THERMOMASS 墙板的结构分析和设计以及标准考虑

联合论文演讲稿 第五届中国预应力会议，昆明，2008年 10月 Kim Seeber, PE, F.PCI THERMOMASS© 墙板的结构分析和设计以及MATCH_ word word文档格式规范word作业纸小票打印word模板word简历模板免费word简历 _1716124327552_1考虑 简介 该文描述了 THERMOMASS© 墙板的基本组分和关联的结构分析和设计，以及可用的标准 要求。 THERMOMASS© 墙板的基本描述 典型的 THERMOMASS© 墙板（见图 1）包括一个钢筋加固的内层，一个挤塑聚苯绝热板和 一个钢筋加固的外层。两层混凝土和中间的绝热层使用特别工程制作的纤维加固合成连接器 （THERMOMASS© MC或MS连接器——见图 2）连接在一起。这些墙板由预制工厂生产， 通常很大。此样例为 10700 x 3000mm。一般来说，它们的尺寸只受到处理，运输和立板的 限制。 THERMOMASS© 墙板的基础应用 THERMOMASS© 墙板的制造使用了 MC或 MS连接器，作为非承重或承重墙板。非承重墙 板通常为“挂板”。在一些特殊的应用中，THERMOMASS© 墙板可以作为拱肩使用。 挂板抵抗墙板表面平面上的正压力。这些力一般由风或地震载荷引起，在一些情况下，由土 壤或流体引起。除了挂板类似的受力，承重墙还要承受重力因为每个墙板都可以被设计来承 受地板和屋顶。附件 1 会用一个样例证明一块承重墙的完整分析和设计。这一样例有特别 的长度直径比来证明考虑次要力矩影响的分析（P-Δ分析）。 THERMOMASS©墙板的结构分析和设计 THERMOMASS© 墙板是作为非合成墙板来分析和设计的。非合成墙板由结构层和非结构层 组成。这些通过绝热层分开的两层几乎完全互相独立。因此，结构层为厚层。对于墙板表面 的正压力，两层通过弯曲分别独立的承受这些载荷。层之间的载荷分配由每层转动惯量和两 层的转动惯量的相对比例决定。载荷分配在样例中进行了例证。为了承受重力荷载（静，动， 雪等），结构层为承重层，并且完全承受这些荷载。 从分析的角度看，层间独立的事实允许结构层可以完全按照任何其他相同尺寸和荷载的混凝 土墙来对待。这些墙板使用正常成型的钢筋网或预应力线进行加固，可以预拉伸或后拉伸。 预拉伸墙板一般用于高瘦墙板。预应力增加了弯曲开裂的抵抗力。由于开裂后硬度的快速退 化，普通实践通过在墙板偏差处提供安全因数和其混凝土的破裂模数来保证墙板不开裂。 非结构层完全通过 MC 或 MS 连接器由结构层支撑。这一层同时使用正常加固钢筋，预拉 伸线等进行加固，这些加固只在结构层中，不会穿过结构层。 这些墙板的处理，运输和立板同正常预制板一样。为使吊装装置有适当嵌入深度的结构层不 够厚的情况下，该层可以加厚，绝热层可以减薄，从而可以放置装置。 MC和 MS连接器的细节： 这些连接器位于典型的 300mm x 625mm栅格中。但这一间距可以改变，对于特别环境， 甚至可以减少到 200mm x 200mm。 多变的绝热板厚度与 300 x 625mm栅格相结合，混凝土层允许很大范围的结构构造和应用。 使用这些 300 x 625mm标准栅格布置的优点是两个栅格位于一个标准尺寸 2500x600的挤 塑聚苯板上（见图 3）施工图展示了每个模板使用编好号的预钻好孔的绝热板的最优排布， 从而避免了对于每块板都要进行连接器位置计算的步骤。从这个意义上来说， THERMOMASS墙板可以被称为“预先工程计算好的”墙板。（见图 4） 预先工程的好处使工厂生产步骤高效，工人可以简单的将编号的绝热板按照施工图放入模板 中，然后在钻好的孔中插入连接器。预先钻好孔的绝热板不仅提供了墙板的绝热同时作为连 接器位置准确性的便捷模板。避免了人工误差。 附件 2提供了图表，展示连接器的弯曲模型。 标准和试验考虑 由于 THERMOMASS© MC或 MS连接器对于这些绝热预制墙板的结构和热性能十分重要， 这些连接器进行了严格的材料测试。 2006年 6月，美国的国家建筑标准权威，国际标准理事会承认了建筑工业出现的连接器新 型创新技术，创立了新的标准，提供给所有感兴趣的团体一个指导，来论证可用标准的性能 特征符合标准中涉及的验收标准。 该标准被称为 AC320 锚固于混凝土中的纤维加固复合连接器验收标准，自 2006 年 7 月 1 日起生效（见图 5） AC320描述了一些标准，如 ASTM大量严格标准家族中要求的，复合连接器必须满足的条 件从而可以考虑接受或认可其作为已被国际建筑标准 2006和 2003以及 UBC1923认可的 传统浇筑的钢锚固的替代品。 这一标准涉及的 ASTM家族和其他标准的广泛范围的一些项目为： � 连接器最小许可拉伸载荷和剪切载荷，包括混凝土的锚固值。 � 连接器要求的循环试验 � 连接器的蠕动试验 � 制造误差 � 连接器标识要求 � 独立实验室试验要求 � 实验报告 化学实验报告单总流体力学实验报告观察种子结构实验报告观察种子结构实验报告单观察种子的结构实验报告单 步骤 � 最小连接器材料属性，比如抗拉能力，弹性弯曲模量等。 � 连接器偏差的限制，以及这些计算使用的等式。 � 环境测试，比如连接器的抗碱性，极端温度的连接器性能，连接器的抗衰老特性等。 � 要求的质量控制步骤 � 安装步骤的要求 � 可以合理预期，未来的几年，绝热预制混凝土墙板在中国的使用会由于其高热能效和快速建 筑循环时间的特征开始被政府和房地产开发商重视而快速增加。这样会伴随着不法经营者使 用不正确的材料而对公共安全造成巨大威胁。为了避免这些事情的发生，必须有一个规章系 统。 这种保护的框架当然是中国预制标准。可以看到，AC320 文件的严格和范围在很多方式上 可以作为模型标准，可以被考虑成为标准中包含连接器设计标准的模板。 另一份对 THERMOMASS©非常重要的 ICC文件为 ICC ESR-1746（一份 ICC评估服务报 告），名为 THERMOMASS© 对于整体绝热墙板的 MC和MS纤维加固复合连接器（见图 6） 提供了证明，证明了 THERMOMASS© 复合连接器已经根据 AC320标准的要求进行了试验 测试，试验的证明文件保证了 ICC认可复合连接器可以作为浇筑钢锚固的替代品。 证明提供了使用条件，物理和化学属性说明，拉伸力和剪切力的许可设计值以及绝热板参数。 同时提供了连接器中拉伸力和剪切力合成的设计 公式 小学单位换算公式大全免费下载公式下载行测公式大全下载excel公式下载逻辑回归公式下载 以及由于重力服役荷载造成的连接器 位移极限的决定。 目前，只有 THERMOMASS© 复合连接器达到了这一标准。 图 1 板立面 图 2 MC和MS连接器尺寸 图 3 板排布 图 4 绝热板排布建筑模板 图 5 AC320封面 图 6 ESR 1746封面 附件 1 THERMOMASS© 承重墙板样例 THERMOMASS© 承重墙板样例 设计标准 风载： 直接压力=1.0 kN/m2 吸收压力=1.2 kN/m2 水平地震加速度=40%g 垂直地震加速度=10%g 屋顶静荷载=65kN 屋顶活荷载=30kN（雪） 温度差=30°C 通过绝热板后整个温度下降。换句话说，内层和外层有一个统一的温差(+/-) 10°C。 混凝土： 绝热板： f’c = 40 MPa Ec = 30,000 MPa f’ci = 25 MPa Eci = 24,000 MPa 热膨胀系数, μe μe = 10.8 x 10-6 mm/mm/ºC γc = 2400 kg/m3 预应力线 fpu = 1860 MPa THERMOMASS Styrofoam γi = 40 kg/m3 连接器 Thermomass MC连接器 Ep = 196,500 MPa 使用 12.7 mm ø 低松弛线 Ap = 99 mm2 175厚的内层被认为是结构层，并且设计上可以承受 100%的所有重力荷载和垂直与层平面 的部分载荷。 垂直载荷与每层的弯曲硬度对于总弯曲硬度的成正比例。 内层横截面属性 A = 175(3000) = 525,000 mm2 I = (1/12)(3000)(175)3 = 1340 x 106 mm4 S = (1.34 x 109)/(175/2) = 15.3 x 106 mm3 外层横截面属性 A = 75(3000) = 225,000 mm2 I = (1/12)(3000)(75)3 = 105 x 106 mm4 S = (1.34 x 109)/(175/2) = 15.3 x 106 mm3 内层横向荷载的分配： IW% = (1340)/(1340 + 105)(100%) = 92.7% Outside Wythe Share of Transverse Loads; OW% = (105)/(1340 + 105)(100%) = 7.3% 预应力的选择 175mm内层： 尝试位于层重心的（10）12.7 mm ø低松弛线 拉拔线为 75% fpu 假设有 15%的预应力损失 fpc = Peff/A fpc = ((10)(99)(1 – 0.15)(75%)(1860))/(525,000) fpc = 2.24 MPa （注意：如果fpc > 1.55 Mpa，那么横向最小加固力可以减小到0.001A） fpc = 2.24 MPa > 1.55 Mpa，因此使用横向最小加固力=0.001A 75mm外层： 尝试位于层重心的(4) 12.7 mm ø低松弛线 假设有 15%的预应力损失 fpc = ((4)(99)(1 – 0.15)(75%)(1860))/(225,000) fpc = 2.08 MPa fpc > 1.55 MPa，因此使用横向最小加固力=0.001A 分析 墙板重量计算： 内层： Wi = {525,000/(1000)2}(10.0)(2400) = 12600 kg Wi = 126 kN 外层： Wo = {225,000)/(1000)2}(10.7)(2400) = 5778 kg Wo = 57.8 kN 绝热板 Wins = {(75)(3000)/(1000)2}(10.0)(40) = 90 kg Wins = 0.90 kN 必须考虑所有可用的标准荷载情况。这种样例下应该考虑以下荷载情况： U = 1.2D + 1.6W + 0.5S U = 1.2D + 1.0E + 0.2S 对于垂直于墙板表面的荷载，比较了 1.6W 和 1.0E： 1.6W = (1.6)(1.2) = 1.92 kN/m2 1.0E = (40%)(126 + 57.8 + 0.9) / ((3)(10)) = 2.46 kN/m2 在这一比较中，地震力的控制超过锋利。因此，可用的荷载组合为： U = 1.2D + 1.0E + 0.2S 只在外形上施加的重力荷载： Pu, applied = 1.2(65) + 1.0(10%)(65) + 0.2(30) Pu, applied = 90.5 kN 增加墙板重量½： Pu, total = (½)(1.2(126 + 57.8 + 0.9)) + 90.5 Pu, total = 111 + 90.5 = 202 kN 因为墙板高度对厚度的比例很高，应当进行P-Δ分析（或者稳定性分析）： (kl/r) = {(1)(10000)}/(50) = 20 为了进行 P-Δ分析，墙板硬度应当根据硬度减缩因数 øk 和蠕动因数 βd而改变。因此： EIeff = øk EcI/(1 + βd) 用来进行墙板 P-Δ分析。 硬度减缩因数导致抗压构件笔直性的任何不确定性。为了预制构件制造在工厂环境下的质量 控制，这一因数有可能达到 1.0。对于这一墙板使用 øk = 0.85。 蠕动因数说明了随着时间增加，抗压构件的偏差的趋向。这一偏差的增加是由于相同载荷造 成的蠕动造成的。 βd = (Pu (Dead Loads))/Σ Pu Pu (Dead Loads) = 1.2{((½) (126 + 57.8 + 0.9)) + 65} Pu (Dead Loads) = 1.2(92.3 + 65) = 189 kN βd = 189/202 = 0.93 EIeff = økEcI/(1 + βd) EIeff = {(0.85)(30,000/1000)(1340 x106 mm4)}/(1 + 0.93) EIeff = 17.7 x109 kN-mm2 进行的计算首先是要找到外部荷载离心率造成的中高度偏差。此墙板构造的实际离心率几乎 为零，但是使用内层宽度的 15%的最小设计离心率 eapplied min = (15%)(175 mm) = 26 mm。 外部荷载离心造成的偏差的计算基础等式为： ∆u = {(Pu, applied)( eappliedh2)} / 16EI; where EIeff is used for EI ∆u = {(90.5)(26)(10000)2} / {(16)( 17.7 × 109)} ∆u = 1 mm 因为没有任何墙板在生产过程中是完全直的，假设初始弯曲（或偏差）： 初始弯曲� h/360 = 10000/360 = 28 mm 地震偏差（外表） 注意外表地震偏差和偏差方向∆u 对离心荷载在同一个方向上，因此这一计算检验了大部分 重要的情况： wseismic = (92.7%)(3)(2.46)= 6.84 kN/m 短暂或暂时的荷载如地震和风力造成的偏差计算，βd为零。 使用 βd = 0, øk = 0.85 EIeff = {(0.85)(30,000/1000)(1340 x106 mm4)}/(1 + 0) EIeff = 34.2 x109 kN-mm2 ∆u, seismic = (5/384)(wseismich4/EIeff) = (5/384)(6.84/1000)(10000)4/(34.2×109) ∆u, seismic = 26 mm ∆u, total = 1 + 28 + 26 = 55 mm � P-Δ分析中使用的概念力矩和偏差表 P-Δ分析 为此偏差计算，施加的荷载 P 在每个末端被假设有离 心力 e。因此中跨度偏差为： ∆ = Peh2/8EIeff = {(202)e(10000)2} / {(8)(17.7 x 109)} = 0.14e 首次叠代： ∆ = 0.14 (55) = 8 mm 再次叠代： ep-Δ = 55 + 8 = 63 ∆ = 0.14 (63) = 9 mm 三次叠代： ep-Δ = 55 + 9 = 64 ∆ = 0.14 (64) = 9 mm （此∆等同于先前的叠代，因此，P-∆分析聚合并且墙 板稳定） Mu =0.5Pu, applied (eapplied) + Mu, seismic + Pu, total (ep-Δ) Mu = 0.5(90.5)(0.026) + (6.81)(10)2/8 + (202)(0.064) = 1.2 + 85.1 + 12.9 Mu = 99.2 kN-m 决定开裂力矩 Mcr = [(Pu, total/A) + fpc + fr]S 其中 fr = 0.63(f’c)½ = 0.63(40) ½ fr = 4.0 MPa Mcr = {(202,000/525,000) + 2.24+ 4.0}(15.3 x 106) = {0.38 + 2.24 + 4.0}(15.3 x 106)/(106) Mcr = 101 kN-m > Mu = 99.2 kN-m 为了安全，极限载荷造成的极限力矩和墙板开裂力矩 进行了比较。如果极限力矩小于墙板开裂力矩，那么 我们保证墙板硬度足够，墙板稳定性的分析有效。 由于 Mcr = 101 kN-m > Mu = 99.2 kN-m，稳定性和 P-Δ分析对于此墙板有效。 现在我们必须检验墙板的极限强度。我们会使用应变能力分析，因为轻度减缩因数 ø 很容 易确定： fps = fpu{1-0.55(Aps/bd)} ACI 318-05 Eq. (18-3) 其中: b = 墙板宽度, d = 层厚度/2 Aps = (10)(99) = 990 mm2 fps = 1860{1 – 0.55(990 / ((3000)(175/2))} fps = 1860(1 – 0.55(0.00377)) fps = 1856 MPa a = {(Apsfps + Pu,total)}/(0.85 f’cb) = {(990)(1856) + (202,000)} / {(0.85)(40)(3000)} = (2.04 x 106) / (102,000) = 20 mm c = a/β1; β1 = 0.75 for f’c = 40 MPa = 20/0.75 = 27 mm εt = [(0.003)(175/2 - 27)]/(27) = 0.00672 Since εt > 0.005 横截面受到拉伸力控制， ø = 0.9 øMn = ø{(Apsfps + Pu,total)}(d-a/2) = (0.9)[(2.03 x 106)(175/2 – 20/2) /(106) øMn = 142 kN-m > Mu = 99.2 kN-m øMn > Mu (ok) 预应力墙板的另一检验标准为保证软性失效模型。如果 øMn/Mcr 的比例大于 1.2，那么我们 可以确定墙板会在失效前开裂，因此保证了软性失效模型。øMn/Mcr = 142/102 = 1.39 > 1.2。 因此，我们对这一标准满意。 注意：通过对比，因为外层只承受垂直于墙板的荷载的 7.3%，外层的应力和力矩并不重要。 脱板，处理，运输和立板 墙板的非合成属性用来承受脱板，处理，运输和立板过程的力。根据 PCI 设计手册结果， 分析如下： 脱板——使用 4点位于 0.1h, 0.3h, 0.2h, 0.3h, 0.1h起吊。参见 PCI设计手册，第 6版关于 公式和类似计算。 立板——使用 3 个位于 0.1h 和 0.4h 的低点从低端起吊，插入墙板顶部的突出面积。参见 PCI设计手册，第六版关于公式和类似的计算。 THERMOMASS© MC连接器由墙板重量引起的偏差样本计算 决定每个连接器外层重量 连接器间距为 300mm x 625mm，外层厚度为 75mm。因此，每层混凝土的体积为： V = (300)(625)(75) = 14.06 x 10-6 mm3 = 0.01406 m3; 每个连接器的混凝土重量为： W = GV = (2400)(0.01406) = 33.7 kg = 337 N Δ = W(dA)3/(12EI) = (337)(89)3 / (12(32846)(243)) Δ = 2.48 mm < Δallowed = 2.54 mm OK// 其中: dA = 89 mm (根据ESR-1746 等式决定) E = 32846 N/mm2 (per ESR-1746) I = 243 mm4 (per ESR-1746)