四邊支承貼膜玻璃受彎承載性能分析

萬成龍，盧　佳，孫詩兵，王洪濤

（1.北京工業大學材料科學與工程學院，北京100124；2.3M中國有限公司，北京100004；3.中國建筑科學研究院，北京100013）

四邊支承貼膜玻璃受彎承載性能分析

萬成龍1，3，盧佳2，孫詩兵1*，王洪濤3

（1.北京工業大學材料科學與工程學院，北京100124；2.3M中國有限公司，北京100004；3.中國建筑科學研究院，北京100013）

貼膜是防止非安全玻璃或鋼化玻璃破裂后瞬時脫落的手段之一，為及時安全隔離并為維修提供時間，貼膜玻璃受彎承載性能研究對于貼膜玻璃的工程應用具有重要指導意義。文章基于有限元模擬計算和抗風壓試驗測試分析對四邊支承貼膜玻璃受彎承載性能進行了分析。結果表明：膜層厚度不同時，玻璃貼膜前后撓度減小不明顯，而貼膜后玻璃第一主應力減小約50%；在1、2、3和4 kPa均布風荷載作用下，撓度隨著荷載值增加近似成線性變化，貼膜面正壓撓度變形比負壓撓度變形略大；撓度與均布荷載值呈近似線性趨勢，隨著均布荷載值增加，撓度測試值呈“先大于計算值，后小于計算值”的趨勢，說明了模擬計算結果更為保守，修正后的模擬值與測試值更為接近。

四邊支承；貼膜玻璃；受彎承載

0　引言

鋼化玻璃在建筑門窗幕墻領域應用十分廣泛，但鋼化玻璃自爆以其突發性和脫落的不確定性成為鋼化玻璃工程應用領域的難題。針對鋼化玻璃自爆問題，除采用使用優質原片、進行均質處理等手段降低鋼化玻璃自爆率外，還應在工程現場采取適當的防護隔離措施以確保人身財產安全，如采取綠化隔離帶、雨棚等形式，在鋼化玻璃自爆脫落時以最大限度降低損失。近年來，通過貼膜方式將自爆后的鋼化玻璃整體保持在門窗幕墻框架上，從而及時更換處理，這方面研究已成為熱點方向之一。

貼膜玻璃由玻璃與膜層連接成一個組合式結構，膜層一般為PET基材。基材為復合金屬鍍膜層，表面涂有耐磨層，背面涂有安裝膠和外加的防粘保護膜，從而構成一種復合薄膜材料。

目前，建筑玻璃貼膜工程的研究主要集中在節能效果方面，而安全改造方面研究較少。龍文志對建筑玻璃貼膜的分類、膜材的選用、建筑玻璃貼膜的技術要點以及從工程應用角度對建筑玻璃貼膜相關標準進行了系統解讀［1］；賀勇等對貼膜玻璃整窗的抗風壓性能和保溫性能進行了測試研究［2］；曹毅然等通過理論分析和實驗研究得到玻璃系統的鍍（貼）膜位置和熱工參數之間的關系［3］；田學春等從貼膜種類、生產廠家、技術標準及施工要點等角度研究了玻璃貼膜在建筑節能中的應用［4］；高嘉明等通過對比實驗室檢測的貼不同隔熱膜玻璃的特性參數，分析給出了可行而準確的玻璃貼膜節能效果的定量評估方法［5］；吳永昌等系統研究了建筑玻璃貼膜光學與熱工性能，系統研究了貼膜產品的定義、構造、分類和分級，對比分析了貼膜玻璃與普通玻璃光譜的區別［6］；謝海容從理論上研究了貼膜玻璃窗的熱傳導模型、簡化計算公式和傳遞到室內總熱量的計算方法，現場實驗測試表明太陽控制膜對太陽輻射強、空調時間比采暖時間長的地區的建筑有明顯的節能效果［7］；楚洪亮等研究了普通玻璃窗和貼膜隔熱玻璃窗在我國夏熱冬冷地區和夏熱冬暖地區典型城市的建筑節能效果［8］。

在安全改造方面，任鵬等對多組不同類型的貼膜玻璃試件進行了沖擊試驗，表明貼膜能夠有效提高玻璃抗沖擊能力且能有效避免玻璃受沖擊后玻璃碎片的飛濺［9］；萬成龍等首次提出了貼膜玻璃破碎后的安全性能指標——殘余抗風壓性能，研究了貼膜玻璃的殘余抗風壓性能，證明了邊部構造合理的貼膜鋼化玻璃在破碎后能承受比未貼膜鋼化玻璃破碎后高的多的風壓［10］；建筑玻璃貼膜應用技術規程提出了安全貼膜的最小厚度、貼膜與建筑支承構件的連接構造、外貼膜玻璃殘余抗風壓強度試驗，對貼膜玻璃的施工工藝、驗收和使用維護進行了規定［11］。

綜上所述，貼膜玻璃的節能效果研究較為深入，而相關安全應用研究缺乏，僅有對貼膜玻璃的抗沖擊性能、殘余抗風壓性能及邊部構造的研究，缺乏貼膜對玻璃強度和剛度影響的研究。貼膜后玻璃表面受到貼膜材料的影響，尤其是貼膜面玻璃表面受到張拉力時，膜層的張拉力與玻璃本身的張拉力疊加，對玻璃的剛度和強度會產生一定的影響。

文章以貼膜對玻璃的受彎承載性能為研究對象，通過有限元模擬計算和風壓加載試驗的方法研究貼膜前后玻璃的強度和剛度變化，以明確貼膜對玻璃受彎承載性能的影響。研究對于節能改造和安全改造時貼膜玻璃的結構設計具有重要意義。

1　四邊支承貼膜玻璃受彎承載性能研究方法

貼膜玻璃受彎承載性能主要研究貼膜對玻璃強度和剛度的影響。強度通過貼膜前后玻璃第一主應力的變化來反映，而剛度則是通過貼膜前后玻璃撓度變化來研究的。研究方法分為有限元模擬研究和試驗分析研究，有限元模擬采用相應軟件進行，試驗分析采用靜壓箱法模擬均布風荷載的方法進行。

1.1有限元模擬

建筑工程中典型溫度下玻璃特征是完全彈性的，玻璃通常不具有蠕變和松弛彈性。當玻璃面板變形較小時，可采用小變形理論計算外荷載作用下的玻璃面板內力和位移。大面積玻璃面板的實際位移一般要大于小變形理論所得結果，這是因為板彎曲變形會產生中面的拉應力，而小變形理論忽略了中面拉應力對位移和應力的阻止或抵消效應。所以對幕墻的玻璃面板，應采用精確的幾何非線性方法進行分析和計算。

文章針對6 mm厚的玻璃，計算其在貼膜前后不同壓力下的第一主應力變化和撓度，從而得到膜層對玻璃強度和剛度的作用。有限元計算結果內容較多，但用于工程分析一般取最大變形、最大應力或應變、支反力或力矩等，其中最大應力或應變應根據強度理論取值。玻璃為脆性材料，則應根據第一、第二強度理論，取最大主應力進行作為第一主應力［12-14］分析。

模擬用玻璃尺寸與實際測試板塊同，為1930 mm×864 mm。貼膜基材為PET，膜厚分別為0.05、0.1和0.15 mm。貼膜玻璃是由一層貼膜和一層玻璃組成的復合結構。對于復合結構，ANSYS可以采用shell單元和solid單元來模擬。但shell單元無法考慮貼膜在層內相對滑移，計算值較實際偏小［15-19］。因此，膜片、玻璃的建模采用solid 45三維實體單元，該三維實體單元是8節點6面體單元，詳細構造如圖1所示。膜層和玻璃層為相同的實體單元，接觸面采用共用節點連接。

圖1　SOLID45單元圖

在有限元分析時，對于工程中常用的四邊支承玻璃面板（邊長約為1000～3000 mm），每邊劃分出20～60個單元可保證精度；由于文章重點研究膜片對整個貼膜玻璃性能的影響，在實際劃分網格時，需要在玻璃、膜片厚度的方向劃分3個以上的網格，以滿足計算需要［15-19］。玻璃及貼膜材料的力學性能參數見表1［20-22］。

表1　玻璃及貼膜材料力學性能參數

計算采用四邊簡支玻璃面板，為盡可能符合四邊支承狀態的約束情況，在左豎短邊施加x、z向平動約束，在下長邊施加y、z向平動約束，在其余兩邊施加z向平動約束，如圖2所示［23］。在玻璃表面分別施加1、2、3、4、5 kPa均布荷載。同時，對未貼膜時的玻璃面板按類似處理計算。

圖2　四邊支承玻璃面板約束施加示意圖

1.2抗風壓試驗

玻璃的抗風壓試驗，是通過測試玻璃面板在達到允許的最大相對面法線撓度時的風壓值，從而確定玻璃板塊的抗風壓能力。相對面法線撓度是面法線撓度與兩端測點間距離的比值，有框幕墻玻璃面板最大允許相對面法線撓度為玻璃面板短邊邊長的1/60。貼膜玻璃抗風壓試驗采用建筑幕墻門窗抗風壓性能檢測設備進行，其主要組成為壓力箱、供壓系統、測量系統及試件安裝系統組成，貼膜玻璃抗風壓試驗裝置如圖3所示。

貼膜玻璃抗風壓性能試驗應分別進行正壓和負壓試驗。正壓和負壓分別反映不同風向對幕墻的作用，正壓反映幕墻門窗玻璃板塊承受室外側迎風面水平作用的風壓力，負壓反映幕墻門窗玻璃板塊承受室外側背風面水平作用的風吸力。對貼膜玻璃而言，貼膜面承受正壓時玻璃向未貼膜一側彎曲，未貼膜一側承受表面張拉力，貼膜一側承受表面壓力；貼膜玻璃承受負壓時，貼膜玻璃受力剛好相反，即未貼膜一側承受表面壓力，貼膜一側承受表面張拉力。正負壓加載示意如圖4所示。可知，正壓時未貼膜面表面僅承受玻璃本身彎曲帶來的張拉力，由該張拉力抵抗正風壓；負壓時貼膜面除承受玻璃本身因負風壓帶來的張拉力外，還承受貼膜帶來的表面張拉力。

圖3　貼膜玻璃抗風壓試驗裝置圖

圖4　正壓負壓加載示意圖

此外，還應注意貼膜玻璃抗風壓性能測試試件的制作。鋼化玻璃為6 mm單片鋼化玻璃，尺寸為1930 mm（寬）×864 mm（高）。首先將玻璃或貼膜玻璃放置于專用的鋁合金型材框內，玻璃四邊與型材框以至少5 mm厚的柔性墊塊填充，兩側與鋁合金框保證至少3.5 mm距離，先填塞柔性定位墊塊或泡沫棒，再在外側打注硅酮結構密封膠。安裝于鋁合金型材框架內的玻璃或貼膜玻璃試件四邊通過夾具固定于風壓測試設備洞口，試件安裝如圖5所示。

位移計是記錄貼膜玻璃位移量的儀器設備。位移計的精度應達到滿量程的0.25%，能較好地保證位移值的準確度，以使檢測更為準確。位移計是測定構件的位移量的，其本身應該相對的穩定，因此位移計的安裝支架在測試過程中應有足夠的緊固性，并應保證位移的測量不受試件及其支承設施的變形、移動所影響。抗風壓性能測試時，應至少布置3個位移計，位移計測點布置如圖6所示，其中一個位移計位于面板中心，另兩個位移計位于面板兩側，距離框100 mm內。

圖5　試件安裝圖

撓度變形檢測中，玻璃面板面法線撓度應按式（1）計算為

式中：fmax為面法線撓度值，mm；a0、b0、c0為各測點在預備加壓后的穩定初始讀數值，mm；a、b、c為某給定壓力下各測點的面法線位移，mm。

即在某一壓力下，面板最大位移出現在玻璃面板短邊邊長中點，以中間測點法線位移減去兩端測點法線位移的平均值即為面法線撓度，其與有框幕墻玻璃短邊邊長的比值，即為測得的相對面法線撓度。面法線撓度的計算采用公式（1），是為了減去構件支承點的位移量，以使構件中部的位移值為真正的面法線撓度。

2　四邊支承貼膜玻璃受彎承載性能分析

2.1有限元模擬計算結果分析

5 kPa均布荷載下6 mm未貼膜玻璃、貼膜玻璃（膜厚0.15 mm）的z軸最大變形量、第一主應力計算結果如圖7所示。5 kPa時，6 mm未貼膜玻璃的撓度為19.95 mm，第一主應力為61.77 MPa；6 mm貼膜玻璃（膜厚0.15 mm）的撓度為19.855 mm，第一主應力為31.597 MPa。

圖6　位移計測點布置圖

圖7　5 kPa均布荷載下6 mm玻璃貼膜前后撓度和第一主應力計算值圖

由圖7可知，5 kPa均布荷載下6 mm玻璃貼膜（膜厚0.15 mm）后撓度減少約0.1 mm，而第一主應力值減少約50%。

分別對未貼膜玻璃、貼膜玻璃（膜厚0.05、0.1和0.15 mm）在1、2、3、4和5 kPa均布荷載作用下的撓度和第一主應力進行模擬計算。不同壓力均布荷載下貼膜前后玻璃撓度計算值如圖8所示，均布荷載下貼膜前后玻璃第一主應力計算值如圖9所示。

圖8可以看出，未貼膜玻璃和貼膜玻璃在面均布荷載作用下，其z軸最大變形量與荷載呈線性變化趨勢；與未貼膜玻璃相比，貼膜玻璃z軸最大變形量減小但不明顯，說明貼膜玻璃的剛度有一定增加，但不明顯；相同均布荷載下，不同貼膜厚度玻璃的撓度隨著膜層厚度增加而減小但不明顯，說明貼膜玻璃隨著膜厚增加剛度有所增加，但不明顯。

圖8　貼膜前后玻璃撓度計算值圖

圖9可以看出，未貼膜玻璃和貼膜玻璃在面均布荷載作用下，其第一主應力與荷載呈線性變化趨勢；與未貼膜玻璃相比，貼膜玻璃z軸第一主應力明顯減小，約為未貼膜玻璃的一半，說明貼膜玻璃的強度增加了約1倍；相同均布荷載下，不同貼膜厚度玻璃的第一主應力隨著膜層厚度增加而減小但不明顯，說明貼膜玻璃隨著膜厚增加強度有所改善，但不明顯。

2.2撓度測試結果分析

膜層厚度為0.05、0.1、0.15 mm貼膜玻璃在不同均布荷載（正壓）作用下撓度測試值如圖10所示；膜層厚度為0.05、0.1、0.15 mm貼膜玻璃在不同均布荷載（負壓）作用下撓度測試值如圖11所示。

從圖10、11可以看出，膜層厚度為0.05、0.1、0.15 mm貼膜玻璃撓度隨著荷載值變化近似呈線性變化；貼膜玻璃膜層越厚，同一荷載作用下撓度普遍越大，但增加值很小。

圖9　貼膜前后玻璃第一主應力計算值圖

圖10　正壓下貼膜玻璃撓度測試值圖

圖11　負壓下貼膜玻璃撓度測試值圖

同一壓力（4 kPa）時正負壓下撓度測試值見表2和圖12。

圖12可以看出，正負壓撓度差值均在0.6～1.2 mm之間，說明貼膜面對玻璃撓度有一定影響，其中承受4 kPa相同壓力時，貼膜面正壓撓度變形與負壓撓度變形大0.6～1.2 mm。

表2　6 mm厚玻璃同一壓力（4 kPa）時正負壓下撓度測試值

2.3模擬計算值與測試值對比分析

由于撓度計算采用的是彈性小變形模型進行的，而彈性小變形理論適用范圍為：撓度不大于玻璃板厚度。因此，隨著撓度與板厚之比加大，得到的撓度值有較大偏差，需按照相關標準規范予以修正［22］。JGJ 102—2003《玻璃幕墻工程技術規范》條文說明指出，四邊支承玻璃面板采用了小撓度計算公式，考慮與大撓度分析方法計算結果的差異，將應力與撓度計算值予以折減，即按規范中公式6.1.3 -2及表6.1.2-2給出的折減系數對四邊支承板進行折減。

圖12　6 mm厚玻璃同一壓力（4 kPa）時正負壓下撓度測試值圖

均布荷載下貼膜玻璃撓度計算值、修正值與測試值比較如圖13所示。

圖13　均布荷載下貼膜玻璃撓度模擬計算與測試值比較圖

圖13可以看出，貼膜玻璃撓度計算值、測試值與均布荷載值呈近似線性趨勢；隨均布荷載值增大，貼膜玻璃撓度測試值呈先大于計算值，后小于計算值的趨勢；在均布荷載大于一定值（約2 kPa）時，計算值大于測試值，說明計算值較為保守；修正后的計算值與測試值更為接近。

3　結論

通過對貼膜玻璃在不同風壓下撓度和應力模擬和測試研究，得到如下結論：

（1）模擬計算結果表明，與未貼膜玻璃相比，均布荷載下玻璃貼膜后撓度減小但不明顯，第一主應力值減小約50%，說明玻璃貼膜后剛度增加不明顯，但強度增加了約1倍。膜厚的改變對貼膜玻璃的剛度和強度影響不明顯。

（2）貼膜前后玻璃撓度試驗研究表明，0.05、0.1、0.15 mm貼膜玻璃撓度隨著荷載值變化近似呈線性變化。同一壓力值下正負壓撓度差值均在0.6～1.2 mm之間，說明貼膜面對玻璃撓度變形有一定影響，其中承受4 kPa相同壓力時，貼膜面正壓撓度變形與負壓撓度變形大0.6～1.2 mm。

（3）撓度變形的模擬計算值和測試值比較結果表明，貼膜玻璃撓度計算值、測試值與均布荷載值呈近似線性趨勢；隨均布荷載值增大，貼膜玻璃撓度測試值呈先大于計算值，后小于計算值的趨勢；在均布荷載大于一定值（約2 kPa）時，計算值大于測試值，說明計算值較為保守；修正后的計算值與測試值更為接近。

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Analysis of flexural bearing performance of filmed glass supported
on four sides

Wan Chenglong1，3，Lu Jia2，Sun Shibing1*，et al.

（1.College of Materials Science and Engineering，Beijing University of Technology，Beijing 100124，China；2.3M China Ltd.，Co.，Beijing 100004，China；3.China Academy of Building Research，Beijing 100013，China）

The film is one of the methods to prevent non-safety glass or toughened glass instantaneous shedding after being broken off，which can provide enough time for security isolation measures and maintenance.Flexural performance research of filmed glass has an important guiding significance for the engineering application.Deformation along z axis direction and the first principal stress value of glass and filmed glass under 1，2，3，4 and 5 kPa uniformly distributed load are studied based on finite element simulation method.The results show that z axial deformation is not obvious for glass and filmed glass with different thickness film layer and first principal stress is reduced by about 50%after being filmed.z axis deformation with load change is approximately a linear change under 1，2，3 and 4 kPa，and deflection deformation of filmed glass under positive pressure is slightly larger than that of negative pressure.Comparisons of simulation and test show that z axis deformation is approximately a linear trend with uniformly distributed load value，and test values of z axis deformation are higher than those of the calculated and then less than the calculated with uniformly distributed load increasing，indicating that the simulation results are more conservative and the modified simulation values areclose to the tested ones.

four-side support；filmed glass；flexural bearing performance

TU524

A

1673-7644（2016）04-0350-08

2016-05-07

北京市科技計劃課題項目（Z141100006014054）

萬成龍（1983-），男，工程師，碩士，主要從事透明圍護結構等方面的研究.wan_chenglong@163.com

*：孫詩兵（1963-），男，高級工程師，博士，主要從事建筑圍護結構節能材料與技術等方面的研究.E-mail：sunshibing@bjut.edu.cn