ETFE膜材以其高透光性、优良的耐久性和自洁性等优点, 近年来在游泳馆、温室、车站设施等大型建筑结构中得到百富策略白菜网[1,2,3]。

ETFE膜材的力学性能与传统的织物类膜材有着很大的差别, 具体表现在[4,5,6]:1) 在应力小于第一屈服应力之前, ETFE膜材很不容易被拉伸变形, 可以看成是一种“很硬”的材料, 第一屈服应力对应的应变只有约2%;2) 当应力超过第一屈服点以后, ETFE膜材应变迅速增大, 并伴随塑性应变, 第二屈服应力对应的应变达到20%, 而第二屈服应力比第一屈服应力仅增大约50%;3) 当应力超过第二屈服点以后, ETFE膜材发生塑性流动, 膜材几乎不能继续承载, 断裂时应变可达400%, 应力约为第二屈服点的2倍;4) ETFE膜材黏弹性特性明显, 容易发生应力松弛、材料徐变等现象。

单层张拉形式的ETFE膜结构, 其膜面的预张力由张拉施工实现。弹性范围内ETFE膜材变形量小, 裁剪缩小率通常只有0.5%左右, 这对膜材加工和支承结构尺寸的精度都有很高的要求, 同时, 膜面容易受材料塑性、徐变等影响发生松弛[7]。因此, ETFE膜结构一般不宜采用单层张拉形式, 目前绝大多数采用气枕形式。ETFE气枕结构利用空气气压张紧膜面, 只要保证气枕内正常的气压, 膜面就不会发生松弛[8]。

然而, 气枕式膜结构需要一套充气和监控系统来保证正常内压。充气监控系统除了需要较高的投资及运行成本以外, 还存在漏气隐患、占据建筑空间等缺点。为此, 文献[9]提出了一种弹簧支撑ETFE枕式膜结构, 通过在双层膜面之间内置受压的弹簧代替充气内压张紧膜面。这种新的结构体系不需额外充气设备, 其压缩弹簧调整方便, 可吸收膜面徐变等产生的变形, 对膜面产生持续的支撑力。

文献[10-11]对弹簧支撑ETFE枕式膜结构单元进行了数值分析和模型试验, 通过在临时展示厅的实际使用, 验证了该系统的可行性和有效性。为了进一步考察多个单元结构组成更大整体结构的可能性, 本文针对由2个单元结构组成的边界为长方形的双弹簧支撑ETFE膜结构, 进行参数的数值分析和模型试验。

将2个边界尺寸为2 m×2 m的单元结构 (弹簧设置于中央) , 按图1所示组成1个边界尺寸为2 m×4 m的双弹簧支撑ETFE膜结构。2个单元膜面连续, 中间无支承边界, 上下膜面对称。ETFE薄膜的厚度t为0.25 mm, 分析中取膜材为各向同性弹性材料, 弹性模量为880 MPa, 泊松比为0.42, 第一屈服应力为15.6 MPa。

弹簧支撑系统由上下压板、上下顶杆、弹簧等组成, 通过拧动下压板螺栓使下顶杆移动从而调节弹簧的压力。压板为圆形, 直径为130 mm。

利用ANSYS软件, 进行弹簧支撑ETFE枕式膜结构的找形分析和应力计算。膜面采用SHELL 41膜单元、压板采用SHELL 63单元、弹簧采用LINK 8单元模拟。

应力分析时分别考虑一致风吸 (410 N/m2) 和一致雪压 (200 N/m2) 荷载, 荷载仅作用于上层膜面。

弹簧支撑ETFE枕式膜结构的初始形状由膜面初始应力σ0和弹簧初始弹力N0决定。

定义矢跨比为h/L, h为弹簧顶杆长度的1/2, L=2 m。分别进行满足矢跨比为1/6、1/8、1/10和1/12的找形分析, 结果见图2。由图可知, 每种矢跨比对应了无数组初始应力, 但无量纲化后膜面初始应力与弹簧初始弹力的比值 (σ0tL/N0) 为定值, 随着矢跨比h/L的增加, 该比值增加, 两者成线性关系。

图3为矢跨比为1/8时的膜面找形结果, 其弹簧弹力为583.8 N, 膜面应力为5 MPa, 膜面矢高h为0.25 m。

矢跨比取1/8, 弹簧刚度取35 N/mm, 进行不同膜面初始应力 (及相应的弹簧初始弹力) 下荷载效应参数分析。膜面初始应力取值范围为4~6 MPa。

在荷载作用下, 膜面最大、最小应力σmax、σmin (指膜面的最大、最小von Mises应力, 以下同) 均出现在上膜面, 下膜面的应力变化不大。图4为膜面最大、最小应力与初始应力关系曲线, 可以看出, 膜面初始应力越大, 最大应力也越大;同时, 两者基本呈线性关系。风吸荷载作用下最大应力出现在上膜面两支撑点之间中央膜面, 支撑点周围膜面应力较小;雪荷载时则最大应力出现在支撑点周围上膜面, 但其最大应力小于风吸荷载时的数值。对于以雪荷载 (或正风压) 为控制荷载的情况, 可通过调整压板尺寸、设置局部双层膜的方法减小压板周围膜面应力。

图5为压板位移与初始应力关系曲线, 由图可见, 雪压荷载作用下上下压板的位移 (绝对值) 随着初始应力的增大而减小, 但风吸荷载作用下位移减小不明显。

矢跨比取1/8, 膜面初始应力取5 MPa, 进行不同弹簧刚度下的荷载效应参数分析。

弹簧刚度不应设定过大或过小。刚度过大会使初始压力下弹簧压缩量过小, 膜面发生松弛后弹簧弹力迅速减小, 弹簧不能很好地追随膜面。刚度过小会导致结构在承受外荷载时膜面发生过大的变形。取弹簧刚度k为35~60 N/mm进行受力分析, 膜面应力、压板位移及弹簧弹力变化与弹簧刚度的关系分别见图6~8。

由图6~8可知, 弹簧刚度的变化对膜面应力的影响很小。上压板的位移均随着弹簧刚度的增大而减小, 而下压板的位移均随着弹簧刚度的增大而增大, 这是由于弹簧刚度增大将上膜面荷载更多地传到下膜面。雪压荷载作用下, 弹簧被压缩, 弹力会增加;而在风吸荷载作用下, 弹簧伸长, 弹力会减小。

膜面初始应力为5 MPa, 弹簧刚度取35 N/mm。通过调整弹簧初始弹力经找形得到矢跨比分别为1/14、1/12、1/10、1/8、1/6的5组模型。对各组模型进行应力分析, 得到膜面应力、压板位移与矢跨比的关系曲线见图9、10。

由图9可见, 矢跨比的变化不会对膜面最大及最小应力产生较大的影响。由图10可见, 随着矢跨比的减小, 上下压板的位移均增大, 矢跨比的减小使得结构的刚度减小。

试验模型采用包含2个弹簧支撑单元的3 m×1.5 m长方形枕式结构。图11为试验模型, 图中前方为单元1、后方为单元2。对试验模型进行找形分析得到等张力曲面, 其矢跨比为1/8 (矢高188 mm) , 膜面预应力为5 MPa, 弹簧初始弹力为413 N。

弹簧装置中的套管、顶杆等部件均采用铝合金材料制成, 弹簧为碳素钢丝螺旋压缩弹簧, 丝径4.5 mm, 外径26 mm, 自由长度300 mm, 弹簧刚度21 N/mm, 通过调节螺栓对弹簧进行预紧。ETFE膜材厚度0.2 mm, 通过铝合金夹具固定于槽钢边界。

试验包括ETFE膜材单向拉伸材性试验、膜面成形试验和模型加载试验。试验加载采用上膜面铺砂、下压板处悬挂重物的办法, 试验中测量弹簧弹力以及上、下压板位移。

按文献[5]试验方法, 对本文试验使用的ETFE膜材进行单轴拉伸试验。采用长条形试样, 试验温度为25℃, 拉伸速度为100 mm/min。由ETFE膜材的幅宽方向及长度方向各5根试样的拉伸试验曲线可知, 两个方向试验结果基本一致, 分析得到材性数据平均值:第一屈服应力为15.0 MPa, 第二屈服应力为21.2 MPa, 切线弹性模量为898 MPa, 泊松比为0.4。

膜面经裁剪拼接形成上、下两片膜片, 弹簧系统安装后调整弹簧弹力至413 N设计值, 膜面成形。

采用数字近景测量技术对成形后的膜面进行测量。利用PhotoModeler Pro 5软件, 对数码相机拍摄的图象进行处理, 得到测点的坐标信息。为提高测量精度, 使用了高分辨率数字相机、相机校正用纸及高精度标尺。

对膜面上35个测点的坐标进行了测量, 图12为上膜面沿长跨方向的剖面图, x为离短跨边缘的距离, z为膜面距离边框的高度。安装后的膜面形状基本达到了设计要求。

试验模型成形后, 在上层膜面均匀铺上小砂袋, 直至铺满整个膜面 (最终荷载为300 N/m2) , 记录从加载开始到加载完成的弹簧弹力、上下压板的位移。全跨加载时上下压板位移d与弹簧弹力N的关系的试验结果见图13。

仅对单元1膜面 (1.5 m×1.5 m) 进行铺砂加载以实现半跨加载, 荷载按250、300、350、400、450 N/m2分5级加载。记录每级荷载作用下的弹簧弹力和上、下压板位移。半跨加载时弹簧弹力N、上下压板位移d与荷载p关系的试验结果见图14。

在两个弹簧单元的下压板悬挂相同质量的重物进行双侧加载。重物荷载分级为196、245、294、343、392、441、490 N。试验测得各级荷载P下的弹簧弹力N和上下压板位移值d见图15。

在单元1的弹簧单元的下压板悬挂重物进行单侧加载。试验结果见图16。

由图13~16可以得出, 加载过程中荷载与位移基本呈线性关系, 加载结束后结构未出现明显的残余变形, 试验结果重复性较好。

铺砂和下挂重物加载试验使弹簧被压紧和松弛。加载过程中弹簧传力正常, 产生较大变形 (最大12 mm) 追随膜面使膜面保持被张紧状态。

半跨铺砂及单侧下挂重物加载表明, 受载侧变形及弹簧弹力变化明显, 而另一侧则不明显。2个单元膜面虽然连续, 但荷载传递较少, 荷载产生局部效应。

试验模型中, 上下压板直径均为130 mm, 加载过程及加载完成以后, 压板周围ETFE膜面未观测到破损或明显残余变形, 表明压板大小合适, 支撑点处周围膜面应力集中不明显。实际设计中, 可通过选取合理压板直径或局部设置双层膜的方法减少支撑点周围膜面应力集中。

采用上节的分析方法, 选取试验模型实际尺寸、弹簧参数以及实测的ETFE膜材材性数据, 对各个加载试验过程进行了数值计算, 得到了弹簧弹力、压板位移及荷载之间的关系, 结果分别见图13~16。由图可见, 弹簧弹力及压板位移与荷载呈良好的线性关系, 计算值与试验结果基本一致, 数值分析可较好地模拟试验模型的加载过程。

1) 膜面形状由膜面初始应力和弹簧弹力之比决定, 找形分析时需设定膜面初始应力并调整弹簧弹力, 以得到符合设计要求的膜面形状。

2) 增大膜面初始应力可减小雪压引起的变形, 但对风吸荷载引起的变形影响不大, 同时也使得荷载作用下膜面应力增大。弹簧刚度对膜面应力影响很小, 增大弹簧刚度可使上压板位移减小。膜面矢跨比对膜面应力影响不大, 但减小矢跨比会使变形增大。

3) 膜面成形可通过调整弹簧弹力完成, 方法简便可靠, 试验表明膜面成形精度较高。由加载试验可知, 弹簧支撑系统工作可靠, 可以很好地发生变形, 追随并张紧膜面。试验值与计算值吻合较好。

4) 本文弹簧支撑点处压板直径为130 mm, 数值分析及试验表明, 支撑点处膜面应力集中不明显。