本篇文章內容由[中國幕墻網ALwindoor.com]編輯部整理發布：
摘要：本文結合“深城投灣流大廈項目”，探討了幕墻立柱采用雙支座體系時，“四性”試驗抗風壓性能變形檢測時，立柱實際變形值與理論變形值產生差距的原因，以及解決該問題的辦法。
關鍵字：單元式幕墻、超靜定、支座位移、四性試驗抗風壓性能變形檢測、分析
1 引言
隨著建筑幕墻工程的發展，降低工程成本、避免材料浪費、創造更加低碳的生活，越來越成為今后發展的趨勢。在幕墻設計過程中，通過幕墻結構的巧妙設計就可以減少建筑材料的浪費，進而達到環保節能的目的，比如在大跨度位置采用雙支座體系。本文以深城投灣流大廈項目雙支座體系為例，分析“四性”試驗抗風壓性能變形檢測時，立柱實際變形值與理論變形值產生差距的原因，以供廣大工程技術人員借鑒。
2 工程概況
深城投灣流大廈項目位于廣東省深圳市寶安中心區濱海片區A002-0068地塊，北側為香灣三路，南側為海天路，西側為規劃支路，東側為寶興路。本項目總用地面積5086.32m2，總建筑面積44857.33m2,其中地上32052.09m2，地下12805.24m2，建筑高度107.85米，屬一類高層公共建筑，地下3層，功能為機動車停車庫、設備用房及人防，地上22層，主要功能為商業、辦公等，幕墻體系主要為豎明橫隱單元系統。
圖1 建筑效果圖
圖2 計算位置索引
3 計算位置立柱撓度理論分析計算
項目計算基本參數：基本風壓0.75Kpa，地面粗糙度C類，標準層計算高度55m，負壓墻面區，風荷載標準值依據《廣東省建筑結構荷載規范》DBJ 15-101-2014計算可知為2.19kpa。標準幕墻分格1.43*8.8m,幕墻采用雙支座，雙支座間距為900mm。計算位置大樣、節點圖如下圖3所示：
圖3 計算位置大樣圖
圖4 標準節點圖
單元立柱采用疊合截面，立柱截面屬性如下所示：
圖5 立柱截面屬性
疊合截面之間不加任何連接，僅僅從構造上保證兩者同時受力。發生彎曲變形（詞條“彎曲變形”由行業大百科提供）時，在接觸面間，兩者會產生相互錯動，亦即疊合截面不符合“平截面假定”條件。在正常受力情況下，型材變形在彈性范圍內，因此兩者各自沿自身截面中和軸產生撓曲（詞條“撓曲”由行業大百科提供），且兩截面未脫開，兩者有著共同的邊界約束條件，故兩者撓度相等。則疊合立柱抵抗撓曲的剛度等于單元立柱兩者剛度之和。采用3D3S整體建模分析立柱撓度，風荷載（詞條“荷載”由行業大百科提供）標準值2.19kpa，雙向板導荷載，立柱截面采用等效正方形截面(按照單元公母立柱X-X軸慣性矩等效，等效正方形邊長a為154.95mm，等效過程不贅述)。
圖6 立柱在風荷載標準值作用下的變形圖
根據計算可知，立柱在2.19kpa的風荷載標準值作用下，最大撓度值為21.852mm，中間支座支座反力為39.144kN。
4 計算位置立柱四性試驗(抗風壓性能)實際撓度值
圖7 實驗室實測立柱撓度數據
圖8 立柱測點分布
圖9 中間支座位置1a位移傳感器分布
正壓即+2.19kpa作用，最大撓度值+29.16mm;負壓即-2.19kpa作用，最大撓度值-39.12mm。實測值正負壓差距34.16%，且與理論值誤差為79.02%。根據現場位移傳感器顯示(位移傳感器放置在支座碼件上)，1a號測點正壓作用時產生了+3.51mm的位移，負壓作用時候產生了-8.39mm位移。
5 支座位移時雙支座體系立柱分析
超靜定結構有一個重要特點，就是無荷載作用時，也可以產生內力。支座移動、溫度改變、材料收縮、制造誤差等所有使結構發生變形的因素，都會使超靜定結構產生內力，即自內力，采用力法計算，力法基本原理如下。
力法是計算超靜定結構的最基本方法。主要特點是：把多余未知力的計算問題當作解超靜定問題的關鍵問題，把多余未知力當作處于關鍵地位的未知力-稱為力法的基本未知量。把原超靜定結構中去掉多余約束后得到的靜定結構稱為力法的基本結構，把基本結構在荷載和多余未知量共同作用下的體系稱為力法的基本體系。多余未知量X1以主動力的形式出現。基本體系本身是靜定結構，卻可以通過調節X1的大小，使的他的受力和變形形狀與原結構完全相同。
雙支座立柱，如果支座B有微小位移，移至B’,梁的軸線將變成曲線，產生內力。實際上，如果去掉支座B，梁仍是幾何不可變體系，不能發生運動。要使梁與沉降后的支座相連，必須使梁產生彎曲變形，因而在梁內產生內力。取支座B的豎向反力為多余未知力X1，基本體系為簡支梁，如下圖。變形條件為基本體系在B點的豎向位移△1應與原結構相同。由于原結構在B點的豎向位移已知為a,方向與X1相反，故變形條件可寫出如下：
根據變形條件方程式可以計算出多余未知量，從而計算出梁單元內力及變形值，現階段計算，采用結構計算軟件，軟件依托力學原理對結構體系進行計算。
以下為整體計算模型基礎設置：①立柱采用梁單元計算，計算單元采用beam188，立柱總跨度8800mm,短跨間距900mm，B點約束UX /UZ兩個方向，C點約束UX /UZ兩個方向，D點約束UX/UY/UZ三個方向，整個梁單元約束RY，立柱截面采用邊長為154.95mm正方形實心鋁材;②對梁單元施加荷載值2.19*1.43*8.8=27.56kN集中荷載(軟件會將此荷載均勻分布于整個桿件)。
圖11 軟件建模基礎設置
圖12 立柱變形圖
根據上述位移傳感器得出支座位移，將中間支座位移值施加于計算模型，計算結果如下圖所示：
圖13 正壓支座位移+3.51mm立柱撓度值
圖14 負壓支座位移+3.51mm立柱撓度值
正壓計算值為+29.537mm與實測+29.16mm誤差為1.3%，負壓計算值為-39.83mm與實測-39.12mm誤差為1.8%。誤差較小試驗與計算值吻合。
6 支座位移產生的原因
1：支座掛接位置存在間隙
圖15 中間支座掛接位置現場詳圖
現場實測該處間隙達到5mm。
2：實驗鋼梁翼緣板薄弱
圖16 中間支座掛接位置現場詳圖
根據上述計算，可知，在風荷載標準值作用下，中間位置反力為39.144kN，反力較大，而翼緣板僅10mm厚度，在此荷載作用下，翼緣板可能會發生變形。
3：掛接螺栓（詞條“螺栓”由行業大百科提供）沒有連接好
圖17 中間支座掛接位置現場詳圖
7 解決方案
1：掛接位置間隙處敲入鋼板
圖18 中間支座掛接間隙處理措施
2：鋼梁位置翼緣增加鋼肋板，提高翼緣剛度
圖19 中間支座鋼梁增加鋼肋板
原方案位移傳感器僅僅設置在立柱支座上，無法監測主體結構梁變形，在主體鋼梁位置增加位移傳感器(1#點位)，監測主體結構梁翼緣變形，支座碼件位移傳感器(25#點位)。
3：螺栓位置嚴格按照設計對孔，提高耳板焊接（詞條“焊接”由行業大百科提供）質量(此項由于實驗時間關系沒來得及整改)
通過前兩項整改，再次進行實驗，實驗結果如下：
圖20 立柱實測撓度值
正壓即+2.19kpa作用，最大撓度值+28.29mm;負壓即-2.19kpa作用，最大撓度值-26.12mm。
圖21 1#、25#點位位移值
1#點位(主體結構梁)正壓作用下移動+0.78mm,負壓作用下移動-0.59mm，25#(立柱支座)點位正壓作用下移動+3.18mm,負壓作用下移動-1.93mm，主體結構梁翼緣板增加了加勁肋之后移動值較小，對整體撓度影響較小，則主要的支座位移還是由于立柱支座的變形產生(此處認為可能是連接螺栓耳板位置焊接質量不達標導致)。
采用軟件分析支座移動+3.18mm和-1.93mm時，立柱撓度值：
圖22 正壓支座位移+3.18mm立柱撓度值
圖23 負壓支座位移-1.93mm立柱撓度值
正壓計算值為+28.854mm與實測+28.29mm誤差為2%，負壓計算值為-29.296mm與實測-29.12mm誤差為0.6%。誤差較小試驗與計算值吻合。
8 結論
根據上述的分析，可以得出以下結論：
a) 幕墻雙支座模型屬于超靜定體系，支座位移會產生附加變形;
b) 當試驗結果與理論計算模型誤差較大時，應該分析誤差產生的原因，應該考慮計算模型簡化是否合理;
c) 雙支座體系幕墻，當幕墻立柱跨度較大，且短跨較短時，由于第二支座反力較大，應加強幕墻立柱與主體結構的連接以及幕墻支座與幕墻立柱的連接;
d) 支座系統對于幕墻系統的安全起決定性作用，實際工程中，必須嚴格按圖施工。
e) 試驗室提供的試驗鋼梁與真實項目主體結構不一致，在做抗風壓性能試驗時，設計師應該要判斷試驗鋼梁剛度是否滿足要求，可以通過多增設位移傳感器來監測各點位移值。
參考文獻：
[1] 王新敏, ANSYS工程結構數值分析, 人民交通出版社,2007
[2] 龍馭球、包世華, 結構力學, 高等教育出版社,2011
[4] 廣東省建筑結構荷載規范 DBJ 15-101-2014，中國建筑工業出版社、中國城市出版社，2015
[5] 國振喜、張樹義,實用建筑結構靜力學計算手冊，機械工業出版社，2009
作者單位：深圳市方大建科集團有限公司
