短槽式石材幕墻掛裝節點的受力性能

楊士萱， 郭子雄，2，*， 葉 勇，2， 劉 洋，2

（1.華僑大學 土木工程學院，福建 廈門 361021；2.華僑大學 福建省結構工程與防災重點實驗室，福建 廈門 361021）

石材幕墻具有細密耐久、天然質樸和裝修效果高端大氣等優點，被廣泛應用于公共建筑、高檔酒店和高端住宅的外圍護結構［1］.在過去的幾十年中，通過連接節點承載力試驗，分析了石材面板［2］、銷釘直徑［3］、鉆孔直徑［4］、銷釘套管［5］、孔內砂漿［6］對銷釘式幕墻節點處掛裝強度的影響，發現節點的構造尺寸和填充材料對承載力均有影響.填充材料在一定程度上延緩了石材的開裂破壞［7］.石材幕墻產業蓬勃發展，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］，開創了石材幕墻安裝技術新紀元，并引起科研工作者的密切關注.Camposinhos［10］發現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錨入位置的半經驗強度公式.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點的石材面板和干掛件之間需要填充大量的環氧樹脂膠，當前槽內膠黏劑對節點破壞機理和受力性能的影響研究仍然缺乏理論基礎和試驗依據.

基于此，本文統籌考慮了現有文獻和國內外規范［12-13］，對試件尺寸進行設計，分析了不同填膠率對短槽式花崗巖幕墻掛裝節點破壞荷載的影響規律，提出考慮石材膠黏劑影響的花崗巖石材幕墻掛裝節點破壞荷載計算公式，以期為工程中槽式石材幕墻規范化施工提供參考建議.

1 試驗

1.1 試件設計

石材采用福建省花崗巖.石材的軸壓強度根據JTG E41—2005《公路工程巖石試驗規程》進行測試，試件為直徑50 mm、高徑比1∶1的圓柱體，每組5個試件，測得其平均抗壓強度為118.3 MPa；Yan等［14］經過大量試驗，得到石材的抗拉強度為其單軸抗壓強度的4.0%～5.0%，本文取平均值4.5%，得到石材的單軸抗拉強度為5.32 MPa；根據GB/T 9966.12—2001《天然飾面石材試驗方法》，得到石材彈性模量實測值為45 GPa，并進行四點彎曲加載試驗，每組5個試件，測得石材的平均抗彎強度為14.3 MPa；根據JGJ 133—2001《金屬與石材幕墻工程技術規范》，取抗彎強度的23%，計算得到石材的抗剪強度為3.28 MPa.

花崗巖面板（GCP）試件尺寸L×B×H=300 mm×270 mm×25 mm，在面板一側按實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.試驗中槽內石材膠黏劑選用環氧樹脂膠，受力側的填膠厚度Δ=2 mm.為保證試驗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）的準確性，采用厚1 mm矩形有機玻璃進行位置隔離，石板槽外和掛件之間按實際工程填充3 mm橡膠墊片.每組制作4個相同試件，結果取平均值.試件示意圖見圖1，其參數見表1.

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

表1 試件參數Table 1 Parameters of specimens

1.2 試驗方法

采用可滿足不同尺寸需求的石材幕墻節點承載力試驗的自平衡試驗架［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架上；在加載端設置圓柱和鋼墊片，將作動器點荷載轉為線荷載［16］，兩端支座分別為固定支座和半球形鉸支座，以模擬石材幕墻節點處的邊界狀態［17］.在石板開槽邊的2側設置位移計，用于觀察節點側在加載過程中的位移.采用50 kN液壓千斤頂對試件進行單調加載，并用力傳感器控制加載進程［18］.隨著荷載的增加，在達到最大荷載時，伴隨1聲巨響，試件承載力迅速下降，試驗結束.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點的強度，但提高的幅度以干掛節點的承載力為參考，因此，試件掛裝強度用試件破壞時的最大載荷（即破壞荷載）表示.

2 結果和分析

2.1 試驗現象和破壞特征

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，但不同填膠率的節點破壞特征存在明顯差異：無膠試件節點破壞沿槽內邊進行開裂，破壞頂面面積大且呈半梭形，側面開裂短邊大于掛件寬度，破壞沒有預兆，破壞現象與Lammer試驗結果［20］吻合；填充石材膠黏劑后，試件側面開裂短邊等于掛件寬度，此時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，當填充石材膠黏劑時，節點的破壞截面位置主要與填膠率有關.

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點在破壞時，形成錐臺破壞面（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，掛件連帶上側部分石材膠黏劑和石材一起脫落（見圖3（c）），造成節點失效；在板的側面及斜面形成一定的錐形傾角，包括：斜表面破壞角θ1，側面破壞角θ2.由此可見，隨著填膠率的增加，試件的破壞狀態由彎曲破壞為主轉變為沖切破壞為主.

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

承載力試驗結果見表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試件θ1影響較大，而填膠率的變化對θ2影響甚微.

表2 承載力試驗結果Table 2 Results of bearing capacity test

2.2 節點破壞荷載

不同填膠率下節點的破壞荷載試驗值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，試件破壞荷載試驗值隨之增大，DH100的最大破壞荷載試驗值比DH0增加了2.79倍；填膠率為40%～80%時，節點的破壞荷載試驗值提升速率有所降低；填膠率β＞80%后，節點的破壞荷載試驗值增長速率趨于平穩，如DH80與DH100節點的破壞荷載試驗值僅相差5%.由此可見，石材膠黏劑對節點破壞荷載試驗值有明顯影響，這是因為石材膠黏劑固化后可有效分擔部分外荷載，同時其黏接作用可使槽口對稱的邊槽也起到抵抗外荷載作用，有效增加受力側厚度.

圖4 不同填膠率下節點的破壞荷載試驗值Fig.4 Fu，e of joints under different filling rates

3 節點破壞荷載計算

3.1 基于石材材料性質的破壞荷載公式

基于花崗巖的抗剪強度，根據規范JGJ 133—2001，節點處破壞荷載計算值Fu，cj為：

式中：l0為槽底總長度，mm；τk為石材的抗剪強度，N/mm2；γ為應力調整系數，取1.25.

基于花崗巖的抗彎和抗剪強度，利用第一主應力公式耦合，依據Camposinhos［10］經驗公式計算短槽式石材幕墻節點處的破壞荷載計算值Fu，cc：

式中：σ為花崗巖抗彎強度，N/mm2；Keff為有效應力集中系數；Kt為應力集中系數，取1.58［21］.

3.2 基于沖切破壞模型的破壞荷載公式

采用最大拉應力理論，對節點沖切破壞機理進行分析，得到沖擊破壞模型見圖5（圖中h0為沖切破壞錐體的有效高度）.隨著外荷載的增加，臨界截面拉應力和剪應力共同作用，當主應力達到石材抗拉強度時，試件脆性開裂，節點沖切破壞.沖切破壞荷載計算值Fu，c1為：

式中：A為錐臺側面積，mm2；σs為花崗巖抗拉強度，N/mm2，極限狀態時，錐臺開裂面拉應力取石材單軸抗拉強度［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，則錐臺面積A為：

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

式中：at為錐臺底面弧長，mm.

將破壞角試驗數據代入式（4）計算得到Fu，c1；分別采用式（1）、（2）計算得到Fu，cj、Fu，cc，結果見表3.由表3可見，填充石材膠黏劑后，節點的Fu，e與Fu，cj的偏差為0.092～0.443.由于節點的破壞機理復雜，影響因素較多，式（1）簡化了力學模型和計算公式.由計算值Fu，cj與試驗值Fu，e對比發現，當填膠率不足時，計算值高估了節點的破壞荷載，存在安全隱患.試驗值Fu，e與式（2）計算值Fu，cc有0.080～0.242的偏差.當槽內填滿石材膠黏劑時，計算值Fu，cc低估了節點處的破壞荷載，式（2）較保守，原因在于計算時認為石板槽口的單邊槽承擔外荷載作用.式（4）計算值與試驗值有0.030～0.066的偏差，Fu，c1接近于試驗值，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點破壞模型的合理性.

當β＞40%時，為便于公式應用，基于節點處沖切破壞模型，引入施工誤差系數K與β之間的關系K=(tanθ1-1)β+tanθ2，將其代入式（4），得到考慮填膠率的節點破壞荷載計算值Fu，c2為：

短 槽 式 花 崗 巖 幕 墻 的θ1建 議 取46°，θ2建 議 取32°，錐臺開裂面拉應力取石材單軸抗拉強度［σt］.Fu，c2（見表3）接近試驗值，能夠很好地確定短槽式石材幕墻掛裝節點的破壞荷載，預測節點處破壞荷載與填膠率之間的關系，為工程中槽式石材幕墻質量控制提供了參考.

表3 試驗結果與計算結果的對比Table 3 Comparison of test results and calculated results

4 結論

（1）短槽式石材幕墻掛裝節點破壞特征受槽內石材膠黏劑的影響，隨著填膠率的增加，其破壞狀態由彎曲破壞為主轉變為沖切破壞為主.

（2）槽內填充石材膠黏劑后，節點破壞荷載比無膠時有明顯提高.隨著填膠率的增加，節點的破壞荷載增大，且其提升速率呈現出逐漸降低直至平穩的趨勢.當填膠率為100%時，節點破壞荷載為無膠試件的3.79倍.

（3）當前研究現狀未考慮石材膠黏劑的影響，不能很好地預測節點的破壞荷載，不利于材料的充分利用.基于沖切破壞模型分析了節點的破壞機理，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點破壞荷載計算模型.

（4）國內外關于節點的破壞荷載計算缺乏可靠的破壞荷載試驗研究，有必要基于當前研究現狀進一步通過數值模擬和試驗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，確定接近實際幕墻安裝工況時的破壞荷載，從而提高材料的使用率.