玻璃幕墙是现代建筑中具有较好综合效果的一种外围护结构形式,在国内外均有广泛百富策略白菜网。但在玻璃幕墙的使用中逐渐发现其存在一些问题,给建筑使用者和周围环境带来一定的负面影响。例如光污染问题,大面积玻璃幕墙的使用形成大片的玻璃镜面,镜面反射光线给周围居民和环境带来了相当的影响[1]。另外,玻璃还存在安全问题,在没有外部直接作用的情况下,玻璃会产生一定概率的自爆现象[2],同时玻璃与支撑结构间的胶结材料发生老化也会造成玻璃脱落。玻璃材料的透明度高、导热系数大,其热工性能劣于普通围护结构。玻璃幕墙材料的耐火性能不够理想,一旦建筑发生火灾,火势蔓延快[3]。

ETFE薄膜是当代膜结构建筑的重要材料,建筑中使用的ETFE膜材厚度通常在50~300μm,材料密度约为1.75g/cm3,一般为无色透明状,可见光透光率达90%以上[4]。与玻璃材料相比,ETFE材料具有一定的优势:ETFE非常轻,组成结构轻盈,运输安装施工方便;自洁性能好,清洁周期长;断裂延伸率可达400%,材料韧性高,破坏机理属于塑性破坏;具有阻燃性,遇火热熔收缩,能够阻止火势蔓延,不产生滴落物伤害;光反射率低,有效减缓光污染情况。因此,ETFE是一种可用于建筑围护系统中的新型建筑薄膜材料。ETFE作为外围护结构已经成功运用于体育馆、游泳馆、温室、展览馆、交通枢纽等不同类型建筑中[5]。

本文将ETFE薄膜百富策略白菜网于框式幕墙,通过找形分析以及荷载分析考察框式ETFE幕墙的可行性。

ETFE膜结构按照支撑和受力方式的不同,可以分为单层张拉式、气枕式和弹簧支撑式。单层张拉式通过膜材张紧产生预应力来抵抗外部荷载,单片膜面一般跨度较小。

气枕结构属于充气式膜结构,是将两层或多层ETFE膜材边缘处热熔焊接到一起形成封闭空间,依靠内部充入一定压力的气体使得膜面张紧产生预张力提供气枕刚度。

弹簧支撑ETFE枕式结构是通过在枕式膜结构内部安装弹簧装置代替气枕内部充气,依靠弹簧的恢复力来支撑张紧膜面,省去了充气和气压监测系统[6]。单个的弹簧支撑枕式结构形式如图1 所示,将单个结构进行拼接组合可以形成2个或2个以上的单元结构,如图2所示。

将相同或不同形状的多个ETFE膜结构连接在一起可组成大面的幕墙结构。ETFE幕墙由ET-FE薄膜结构、连接件和支承结构组成。

框式薄膜幕墙可采用铝合金型材制成框架,将单个膜结构直接安装在框架内构成。框式薄膜幕墙根据采用单个膜结构形式的类型,又可分为单层张拉式、气枕式、弹簧支撑式。ETFE框式幕墙示意如图3所示。

由于ETFE材料性质影响,单层张拉ETFE膜材会发生徐变而使预应力减小,进而出现褶皱,影响承载力。同时由于单层形式ETFE保温性能较差,限制了其在建筑中的百富策略白菜网。本文选取气枕式和弹簧支撑式ETFE幕墙进行分析。

本文将幕墙的边框作为ETFE薄膜的固定边界,对膜面进行找形分析和荷载分析。

根据大量单轴拉伸试验数据统计[7],ETFE膜材的基本力学性能如表1所示,其中第一、第二屈服强度为具有95%保证率的屈服强度标准值。目前ET-FE膜结构还未有相关设计规范,本文取表1中第二屈服强度作为强度标准值,材料抗力分项系数取1.2。本文算例中采用的ETFE膜材厚度为0.25mm,弹性模量为650 MPa,泊松比为0.42,抗拉强度设计值为18.75 MPa。

ETFE幕墙结构自重轻,仅考虑内压和风荷载效应,风荷载标准值ωk按围护结构计算,取 ωk=βgzμslμzω0。按上海地区,取地面粗糙程度D类,50年设计基准期的基本风压ω0=0.55kN/m2。封闭式矩形平面房屋的墙面考虑局部风荷载体型系数μsl,迎风面系数为+1.0,侧面墙边系数为-1.4,本文计算时取μsl=-1.4。阵风系数βgz及风压高度变化系数μz根据高度而定。

幕墙系统中的ETFE气枕内压设定分为正常工作时内压和抗风时内压。ETFE气枕正常工作内压一般为200~500Pa[8],该气压满足气枕几何状态设计,使气枕在抵抗风载初期膜面不会发生很大变形。气枕抗风内压应使得膜面在风荷载作用下不发生强度破坏且不出现凹瘪情况,因而抗风内压根据正风压荷载标准值而定,一般取为正风压标准值加上100~200Pa。

充气系统将气枕内部充入一定压强的气体,若受载过程气枕保持密闭状态,则其气体状态变化可视为等温变化过程。根据理想气体状态方程,气枕体积变化会引起内压变化,因此封闭气枕结构受荷分析过程需考虑气枕体积变化引起的内压变化影响。若气枕在受载过程中充气系统维持气枕内部气枕恒定,本文称其为开口式气枕。

为研究封闭式气枕与开口气枕性能的差异,选取3m×3m气枕、2m×2 m气枕及1.5 m×3 m三种尺寸气枕模型进行分析。按照400Pa内压、矢跨比为1/10的条件对以上3个模型进行找形分析得到初始形状,按照封闭气枕和开口气枕分别进行风荷载下的受力分析。假定气枕单面受到1 000Pa的风吸力,气枕抗风内压为600Pa。

封闭式气枕和开口式气枕荷载分析数值计算结果如表2所示。其中,抗风状态指内压600Pa单独作用时的情况,风吸作用指气枕在600Pa内压和1 000Pa风吸力共同作用下的情况,膜面位移指风吸作用下气枕位置相对抗风状态下气枕位置的变化。位移正值表示膜面向着体积增大方向移动,位移负值表示膜面向着体积减小方向移动。结果表明,在风荷载作用下,气枕的体积有所改变,风吸作用下封闭气枕内压略小于预定内压值,膜面应力及位移略低于开口气枕。

弹簧支撑枕式结构膜面找形分析是为了寻求满足弹簧初始弹力和膜面预张力条件作用下的平衡曲面。

以边框2m×2m,矢高0.2m矢跨比为1/10的正方形单弹簧支撑ETFE枕式膜结构为例进行找形分析。设定膜面初始应力为4 MPa,通过迭代计算得到膜面矢高0.20 m时弹簧初始弹力为431.7N。图4为找形结果。

取平面投影为矩形的5个计算模型进行荷载分析,尺寸及类型分别为3m×3m气枕、2m×2m气枕、1.5m×3m气枕、2m×2m单弹簧枕式、1.5m×3m双弹簧枕式。气枕结构按照矢跨比1/10,内压400Pa找形分析得到初始状态。弹簧支撑结构按照矢跨比1/10,膜面初始预应力4 MPa,弹簧刚度30N/mm找形分析得到初始状态。 材料性能如3.1节所述。假定膜结构单面承受一致的风吸荷载,数值分析时水平建立模型,风荷载仅作用于上膜面。

气枕结构在风荷载作用下,封闭式矩形平面房屋侧面承受负风压,局部体型系数为-1.4;迎风面承受正风压,局部体型系数为+1.0。气枕抗风内压根据正压区风荷载标准值加上100~200Pa设定,在此范围内选取整百倍数的数值。

图5为计算时采用的风吸荷载标准值及其对应的气枕抗风内压。参数分析中设气枕为封闭式,考虑体积变化引起的内压变动。膜面应力为内压(组合系数1.0)与风吸荷载(组合系数1.4)共同作用下的结果。膜面位移为内压与风吸荷载标准组合作用下的结果。

图6为各计算模型中膜面的最大主应力变化曲线。从图6可以看出:

1)膜面最大应力随着风荷载的增大而增大,两者基本呈线性变化关系,但不同模型对应的曲线斜率略不同。

2)模型尺寸对结构受荷分析产生影响较大,相同风荷载作用下3m×3m气枕膜面应力以及变化速率均比2m×2m气枕大。尺寸相同的气枕结构与弹簧结构的应力大小和变化趋势相近。

3)考虑ETFE薄膜强度设计值为18.75 MPa。当膜面最大应力达到强度设计值时,3m×3m气枕的风吸荷载标准值约为1 140Pa,其余4个模型约为1 570Pa。根据3.2节所述,上海地区50m高度处作用于封闭矩形平面房屋围护结构的侧墙面风吸荷载标准值约为1 150Pa,100 m高度处侧墙面风吸荷载设计值约为1 580Pa。因而不考虑膜结构变形要求,对于3m×3m方形气枕结构,ETFE幕墙可用高度约为50 m;若尺寸采用2 m×2 m或1.5m×3m,气枕式和弹簧支撑式幕墙可用高度约为100m。

气枕结构膜面位移指风吸作用下气枕位置相对抗风状态下气枕位置的变化。弹簧支撑结构膜面位移值指风吸作用下弹簧压板边膜面位置相对找形平衡位置的变化。

各计算模型中膜面的最大位移如图7所示。从图7中可以看出,膜面位移与跨度比随风吸荷载变化趋势基本相同。弹簧支撑模型位移与跨度比略大于气枕模型。

本文利用ANSAY软件对5个不同的框式ET-FE幕墙模型进行荷载分析,得出以下结论:

1)直接承受风荷载的膜面对结构强度设计起到了控制作用,其膜面最大应力与荷载值基本呈线性关系,膜面最大位移与应力变化情况一致。

2)考虑强度条件,采用厚度0.25 mm薄膜时,气枕式和弹簧支撑式框式ETFE幕墙的使用高度可达100m,跨度可达1.5~2m。