近年来, 国家正在大力推进装配式建筑。预制混凝土外挂墙板作为一种集围护、装饰、防水、保温于一体的装配式外围护系统, 具有工厂化生产、装配化施工的显著特点和安装速度快、现场用工少、无湿作业、质量可控、耐久性好、便于保养维修的诸多优势, 在欧美及日本等国家得到了非常广泛的应用, 近年来在国内工程中的应用也日益增多。

　　 根据连接方式的不同, 外挂墙板可分为点支承和线支承外挂墙板。点支承外挂墙板又可细分为平移式外挂墙板和旋转式外挂墙板^[1,2] (图1) 。

　　 外挂墙板尺寸大、自重大、墙板面内刚度大, 采用固定连接节点与滑动连接节点相结合的方式, 连接节点与玻璃幕墙等有本质的不同。因此外挂墙板的接缝宽度计算与玻璃幕墙、金属石材幕墙等并不相同, 外挂墙板的接缝对外挂墙板的抗震性能、抗风性能、防水性能非常关键, 决定了外挂墙板的性能目标能否实现。

　　 预制混凝土外挂墙板系统可采用密封式防水和开放式防水两种做法。目前开放式防水做法尚处在研究向实用的过渡阶段, 国外应用不多, 国内更是极少应用。下面将针对接缝采用密封胶的外挂墙板系统进行研究。

　　 现行国家标准《装配式混凝土建筑技术标准》 (GB/T 51231—2016) ^[1]对外挂墙板给出了如下性能目标要求:在正常使用状态下, 应具有良好的工作性能;在多遇地震作用下应能正常使用;在设防烈度地震作用下经修理后应仍可使用;在预估的罕遇地震作用下外挂墙板不应整体脱落。

　　 根据以上要求, 为保证外挂墙板多遇地震下正常使用的性能目标, 接缝处的密封材料不应损坏;为保证外挂墙板在罕遇地震下不脱落的性能目标, 板间接缝宽度应足够大。本文立足于此性能目标要求, 研究了接缝宽度计算公式, 研究了不同荷载作用下外挂墙板接缝两侧墙板的相对变形, 并结合国外的相关标准研究了接缝宽度的限值要求, 为相关设计人员提供相应的技术参考。

　　 当密封胶不破坏时, 密封胶变形将与接缝两侧墙板的相对变形相同;而接缝两侧墙板的相对变形由主体结构变形引起, 包括相对轴向变形和相对剪切变形。本文设定接缝两侧墙板的相对轴向变形为D, 相对剪切变形为δ, 如图2所示。

　　 接缝宽度应满足正常使用极限状态下和多遇地震作用下密封胶不破坏的性能目标, 即:

　　 $w{}_{\text{S}}\epsilon \ge d(1)$

　　 式中:w_S为接缝宽度;ε为密封材料的拉伸变形能力;d为接缝两侧的墙板相对轴向变形。

　　 如果考虑一定的施工误差, 则式 (1) 可修正为:

　　 $(w{}_{\text{S}}-d{}_{\text{c}})\epsilon \ge d(2)$

　　 即可得:

　　 $w{}_{\text{S}}\ge \frac{d}{\epsilon }+d{}_{\text{c}}(3)$

　　 式中:d_c为外挂墙板接缝宽度的安装允许偏差, 建议按照《装配式混凝土建筑技术标准》 (GB/T 51231—2016) ^[1]中墙板的允许偏差进行取值。

　　 密封材料的拉伸变形能力ε应符合我国现行标准《建筑密封胶分级和要求》 (GB/T 22083—2008) 、《硅酮和改性硅酮建筑密封胶》 (GB/T 14683—2017) 、《混凝土接缝用建筑密封胶》 (JC/T 881—2017) 对混凝土接缝用密封胶位移能力的规定。

　　 日本规范JASS8^[3]中分别给出了长期与短期荷载下的密封胶变形能力 (表1) 。参考日本规范JASS8^[3], 本文建议按长期与短期荷载分别组合, 短期荷载组合下密封胶的变形能力可根据相关试验适当提高, 若无试验依据时建议保守按长期变形能力进行取值。

　　 日本规范JASS8^[3]中分别给出了拉压和剪切变形时的密封材料变形率, 计算剪切变形时可直接应用密封材料剪切变形率计算接缝宽度。

　　 图3 剪切变形时接缝处密封材料的变形

　　 美国ASTM标准C1472-16^[4]认为剪切变形时, 密封材料变形后的对角线长度不能超过静止长度与密封材料变形量的和, 基于此原则计算接缝宽度 (图3) , 即:

　　 w²_S+δ²= (w_S+εw_S) ²

　　 $w{}_{\text{S}}=\sqrt{\frac{\delta {}^2}{(1+\epsilon ){}^2-1}}=\frac{\delta }{\sqrt{2\epsilon +\epsilon {}^2}}$

　　 同理, 可以得到拉剪和压剪下的接缝宽度:

　　 拉剪:$w{}_{\text{S}}=\frac{D+\sqrt{D{}^2+(\epsilon {}^2+2\epsilon )(D{}^2+\delta {}^2)}}{\epsilon {}^2+2\epsilon }$

　　 压剪:$w{}_{\text{S}}=\frac{D+\sqrt{D{}^2-(2\epsilon -\epsilon {}^2)(D{}^2+\delta {}^2)}}{2\epsilon -\epsilon {}^2}$

　　 但笔者发现, 美国ASTM标准C1472-16^[4]中无论拉剪变形还是压剪变形均将密封材料的剪切能力换算成密封材料的拉伸能力, 其在拉剪作用下缝宽计算合理, 但剪拉变形对于轴压破坏而言属于有利变形, 轴压变形对于剪拉破坏而言属于有利变形, 因此明显不合理, 可以推导如下:

　　 因为密封胶受压变形率0≤ε≤1, 所以2ε-ε²=ε (2-ε) >0, 因此:

　　 $\begin{array}{l}w{}_{\text{S}}=\frac{D+\sqrt{D{}^2-(2\epsilon -\epsilon {}^2)(D{}^2+\delta {}^2)}}{2\epsilon -\epsilon {}^2}<\\ \frac{D+\sqrt{D{}^2-(2\epsilon -\epsilon {}^2)D{}^2}}{2\epsilon -\epsilon {}^2}=\\ \frac{D+(1-\epsilon )D}{2\epsilon -\epsilon {}^2}=\frac{D}{\epsilon }\end{array}$

　　 从上述推导可知, 先轴压后剪拉作用下需要的缝宽小于纯压下需要的缝宽, 证明先轴压后剪拉的计算并没有意义。而实际上, 先剪压后轴压的情况明显会比纯轴压更不利, 笔者建议考虑受压、受拉破坏的不利情况并调整剪压计算公式。纤维受拉破坏时建议按受剪公式计算, 纤维受压破坏时建议考虑先剪压后轴压, 保证密封材料变形前的对角线长度不超过变形后的长度加密封材料的拉伸能力, 即纤维从长度$\sqrt{w{}_{\text{S}}{}^2+\delta {}^2}$变化为w_S-D后仍满足密封胶的受压变形能力, 详见下式:

　　 $\frac{w{}_{\text{S}}-D}{\sqrt{w{}_{\text{S}}{}^2+\delta {}^2}}=1-\epsilon (4)$

　　 由此可以解得:

　　 $w{}_{\text{S}}=\frac{D+(1-\epsilon )\sqrt{D{}^2+(2\epsilon -\epsilon {}^2)\delta {}^2}}{2\epsilon -\epsilon {}^2}(5)$

　　 由于密封材料受压变形率0≤ε≤1, 因此:

　　 $\begin{array}{l}w{}_{\text{S}}=\frac{D+(1-\epsilon )\sqrt{D{}^2+(2\epsilon -\epsilon {}^2)\delta {}^2}}{2\epsilon -\epsilon {}^2}>\\ \frac{D+(1-\epsilon )\sqrt{D{}^2}}{2\epsilon -\epsilon {}^2}=\frac{D}{\epsilon }(6)\end{array}$

　　 压剪作用下的接缝宽度大于纯压下的接缝宽度, 合理。

　　 综上, 本文建议接缝宽度w_S按下列公式计算:

　　 当接缝两侧墙板仅发生相对轴向变形时:

　　 $w{}_{\text{S}}=\frac{D}{\epsilon }+d{}_{\text{c}}(7)$

　　 当接缝两侧墙板仅发生相对剪切变形时:

　　 $w{}_{\text{S}}=\frac{\delta }{\sqrt{\epsilon {}^2+2\epsilon }}+d{}_{\text{c}}(8)$

　　 当接缝两侧墙板发生相对拉剪组合变形时:

　　 $w{}_{\text{S}}=\frac{D+\sqrt{D{}^2(1+\epsilon ){}^2+\delta {}^2(2\epsilon +\epsilon {}^2)}}{2\epsilon +\epsilon {}^2}+d{}_{\text{c}}(9)$

　　 当接缝两侧墙板发生相对压剪组合变形时, 建议取式 (8) 和式 (10) 计算值的较大值:

　　 $w{}_{\text{S}}=\frac{D+(1-\epsilon )\sqrt{D{}^2+\delta {}^2(2\epsilon -\epsilon {}^2)}}{2\epsilon -\epsilon {}^2}+d{}_{\text{c}}(10)$

　　 下面将对各类工况作用下接缝两侧墙板的相对变形进行分析。

　　 温度作用下接缝两侧墙板发生热涨冷缩变形, 接缝两侧墙板的相对轴向变形d_T可参考国内幕墙规范《玻璃幕墙工程技术规范》 (JGJ 102—2003) ^[5]和国外规范得到:

　　 $d{}_{\text{Τ}}=\alpha \cdot \text{Δ}{\rm T}\cdot L(11)$

　　 式中:α为混凝土材料的线膨胀系数;L为计算方向接缝两侧最近的两个固定点之间的长度, 对线支承外挂墙板竖缝计算时可取为缝两侧墙板的最大宽度;ΔT为外挂墙板的温度作用标准值。

　　 另外, 考虑到温度变化引起的热能有一部分被接合处的密封胶吸收, 日本AIJ协会标准《建筑幕墙》JASS14^[2]中设定了相关折减系数, 混凝土构件计算时可在式 (11) 的基础上乘以0.9的折减系数。我国《建筑结构荷载规范》 (GB 50009—2012) ^[6]中并未给出类似的折减系数, 也并未进行相关的系统的试验研究, 所以不建议采用相关折减系数。

　　 日本协会标准《建筑幕墙》JASS14^[2]中规定ΔT可根据表面色调和构件位置取为35～45℃, 这个温度结合了东京附近建筑的实测值并略有放大;但当地环境相对温和, 与我国实际情况有所差距, 参考意义不大。

　　 美国ASTM标准C1472-16^[4]中规定ΔT为温度变化, 为施工安装温度与冬季外挂墙板最低温度、夏季墙板最高温度T_w之差。冬季外挂墙板最低温度T_s采用设计干球温度, 夏季外壁墙板最高温度T_s采用下式进行计算:

　　 ${\rm T}{}_{\text{s}}={\rm T}{}_{\text{A}}+A{}_{\text{X}}({\rm H}{}_{\text{X}})(12)$

　　 式中:T_A为当地最高基本气温;A_X为太阳辐射吸收系数;H_X为热容常数, 一般情况下混凝土墙板取42, 当周边有反射材料将光线反射到混凝土墙板上时取56。

　　 按式 (12) 计算得到的夏季墙板最高温度较高, 最高可以达到80℃左右。

　　 欧洲标准EN1991-1-5^[7]中计算墙板变形时规定冬季墙板的表面温度取为最冷月平均气温, 夏季则根据外挂墙板的朝向取为t_{max, m}+ (0～42) ℃, 其中t_{max, m}为最热月平均气温, 由此计算温度变化。

　　 参考国外温差的规定, 笔者建议, 有地区经验时根据地区基本温度结合外表面的朝向、表面材料、色调以及施工安装温度综合确定;基本温度建议取为我国《建筑结构荷载规范》 (GB 50009—2012) ^[6]中各地区的最低、最高温度;无地区经验时笔者参考欧美的规范并多次试算, 建议可取80℃。

　　 当相邻跨外挂墙板的水平缝不对齐时, 外挂墙板尤其是平移式外挂墙板将更容易发生碰撞且碰撞时破坏会较为严重, 所以建议外挂墙板尤其是平移式外挂墙板的水平缝尽量对齐。上下层外挂墙板的竖缝不对齐时, 外挂墙板尤其是旋转式外挂墙板将更容易发生碰撞且碰撞时破坏会较为严重, 所以建议外挂墙板尤其是旋转式外挂墙板的竖缝尽量对齐。当相邻接缝不对齐时, 需根据具体情况研究外挂墙板的变形特征并计算接缝宽度, 难以给出统一公式。因此本文主要针对相邻接缝均对齐的外挂墙板变形进行分析, 接缝不对齐的外挂墙板可参照接缝对齐的外挂墙板进行分析。

　　 对于线支承外挂墙板, 其与平移式点支承外挂墙板的变形接近, 接缝密封胶的相对变形与平移式点支承外挂墙板相同, 可按照平移式外挂墙板计算。

　　 在建筑角部, 外挂墙板更容易发生碰撞, 接缝两侧墙板的相对变形更加复杂。PCI手册^[8]建议建筑角部接缝增加到30mm宽以避免碰撞, 是从构造角度出发解决角部接缝的宽度问题。日本标准也提出了建筑角部易于碰撞的问题, 对建筑角部的接缝宽度规定其缝宽为普通接缝宽度的1.5～2倍。

　　 按PCI手册^[8]做法, 外挂墙板尤其是平移式外挂墙板, 在层间位移角等较大时难以满足性能目标要求。由于地震作用下平移式外挂墙板非角部竖缝两侧墙板的相对变形为0, 竖缝宽度可能仅需满足构造要求, 所以按日本做法取非角部竖缝的1.5～2倍不能满足我国标准规定的性能目标要求。由于旋转式外挂墙板建筑角部的相对变形与其他部位接近, 按日本做法直接取非角部竖缝的1.5～2倍过于保守且施工不方便。

　　 本文结合外挂墙板的运动情况, 区分建筑角部和非建筑角部, 分别提出了接缝的计算公式。

　　 风荷载和地震作用下, 当主体梁板抗弯刚度较大时, 可以假定主体梁板仅发生侧向移动而不产生弯曲变形。由平移式外挂墙板的连接节点可分析得到:下部固定点与本层主体梁板位移同步, 转角为下部两连接点连线的转角 (图4) ;所以墙板保持平动状态且跟随本层主体梁板发生平移;但因为上下层楼板平移量不同, 所以上下层平移式外挂墙板将产生相对剪切变形, 变形为层间位移θ_ih_i;其中θ_i为风荷载或罕遇地震作用下沿墙板面内方向第i层的弹性层间位移角;h_i为第i层外挂墙板的高度。此时水平缝和非角部竖直缝两侧墙板的相对轴向变形为0, 非角部竖直缝的剪切变形量δ_W, δ_E为0。

　　 图4 平移式外挂墙板变形

　　 当主体梁板弯曲变形不可忽略时, 墙板将同主体梁板一起转动 (图5) 。

　　 此时竖缝受影响较大, 竖缝两侧的墙板轴向变形量d_W和d_E应修正为:

　　 $d{}_{\text{W}},d{}_{\text{E}}=\phi {}_{i}h{}_i(13)$

　　 式中φ_i为支承外挂墙板的主体梁板变形引起的竖缝两侧墙板沿同一方向的转角差, 当竖缝两侧的外挂墙板支承点均设置在梁柱节点区域时, 可取φ_i=0。

　　 水平缝两侧的墙板最大受拉变形可修正为:

　　 $d{}_{\text{W}},d{}_{\text{E}}=\max (\Delta {}_{l,i}-\Delta {}_{l,i-1},\Delta {}_{\text{r},i}-\Delta {}_{\text{r},i-1})(14)$

　　 水平缝两侧的墙板最大受压变形可修正为:

　　 $d{}_{\text{W}},d{}_{\text{E}}=\min (\Delta {}_{l,i}-\Delta {}_{l,i-1},\Delta {}_{\text{r},i}-\Delta {}_{\text{r},i-1})(15)$

　　 式中Δ_{l, i}, Δ_{r, i}分别为主体梁板变形引起的第i层墙板在左、右端点处的竖向变形值, 可根据固定点的竖向变形与外挂墙板的转角确定。

　　 由于竖直缝两侧的外挂墙板底部均与本层楼板一同平移, 与作用方向共面的墙板顶部与本层楼板一起平移, 垂直于作用方向的墙板顶部将跟随上一层楼板平移 (图6) ;所以接缝两侧墙板将产生相对变形, 变形量为θ_ih_i。

　　 对于图7所示的角部接缝, 当作用X向风或地震时, 该变形为轴向变形, 当作用Y向风或地震时, 该变形为剪切变形。所以该竖直缝宽度方向应考虑X向作用下的轴向变形与Y向作用下的剪切变形的不利值。

　　 所以笔者建议建筑角部, 接缝应考虑以下两种变形的不利情况:

　　 $\begin{array}{l}d{}_{\text{W}},d{}_{\text{E}}=\theta {}_{i,\text{s}}h{}_i(16)\\ \delta {}_{\text{W}},\delta {}_{\text{E}}=\theta {}_{i,\text{v}}h{}_i(17)\end{array}$

　　 式中:θ_{i, s}为角部竖直缝宽度方向第i层的弹性层间位移角;θ_{i, v}为垂直于角部竖直缝宽度方向第i层的弹性层间位移角。

　　 当角部接缝斜向布置时, 可推导得出一样结论, 此处不再赘述。

　　 由旋转式外挂墙板的连接点布置可知, 在风荷载和地震作用下, 下水平固定点处的水平位移同本层楼板, 上水平固定点处的水平位移同上层楼板, 墙板将发生旋转且旋转角度仅与主体结构层间变形和上下水平固定点之间的竖向距离有关, 而与主体梁板弯曲变形无关 (图8、图9) 。同一层内墙板转动将产生相对竖向剪切变形δ_V;而上下层层间位移角不同, 所以水平缝处将产生相对剪切变形δ_H。

　　 图8 建筑边缘部位接缝变形立面图

　　  

　　 图9 主体梁板弯曲变形时的旋转式外挂墙板

　　

　　 主体梁板的弯曲变形虽然对墙板旋转角度无影响, 但引起了水平缝处的相对轴向变形, 此相对轴向变形也可按照式 (14) , (15) 进行计算。

　　 由于墙板上下连接件之间的高度小于层高, 则由上述分析可知, 旋转式外挂墙板的转角θ_q为:

　　 $\theta {}_{\text{q}}=\frac{\delta {}_{\text{Η}}}{h{}_i}=\frac{\Delta }{h{}_i-h^{\prime }{}_i-h^{″}{}_i}=\frac{\theta {}_{i}h{}_i}{h{}_i-h^{\prime }{}_i-h^{″}{}_i}=\beta \theta {}_i(18)$

　　 可见, 墙板的转角和变形要大于主体结构的层间位移角, 增大系数为$\beta =\frac{h{}_i}{h{}_i-h^{\prime }{}_i-h^{″}{}_i}$。

　　 因此, 可得到旋转式外挂墙板水平方向和竖直方向板间接缝处的剪切变形为:

　　 $\delta {}_{\text{Η}}=\theta {}_{\text{q}}h{}_i-\theta {}_{i}h{}_i=(\beta -1)\theta {}_{i}h{}_i=\frac{\theta {}_{i}h{}_i(h^{\prime }{}_i+h^{″}{}_i)}{h{}_i-h^{\prime }{}_i-h^{″}{}_i}(19)$

　　 $\delta {}_{\text{V}}=\theta {}_{\text{q}}L{}_i=\beta \theta {}_{i}L{}_i=\frac{\theta {}_{i}h{}_{i}L{}_i}{h{}_i-h^{\prime }{}_i-h^{″}{}_i}(20)$

　　 式中:θ_q为墙板转角;h′_i为第i+1层楼板顶标高与墙板上部面外节点连接件的标高差;h″_i为外挂墙板下部面外节点连接件标高与第i层楼板标高差;L_i为第i层竖直缝两侧墙板的旋转不动点之间的距离的最大值, 墙板宽度和连接点布置完全相同的两相邻墙板之间的竖直缝计算时可取墙板宽度。

　　 在风荷载和地震作用下, 建筑角部竖缝两侧的旋转式外挂墙板均发生转动, 但转角不同, 所以将产生相对变形如下:

　　 $\Pi =(\beta -1)\theta {}_{i}h{}_i=\theta {}_{i}h{}_i(\frac{h^{\prime }{}_i+h^{″}{}_i}{h-h^{\prime }{}_i-h^{″}{}_i})(21)$

　　 对于图7的接缝, 当发生X向地震时, θ_i为X向作用位移角, 该变形Π为轴向变形d_xh;当发生Y向地震时, θ_i为Y向作用位移角, 该变形Π为剪切变形δ_yh。

　　 当X向作用时, 除变形d_xh外还产生了竖向相对剪切变形, 其值为:

　　 $\delta {}_{\text{x}\text{v}}=\theta {}_{\text{q}}{b}^{\prime }{}_{\text{x}}=\theta {}_{i,\text{x}}{b}^{\prime }{}_{\text{x}}\frac{h{}_i}{h{}_i-h^{\prime }{}_i-h^{″}{}_i}(22)$

　　 式中b′x为X边竖缝到远端固定支承点的距离, b′x略小于墙板宽度, 可近似取为墙板宽度b_x。

　　 同理, 当Y向作用时, 除变形δ_yh外还产生了竖向相对剪切变形, 其值为:

　　 $\delta {}_{\text{y}\text{v}}=\theta {}_{\text{q}}{b}^{\prime }{}_{\text{y}}=\theta {}_{i,\text{y}}{b}^{\prime }{}_{\text{y}}\frac{h{}_i}{h{}_i-h^{\prime }{}_i-h^{″}{}_i}(23)$

　　 理论上应取d_xhδ_xv组合与δ_yhδ_yv组合的不利值, 但这会造成计算非常繁琐。笔者考虑轴向变形对接缝的影响大于剪切变形且式 (24) 计算得到的变形偏小, 建议保守取$d{}_{\text{W}},d{}_{\text{E}}=\max (\theta {}_{i,\text{s}},\theta {}_{i,\text{v}})\times h{}_i(\frac{h^{\prime }{}_i+h^{″}{}_i}{h-h^{\prime }{}_i-h^{″}{}_i})$代替d_xh和δ_yh; X向和Y向刚度差距一般不大, 建议保守取$\delta {}_{\text{W}},\delta {}_{\text{E}}=\max (\theta {}_{i,\text{s}},\theta {}_{i,\text{v}})\times \frac{b{}_{i,\max }h{}_i}{h{}_i-h^{\prime }{}_i-h^{″}{}_i}$代替δ_xv和δ_yv, 其中b_imax为第i层角部竖直缝两侧墙板宽度的最大值。经验证该公式偏保守且一般情况下与δ_xv和δ_yv比较接近。当角部接缝斜向布置时, 可推导得出一样结论, 此处不再赘述。

　　 综上, 接缝两侧墙板的相对剪切变形和相对轴向变形见表2。

　　 可见, 在建筑角部, 平移式外挂墙板的相对变形较大, 在强震作用下容易碰撞, 因此该部位的缝宽一般大于其他部位的缝宽;而旋转式外挂墙板的相对变形相对较小, 缝宽与其他部位接近, 即建筑角部旋转式外挂墙板的板间接缝不需过分增大, 这是旋转式外挂墙板的一大优点。

　　 对于非建筑角部, 平移式外挂墙板的主要变形为水平缝的剪切变形, 旋转式外挂墙板的主要变形为竖直缝的剪切变形。考虑主体梁板变形时, 平移式外挂墙板的竖直缝受影响较大, 旋转板的竖直缝受影响则较小, 这是旋转式外挂墙板的另一大优点。

　　 罕遇地震下, 可以仅考虑墙板之间的相对轴向变形。通过上一章分析可见, 罕遇地震下, 旋转式外挂墙板受影响较小;建筑角部的平移式外挂墙板易于发生碰撞, 而其余位置的外挂墙板受影响不大, 整体易碰撞的外挂墙板数量较少。

　　 对于建筑角部的平移式外挂墙板, 由于按罕遇地震计算的接缝变形量较大, 此厚度的密封胶难以施工, 因此不推荐按罕遇地震下的接缝变形量进行接缝宽度设计。为实现罕遇地震外挂墙板不应整体脱落的性能目标, 建议控制罕遇地震下建筑角部竖直缝的接缝变形量其与实际缝宽的比值、提高角部竖直缝两侧墙板连接件的承载力、增强角部竖缝两端墙板的构造配筋等, 以满足罕遇地震下外挂墙板不脱落的性能目标。

　　 结合《建筑结构荷载规范》 (GB 50009—2012) ^[6]和1.2节的讨论, 建议接缝的拉压变形量D和剪切变形量δ按以下公式进行组合:

　　 当密封材料受长期荷载作用时:

　　 D=d_G+d_T, δ=δ_G+δ_T

　　 当密封材料受短期荷载作用时由温度作用控制的接缝变形量:

　　 D=d_G+d_T+ψ_Cd_W

　　 δ=δ_G+δ_T+ψ_Cδ_W

　　 当密封材料受短期荷载作用时由风荷载控制的接缝变形量:

　　 D=d_G+d_W+ψ_Cd_T

　　 δ=δ_G+δ_W+ψ_Cδ_T

　　 当密封材料受短期荷载作用时由多遇地震作用控制的接缝变形量:

　　 D=d_G+d_E+ψ_Cd_T

　　 δ=δ_G+δ_E+ψ_Cδ_T

　　 式中:d_G为外挂墙板节点施工完成后恒载作用下板间接缝的拉压变形量, mm, 对于水平缝可取上下相邻外挂墙板之间的竖向变形值之差, 对于垂直缝可取0;δ_G为节点施工完成后恒载作用下板间接缝的剪切变形量, mm, 对于水平缝可取0, 垂直缝应取左右相邻外挂墙板之间的竖向变形值之差;ψ_c为组合值系数, 参考荷载规范, 建议取0.6。

　　 根据以上公式计算的接缝宽度可能较小或过大, 所以建议考虑构件加工施工精度误差、密封胶能力等因素对接缝宽度进行限制。笔者对国外相关标准中的限值进行了归纳总结, 如下。

　　 欧洲Fib 74^[9]中规定一般情况下外挂墙板的接缝宽度不应小于8mm, 且应不大于30mm。除此之外, 还根据构件的宽度不同, 给出了具体的密封材料最小宽度和厚度的建议值, 见表3。

　　 日本标准JASS8^[3]中根据密封材料的不同, 给出了相应接缝宽度的最大值和最小值规定 (表4) 。此外, 在确定接缝宽度后, 设计人员可以根据图10得到密封材料厚度限值。

　　 美国的PCI手册^[8]中建议一般部位接缝宽度不小于19mm, 建筑角部变形建议缝宽不小于30mm。对于密封材料的厚度, 当缝宽不大于25mm时, 规定密封材料厚度取缝宽一半, 且不小于6mm;缝宽大于25mm且小于50mm时, 密封材料厚度取12.5mm;当缝宽大于50mm, 规定由厂家根据实际给出相关的建议值。

　　 《装配式混凝土结构技术规程》 (JGJ 1—2014) ^[10]中规定接缝宽度应满足主体结构的层间位移、密封材料的变形能力、施工误差、温差引起变形等要求, 且不应小于15mm。《装配式混凝土建筑技术标准》 (GB/T 51231—2016) ^[1]中规定板间接缝宽度应根据计算确定且不宜小于10mm;当计算缝宽大于30mm时, 宜调整外挂墙板的形式或连接方式。

　　 综合上述标准并考虑我国的设计、生产和施工现状、主体结构的层间位移、密封材料的变形能力及施工安装误差等因素, 笔者建议外挂墙板的接缝宽度不小于15mm, 且不宜大于35mm;当计算接缝宽度大于35mm时, 建议调整外挂墙板的板型或支承形式或采用具有更高位移能力的弹性密封材料。对于密封材料的厚度, 笔者建议不小于8mm, 且不宜小于缝宽的一半。

　　 为了进一步说明接缝宽度计算公式, 本节将对典型外挂墙板的具体实例进行计算。

　　 假定8度区某框架结构采用预制混凝土外挂墙板, 所有外挂墙板的宽度和高度相同, 采用的密封材料的拉伸变形能力为20%, 多遇地震作用下各向层间位移角均考虑为1/550, 风荷载作用下各向层间位移角均考虑为1/1 500;每层楼板顶标高与墙板上部面外节点连接件的标高差h′ _i为0.1m;外挂墙板下部面外节点连接件标高与每层楼板标高差h″ _i为0.7m;不考虑主体梁板变形引起的墙板变形, 仅考虑密封材料受长期荷载作用下的变形。

　　 以此为实例进行了墙板宽度为2.1, 4.2m, 墙板高度为4, 6m的外挂墙板计算, 结果见表5。

　　 可见, 建筑角部旋转板的竖缝宽度要远远小于平移板的竖缝宽度, 一般可控制在35mm以内, 建筑角部平移板竖缝宽度容易超出35mm的限值。采用平移式外挂墙板时角部竖缝宜采用更高变形能力密封胶, 并兼用本文第4节所述的防大震脱落的构造做法, 以提高建筑角部竖缝的抗震能力。

　　 本文立足于外挂墙板需要满足的性能目标要求, 对预制混凝土外挂墙板的板间接缝宽度问题进行了较全面的分析, 得到如下结论:

　　 (1) 结合国外标准, 研究了接缝宽度的计算公式, 对美国ASTM标准中的压剪计算公式进行了调整修改, 给出了建议的接缝宽度计算公式。

　　 (2) 结合国外标准的相关公式分析了温度作用下的接缝两侧墙板相对变形值并建议了温差作用。

　　 (3) 通过分析风荷载和地震作用下不同支承形式外挂墙板的变形特征, 推导了不同部位的接缝两侧墙板相对变形值。

　　 (4) 在建筑角部, 平移式外挂墙板和线支承外挂墙板竖缝的宽度较大, 易于超出限值规定, 设计时需重点关注, 而建筑角部旋转板的竖缝宽度与其他部位竖缝接近。

　　 (5) 非建筑角部区域, 平移式外挂墙板和线支承外挂墙板的主要变形为水平缝的剪切变形, 旋转式外挂墙板的主要变形为竖直缝的剪切变形。考虑主体梁板变形时, 平移式外挂墙板和线支承外挂墙板的竖直缝受影响较大, 旋转式外挂墙板的竖直缝受影响较小。

　　 (6) 总结了国内外对外挂墙板板间接缝宽度及密封材料厚度限值的相关规定, 基于我国的基本国情, 建议板间接缝宽度不小于15mm, 且不宜大于35mm, 对于密封材料厚度建议不小于8mm, 且不宜小于缝宽的一半。