預埋件設計按照《鋼筋混凝土結構設計規范》(GB 50010—2010)[14]和《鋼結構設計規范》(GB 50017—2003)[15]設計。預埋件和光伏板之間采用連接件連接，從而將光伏組件安裝到剪力墻構件外立面上。

2.2 連接設計

我國《民用建筑太陽能光伏系統應用技術規范》(JGJ 203—2010)[13]中結構設計部分規定:光伏方陣與主體結構的連接和錨固必須牢固可靠，主體結構的承載力必須經過計算或實物試驗予以確認，同時必須具備承受光伏方陣等傳遞的各種作用的能力，并要留有余地，防止偶然因素產生破壞。目前，光伏組件與建筑立面連接的方式包括:預埋件螺栓直連式(圖2(a))以及副框架壓塊式(圖2(b))。副框架壓塊式多用于屋面等形式，用于建筑立面的更多是螺栓直連式。本試驗在壓塊式連接和螺栓連接的基礎上，考慮安裝的便利性，制作了一種扣件+卡槽式光伏板剪力墻試件?？奂?卡槽式連接件構造及尺寸示意圖如圖3所示，預埋件尺寸及布置分別如圖4、圖5所示。

圖1 帶光伏板剪力墻Fig.1 Schematic diagram of the reinforcement of RC shear wall with PV panel

圖2 光伏板立面連接方式

圖3 扣件+卡槽連接件示意圖(單位:mm)Fig.3 Schematic diagram of the connection(Unit:mm)

經重力和靜風荷載驗算，應力均在其材料彈性范圍以內?？奂ú凼娇煞乐构夥M件傾覆、掉落和大變形，卡扣可以使在現場方便安裝，并允許光伏板和主體結構發生相對變形，防止組件各連接點受力不均。光伏板上下卡槽采用硬鋁制作，卡扣采用不銹鋼加工。

2.3 材料的力學性能

根據混凝土材料試驗方法[6]，剪力墻混凝土設計強度為C40，彈性模量平均值為3.38×104N/mm2，棱柱體抗壓強度為 28.3 N/mm2，立方體抗壓強度為38.6 N/mm2;預埋錨板采用Q235級鋼，焊接鋼筋等級為B10，預埋件尺寸如圖4所示，鋼筋與鋼板材料力學性能實測平均值如表1所示[7];橡膠塊機械性能測試依據《硫化橡膠或熱塑性橡膠常溫高溫及低溫下的壓縮永久變形測定標準》(GB177759—1996)[18]進行，采用幾何尺寸為35 mm×50 mm×50 mm的HS65天然橡膠塊，測試了橡膠塊的剛度、變形和破壞情況。試驗過程是將橡膠塊加載面涂潤滑油，上下墊6 mm的鋼板，通過鋼板給橡膠塊施加軸向力，兩塊鋼板間或者橡膠塊豎向高度50 mm的方向要設置延伸計等測量其變形的裝置，記錄力與位移變形曲線，并特別采集變形量為10%、20%、25%和50%時的力和變形值，實測值及平均值如表2所示。

表1 鋼筋與鋼板材料力學性能Table 1 Material properties of rebar and steel plate

表2 橡膠材料力學性能Table 2 Material properties of rubber

2.4 試驗裝置及加載制度

帶光伏板剪力墻試件低周反復試驗的加載裝置同文獻[9]，水平作動器一端固定于反力墻上，另一端通過鋼板作用在試件加載梁上。此外，在頂梁平面外附加水平限位裝置，以保證試件僅發生平面內的位移，防止試件在加載過程中出現平面外的失穩破壞。

依據《建筑抗震試驗方法規程》(JGJ 101—1996)[20]，本試驗加載程序采用位移加載控制方式。試件初始側向位移目標1 mm，屈服前位移每級增加1 mm，往復加載循環一次;試件屈服后位移每級增加2 mm，往復加載，每級循環三次。加載制度如圖6所示。屈服位移的判斷以墻體力-位移曲線出現拐點為準，當荷載下降至最大荷載的85%或墻體角部主筋拉斷或層間位移角超過4%時，停止加載。

圖6 加載制度示意圖Fig.6 Schematic diagram of loading system

2.5 測點布置

應變片布置:剪力墻底部應變片用以調查剪力墻底部截面應變情況。沿高度方向兩列應變片用以測量剪力墻塑性區發展過程，其余應變片用以測量剪切變形。

位移計布置:為研究光伏板及連接件的變形情況，分別在光伏板的四角點和連接件處布置了水平位移計，此外，在剪力墻試件的側面安裝了3個水平位移計，用以考察剪力墻的承載能力及變形性能。

3 試驗結果及分析

3.1 試件破壞過程及形態

本次試驗設定加載結束時的側向位移為40 mm，剪力墻的最終破壞形態如圖7所示。加載至3 mm時，剪力墻兩側開始出現裂縫，5～13 mm時，新裂縫由下向上依次出現，之后大量裂縫出現，至15 mm時，墻體中部裂縫大量擴展貫通形成剪切斜裂縫，17～19 mm時，新裂縫基本不再出現，斜裂縫加寬加深，角部附近出現豎向裂縫，逐漸與其余裂縫發展貫通，直至角部混凝土塊狀開裂，21 mm時，角部表面混凝土開始零星脫落，25 mm時，墻體兩側角部混凝土陸續脫落，一側鋼筋暴露，33 mm時，有連續的鋼筋斷裂聲，一側暴露的鋼筋壓彎，35～40 mm加載過程中，墻角混凝土塊狀脫落，不斷有鋼筋斷裂聲，直至加載結束，預埋件未出現明顯破壞現象，光伏板也未發現明顯裂紋。

圖7 試件破壞形態圖Fig.7 Failure pattern of the specimen

3.2 剪力墻滯回曲線

恢復力曲線可以反映結構在反復受力過程中的變形特征、剛度退化及能量耗散特征，是進行非線性地震反應分析的依據。由本次低周反復試驗得到的剪力墻的滯回曲線(1號位移計與荷載傳感器)和骨架曲線分別如圖8所示。

圖8 剪力墻滯回曲線圖Fig.8 Hysteretic diagram of RC shear wall

3.3 承載能力和位移延性系數

表3為剪力墻的開裂荷載、屈服荷載和峰值荷載的實測值，其中，Fc為試件開裂荷載，取正負向均值;Fy為試件的屈服荷載，由于骨架曲線沒有明顯的屈服點，不同學者根據不同理論提出了不同的屈服點定義方法，本論文是基于實際構件在75%峰值荷載處的割線剛度而定義的屈服點，Fmax為試件峰值荷載，μcm為開裂荷載和極限荷載的比值，μym為屈服荷載和極限荷載的比值[17]。

表3 剪力墻承載力實測值Table 3 Test results of bearing capacity of RC shear wall

位移延性系數定義為 μ=Δu/Δy。Δu和Δy分別為試件的極限位移和屈服位移，Δu為極限位移，取為承載力下降到峰值荷載的85%時對應的位移[18]。Δc為開裂位移。剪力墻的極限位移延性系數如表4所示。

表4 剪力墻極限位移延性系數Table 4 Ultimate displacement ductility coefficient of RC shear wall

3.5 光伏板變形

光伏板作為非結構構件，通過連接件與剪力墻相連，在剪力墻低周反復加載過程中，光伏板隨剪力墻變形而變形。試驗過程中，根據在光伏板四個腳點布設的位移計所采集到的數據，取上部兩個腳點的位移平均值減去下部兩個腳點的平均值，求得光伏板的位移角隨加載時間的變化曲線如圖9所示。由于光伏板主要組成部分為鋼化玻璃，其光伏板的變形主要為剛體位移，此處的位移角主要為光伏板在剪力墻反復加載過程中的剛性轉角。根據圖9可見，光伏板轉角從0開始循環遞增，到位移角約為1/200時出現拐角，此后位移角增幅不大。位移角從1/200到1/100期間，位移角仍處于穩步緩慢遞增，但位移角大于1/100時，位移角開始出現偏移和不規則變化。

當主體結構(剪力墻結構)層間位移從0加載到1/50的過程中，所連接的光伏板的位移角從0遞增到1/80，光伏板本身未見裂縫出現，剪力墻內預埋件和連接件也未見肉眼可見變形和破壞，加載完畢試件極限破壞時的照片如圖10所示，連接件照片如圖11所示。

圖11 極限破壞連接件照片Fig.11 View of connector ultimate damaged

3.5 光伏板發電性能

為充分研究因主體結構(此處為剪力墻)變形對光伏板工作性能的影響，試驗還同步測試了在加載過程中光伏板的電流—電壓—剪力墻側向位移關系曲線(圖12)以及光伏板的發電最大功率—剪力墻側向位移曲線(圖13)。試驗結果顯示，光伏板的發電性能包括電壓變化、電流變化以及最大發電功率變化。在主體結構加載過程中僅存在偶然波動，沒有發現以上發電指標隨主體結構位移角增加明顯降低的現象。其發電性能的偶然波動的可能原因為試驗過程中的一些偶然因素的影響，如光源的輸出功率波動、調整燈具位置等，另外光伏板的發電效率也會隨著光伏板背板溫度的升高有所波動。若將每一次加載循環下光伏板的電流電壓關系曲線畫于一張圖上，曲線形狀大體一致，接近重合，未出現明顯異常情況，此外，光伏板的發電效率在加載過程中也基本保持穩定，介于48.7 ～55.5 W 之間。

4 試驗結果討論

4.1 剪力墻破壞模式及承載能力

圖12 光伏板電流-電壓-主體結構側向位移關系曲線圖Fig.12 Current-voltage-loading displacemen curve of PV panel

圖13 光伏板發電最大功率-加載位移關系曲線圖Fig.13 Maximun power-loading displacement curve of PV panel

光伏板作為非結構構件與剪力墻相連，對剪力墻的受力性能未見有影響，剪力墻的破壞過程有以下特征:在反復荷載作用下，首先在墻體側面底部出現橫向裂縫，按照上述屈服點的定義方法可以認為剪力墻已經屈服，緊接著橫向裂縫開始大量出現并呈上移趨勢，隨后橫向裂縫穩定擴展，墻體正面出現斜向裂縫，并向中部擴展貫通斜向交叉，形成明顯的交叉斜裂縫，而墻體側面在此階段只是原裂縫的擴展貫通，新裂縫基本不再出現，約至1.5倍的平均峰值位移時，剪力墻底部混凝土出現壓碎，約至2倍的平均峰值位移時，墻角混凝土開始剝落，此時，按照上述極限點的定義方法剪力墻已經達到極限位移;此后，試驗現象越來越明顯，約至1.5倍的平均極限位移時，出現鋼筋斷裂聲，墻體底部混凝土大塊掉落，剪力墻承載力急劇下降，直至試驗結束。剪力墻正負兩個方向的平均峰值位移為12 mm，對應的平均峰值荷載為115 kN，剪力墻正負兩個方向的平均極限位移為25 mm，對應的平均極限荷載為99 kN。以上破壞過程與普通剪力墻的破壞特征一致，可參見文獻[21]所述類似條件剪力墻破壞特征描述。

4.2 連接件性能

本次試驗中，預埋錨板鋼材為Q235級，并用等級為B10焊接鋼筋焊接在剪力墻中，與剪力墻面平齊，試驗中未發生任何破壞。鋼扣件的強度等級也為Q235級，其尺寸在確定主要考慮制作安裝便利及在光伏板重力、靜力風荷載下抗剪抗彎等，保證鋼構件在所考慮荷載條件下保持彈性狀態，并在保證焊接質量的前提下，光伏組件質量較輕。

為使光伏板有足夠的變形空間，在建筑立面能夠支撐其自身重力，并且在一定荷載條件下不至于傾覆和跳出而引起次生災害，在光伏板上下端設計了鋁合金卡槽并在其中鋪設了橡膠墊。鋁合金卡槽在試驗過程中無任何破壞現象，整體來看，連接件設計牢靠，在加載過程中隨墻體側移，直至試驗結束未出現任何明顯的開裂脫落或連接件變形等破壞現象，連接件在擬靜力試驗中的性能可滿足要求，但在動力試驗中光伏電板與主體結構構件的協同工作性能仍需試驗驗證，實際應用中可能主要考慮可安裝性能、可更換性能、制作成本及采取防銹蝕措施等。由于連接件設計時未考慮工作間隙，所用材料有所富裕，在下一步研究中可以進行針對該邊界條件的設計優化。

此外，試驗過程中光伏板未發現有開裂現象，通過對光伏板的電壓電流曲線以及發電效率曲線的分析，光伏板的發電性能在試驗過程中未出現明顯波動現象，表明該連接形式下，光伏板、連接件性能良好，光伏板仍然能夠保持正常工作。

5 結論

本文通過低周反復試驗測試了一種光伏板與剪力墻的連接方式的工作性能，研究了帶光伏板剪力墻在反復荷載作用下的極限承載力性能、滯回特性、延性以及破壞特征等，重點研究了在往復荷載作用下剪力墻與光伏板連接裝置的可靠性及其對光伏板發電性能的影響。研究結果表明:在剪力墻發生較大側向位移及變形的情況下，連接裝置仍未發生破壞，具有可靠的工作性能，光伏板未見物理破壞，其發電性能未受到明顯影響。

我國《民用建筑太陽能光伏系統應用技術規范》規定，在低緯度地區的墻面上安裝光伏組件時，由于太陽高度角較小，安裝在墻面上或直接構成圍護結構的光伏組件應有適當的傾角以接受較多的太陽光，同時光伏系統結構設計應區分是否抗震，對于抗震設防的地區，除考慮系統自重、風荷載和雪荷載外，還應考慮地震作用，由于地震是動力作用，對連接節點會產生較大影響，使連接發生震害甚至造成光伏方陣脫落，所以，為進一步考慮光伏建筑抗震性能的問題，應進一步研究的問題有光伏板本身的變形能力及對發電量的影響，帶多塊光伏板的整體結構的動力試驗，光伏板連接件的優化、帶光伏板高層/超高層結構的抗震設計方法等問題。

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