幕墙玻璃肋连接孔承载力试验与仿真研究

雷科阳，磨季云，姜捷奇,杨印南

(1.武汉科技大学理学院，武汉 430070；2.深圳市三鑫科技发展有限公司，深圳 518000)

0 引 言

全玻幕墙是用玻璃肋作为支撑结构的一种幕墙形式，能够最大限度呈现简洁、通透、明快的建筑效果，被广泛应用于建筑大堂,现代建筑大堂的层高越来越高，肋支撑的全玻幕墙尺寸也越来越大[1-4]。全玻幕墙主要有肋板承载能力不足失效破碎与硅酮结构胶失效破碎两种形式[5], 玻璃肋作为全玻幕墙主要的受力构件,在设计时需要重点关注。对于玻璃肋的稳定性问题已经有不少学者[6-9]进行了研究，玻璃肋的宽度、厚度、跨度对玻璃肋的稳定性都存在影响，其中玻璃肋的厚度和跨度比玻璃肋的宽度对稳定性影响更大。因制作设备限制和降低造价的需要，大跨度玻璃肋通常采用拼接的方式制作[10-12]。玻璃肋有粘接连接与机械连接两种连接方式[13-14],这两种拼接方式都需要在玻璃肋上面开孔，玻璃是典型的脆性材料，玻璃开孔会产生应力集中，孔边的应力集中容易导致玻璃肋的破碎[15-16]。玻璃肋连接孔通常有螺栓群受力与接触面受力两种受力形式，连接孔内玻璃与螺栓之间通常采用注胶、填充尼龙套环和橡胶来避免螺栓与玻璃孔壁之间的刚性接触，螺栓也可以外套铝环来克服尼龙套环与橡胶承压能力低、易老化的缺点[17-18]。对于拼接玻璃肋而言，连接孔的承载能力对玻璃肋整体的承载能力起着至关重要的作用，研究连接孔处的承载能力对工程实际应用有重要意义。

本文通过试验来探究玻璃肋连接孔处采用尼龙1010套环作为弹性介质与填充喜利得RE-500植筋胶作为弹性介质两种构造的承载能力，并建立单个连接孔的有限元分析模型，与试验结果进行对比来分析比较两种构造的承载能力。

1 实 验

1.1 试件基本信息

实际工程应用中出于安全考虑,玻璃肋都是采用夹胶玻璃，但夹胶玻璃在生产过程中不可避免的会有叠差的产生，叠差的存在会使玻璃孔处各片玻璃不能均匀受力[19-20]。为消除叠差对试验的影响，本次试验玻璃肋试件采用19 mm单片钢化玻璃。

制作400 mm×400 mm规格的19 mm厚单片钢化玻璃试块10块,平分为两组，每组5块玻璃试块，第一组采用构造1(见图1(a)),在玻璃中心开φ50 mm玻璃圆孔，孔内衬3 mm厚的外径为φ35 mm的铝套环，玻璃与铝套环之间弹性介质采用7 mm厚尼龙1010套环，构造1玻璃试件照片如图1(b)所示；第二组采用构造2(见图2(a))，在玻璃中心开φ50 mm玻璃圆孔，内衬3 mm厚的外径为φ35 mm的铝套环，玻璃与铝套环之间弹性介质采用7.5 mm厚喜利得RE-500植筋胶，构造2玻璃试件照片如图2(b)所示。玻璃试块通过铝环内穿M27不锈钢螺栓固定在万能试验机工作台上，其中铝套环的型材牌号为6063-T6,不锈钢螺栓强度等级为A2-70。

图1 构造形式1与试件照片Fig.1 Structure form 1 and picture of specimen 1

图2 构造形式2与试件照片Fig.2 Structure form 2 and picture of specimen 2

1.2 试验方法

将玻璃试件通过不锈钢螺栓安装固定在不锈钢底座上并放置在万能试验机工作台上，如图3所示，通过万能试验机施加荷载P,模拟玻璃肋工作中的受荷状态，万能试验机以0.1 kN/s的速率匀速施加荷载P直至玻璃试件破碎，记录玻璃试件破坏荷载。

图3 试验装置照片Fig.3 Picture of test device

1.3 试验结果

表1为构造1玻璃试件的破坏荷载，表2为构造2玻璃试件的破坏荷载。

表1 构造1玻璃试件破坏荷载Table 1 Structure 1 failure load of glass specimen

表2 构造2玻璃试件破坏荷载Table 2 Structure 2 failure load of glass specimen

《建筑结构可靠性设计统一标准》(GB 50068—2018)[21]中提出材料的标准试件试验得到的材料强度fspe，一般不等同于结构中实际的材料强度fstr，两者可能存在较大的差别。材料强度标准值一般取概率分布的低分值，国际上一般取0.05分位值，本试验也采用这个分位值确定材料强度标准。此时，当材料强度正态分布时，标准值为：

fk=μf-1.645σf

(1)

(2)

根据试验结果得出第1组试件的破坏荷载标准值为P1k=60.97 kN,第2组试件的破坏荷载标准值为P2k=77.08 kN。《玻璃幕墙工程技术规范》(JGJ 102—2003)[22]中玻璃的安全系数取2.5，风荷载分项系数取1.4得出玻璃材料的分项系数K=1.785，得到构造1破坏荷载的设计值P1E=34.16 kN，构造2破坏荷载的设计值为P2E=43.18 kN。

2 有限元分析

2.1 有限元分析模型建立

利用有限元分析软件ANSYS Workbench进行玻璃孔连接节点的接触分析，建立的分析模型中玻璃尺寸为400 mm×400 mm,厚度19 mm,模型中心开圆孔，孔径φ50 mm，铝套环外径为φ35 mm。尼龙1010套环与玻璃之间的接触设置为Rough接触，该接触类型允许法向分离，但不允许有切向滑移，RE-500植筋胶与玻璃粘接在一起，则选用的接触类型为Bonded绑定约束，既不能有法向分离也不能有切向滑移。模型的边界条件为约束平面外平动，平面内释放施加荷载P方向的平动，采用Cylindrical Support模拟螺栓对铝环的支撑。因为接触间隙对实际受力情况存在影响，建立的分析模型中弹性材料与玻璃之间的间隙统一设置为0。

网格划分对有限元分析结果影响很大， ANSYS Workbench拥有自适应网格划分、自动化网格划分与自动收敛技术，为提高玻璃孔处的求解精度，在Mesh模块中选用Contact Sizing定义玻璃孔周围单元尺寸为1 mm，采用六面体主导网格划分方法进行划分，在Sizing中Relevance设定为50，Smoothing设置为Medium,单元网格划分结果如图4所示。构造1(见图4(a))共有61 671的单元、288 118个节点，网格质量最大值0.99，最小值0.09，平均值0.79；构造2(见图4(b))共有60 811个单元、283 839个节点，网格质量最大值0.99，最小值0.09，平均值0.79。

图4 单元网格划分示意图Fig.4 Schematic diagram of cell grid division

2.2 试验中各材料属性取值

表3中各材料属性按《玻璃幕墙工程技术规范》(JGJ 102—2003)[22]取值，表4为弹性介质的材料特性参数。

表3 各材料属性Table 3 Properties of each material

表4 弹性介质的材料特性参数Table 4 Material properties of elastic medium

2.3 试验结果分析

计算得到两种连接构造有限元模型最大破坏荷载结果如图5所示，图5(a)为构造1玻璃侧面应力达到58.8 MPa时破坏荷载为35.972 kN，图5(b)为构造2玻璃侧面应力达到58.8 MPa时破坏荷载为40.779 kN，图6为两种构造玻璃破坏时等效应变云图。

图5 两种构造有限元分析结果Fig.5 Results of finite element analysis of two constructs

图6 两种构造应变分析结果云图Fig.6 Results of two types of structural strain analysis

从图5、图6中可以看出，玻璃孔处的应力、应变最大，从玻璃孔至玻璃试件受压边部应力与应变逐渐减小，其余边部应力应变最小，玻璃的径向应力分布基本为二次抛物线，与现实接触受力情况相符。钢化玻璃侧面强度设计值为58.8 MPa,从模拟结果看出当玻璃的应力达到58.8 MPa时，构造1的破坏荷载为P1=35.972 kN；构造2的破坏荷载为P2=40.779 kN，与试验的结果P1E=34.16 kN、P2E=43.18 kN基本一致，说明有限元分析结果可作为连接孔承载力设计值的参考,从试验结果可以看出在满足玻璃肋构造要求下连接孔采用构造形式2比构造形式1具有更高的承载能力。

3 玻璃孔大小对承载能力的影响

3.1 有限元模型建立

建立构造形式2的连接孔有限元模型，孔径范围为φ38～60 mm，模型中喜利得RE-500植筋胶厚度为8 mm，内套铝环厚度为3 mm，当玻璃侧面强度达到58.8 MPa时，破坏荷载值统计结果如表5所示。图7(a)～(e)为不同孔径玻璃试件有限元模拟结果，图8为φ38～60 mm玻璃孔直径的破坏荷载散点图。

表5 φ38～60 mm玻璃孔破坏荷载值Table 5 φ38～60 mm glass hole failure load value

图7 φ38～58 mm孔径模型有限元模拟结果图Fig.7 Results of finite element analysis of φ38～58 mm glass aperture

图8 φ38～60 mm孔径连接孔破坏荷载散点图Fig.8 φ38～60 mm diameter connecting hole failure load scatter diagram

3.2 有限元模拟结果分析

从有限元模拟结果分析得出，随着玻璃孔直径的增加，连接孔承载力也会随之增加。采用喜利得RE-500植筋胶构造下，当玻璃孔直径从φ38 mm增加至φ54 mm时，玻璃孔承载力增加明显，孔径每增加2 mm，玻璃孔承载力约增加5.4%，φ54～60 mm璃连接孔承载力变化不大。

3.3 玻璃试件断裂分析

图9 玻璃试件破碎图片Fig.9 Picture of broken glass specimen

因钢化玻璃破坏后会直接破碎成小块，制作夹胶玻璃试件进行试验来观察玻璃破坏时的裂纹情况，当玻璃试件破坏时，玻璃孔上边缘受压区域出现大量密集放射性裂纹，与有限元模拟得到的应力应变分布情况一致，裂纹从孔边一直延伸至玻璃试件上部边缘位置，其他区域出现网状裂纹，玻璃破碎情况如图9所示。

玻璃在生产加工过程中会在表面产生微小的裂纹，每平方毫米面积会存在几百条裂纹，这些裂纹又叫做格里菲斯裂纹,钢化玻璃在钢化过程中会使玻璃表面裂纹尖端产生钝化，相当于减小裂纹深度[23]。玻璃表面这些微小裂纹的存在使玻璃断裂强度的实际值远远小于理论值，在外荷载作用下裂纹逐渐扩展最终导致玻璃发生断裂。Griffith[24]研究含裂纹的玻璃强度，并得出断裂应力与裂纹尺寸的关系。

(3)

式中：c是裂纹尺寸；γ是表面能；E是杨氏模量；σ是断裂应力。

玻璃在发生脆性断裂前，除了裂纹周围很小范围内，材料其余位置处于弹性状态，此阶段可以按线弹性理论来分析应力与变形。断裂力学的试验表明当玻璃的应力强度因子达到某一临界值时，玻璃表面的裂纹发生失稳扩散导致玻璃结构发生脆性断裂，玻璃脆性断裂的破坏准则为：

KI>KC

(4)

式中：KI为应力强度因子；KC为材料的断裂韧性。

I型裂纹为工程中常见的裂纹形式，玻璃在生产加工过程中不可避免会产生裂纹，玻璃可能会产生以下4种表面裂纹：半椭圆表面裂纹、1/4椭圆角裂纹、孔壁半椭圆表面裂纹、孔边1/4椭圆角裂纹，四种裂纹剖面示意图如图10所示[25],图中L为玻璃试件宽度，t为玻璃试件厚度，a、c分别为椭圆裂纹的短、长半轴，R为玻璃孔半径。

图10 四种裂纹剖面示意图Fig.10 Schematic diagram of four crack profiles

裂纹起源于高应力处，试验过程中玻璃孔处和玻璃试件表面都可能会出现高应力。若裂纹起源于玻璃孔处的高应力区域，玻璃孔位置的半椭圆表面裂纹或者孔边1/4椭圆角裂纹会在外力作用下扩展，此时裂纹会从玻璃孔处扩散至整个玻璃试件。若裂纹起源于玻璃试件表面，此时裂纹会从玻璃试件表面开始扩展，随后扩展至整块玻璃。因此在制作加工玻璃肋时，必须在玻璃钢化前完成加工操作，对玻璃板边必须进行机械磨边、倒棱、倒角等精加工处理，玻璃肋组装前应仔细检查玻璃边缘，避免使用带有爆边、缺角等缺陷的玻璃肋。

4 结 论

(1)连接孔有限元接触分析结果与试验结果基本吻合，采用有限元模型分析是经济可行的，采用喜利得RE-500植筋胶作为弹性介质材料的连接孔构造比采用尼龙1010套环作为弹性介质的连接孔构造具有更高的承载能力。

(2)在满足玻璃开孔构造前提下连接孔承载力随玻璃孔直径增大而提高，玻璃孔直径在φ54～60 mm时承载力变化不大，在实际工程应用中注胶构造连接孔直径为φ54～56 mm时最适用。

(3)玻璃肋在生产加工过程中，必须对玻璃孔及玻璃边位置进行精加工处理，避免玻璃表面缺陷影响玻璃肋的整体承载能力。