李 蕾,蘇明周

(西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院,陜西西安710055)

0 引 言

冷彎薄壁型鋼房屋體系是由輕型木結(jié)構(gòu)發(fā)展而來,以鍍鋅冷彎薄壁型鋼骨架和輕型板材共同作為承重和圍護結(jié)構(gòu)而形成的新型住宅結(jié)構(gòu)體系。文獻[1-6]對冷彎薄壁型鋼組合墻體的抗剪性能進行了研究,分析了墻面板類型,自攻螺釘?shù)念愋?、大小和間距,加載方式,墻體開洞等影響因素對抗剪承載力的影響,文獻[7-9]對低層冷彎薄壁型鋼房屋結(jié)構(gòu)進行了振動臺及現(xiàn)場試驗,主要研究了低層結(jié)構(gòu)體系的抗震性能。隨著建造技術(shù)的提升,近幾年在美國已建成了多層冷彎薄壁型鋼房屋,出現(xiàn)了對局部幾層采用熱軋型鋼進行加強等建造方法[10],顯而易見,在我國,多層住宅比低層住宅具有更廣闊的市場,但是目前國內(nèi)外對多層冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)體系鮮有研究,僅文獻[11]對多層結(jié)構(gòu)體系中鋼框架與組合墻體的協(xié)同工作性能進行了探討,鑒于此,本文采用ANSYS有限元軟件對多層結(jié)構(gòu)體系即內(nèi)填冷彎薄壁型鋼組合墻體鋼框架體系受力性能進行研究,分析其在循環(huán)荷載下的滯回曲線、骨架曲線和能量耗散系數(shù),從而研究該結(jié)構(gòu)體系的耗能能力、剪力分配和耗能分配,為該結(jié)構(gòu)體系的抗震設(shè)計提供參考。

1 有限元模擬

1.1 研究對象

由于組合墻體所采用的冷彎薄壁型鋼骨架的尺寸限制,為了更精確地模擬實際結(jié)構(gòu),本文模型的尺寸均取實際結(jié)構(gòu)的常用尺寸。鋼框架選擇時,取原型結(jié)構(gòu)為5層的框架結(jié)構(gòu),柱網(wǎng)布置為6 000 mm×6 000 mm,層高3 000mm,基本風(fēng)壓0.35 kN/m2?？拐鹪O(shè)防烈度8度(設(shè)計基本地震加速度值為0.2 g),二類場地。經(jīng)過對該結(jié)構(gòu)內(nèi)力的對比分析,首層的結(jié)構(gòu)內(nèi)力最大,因此選擇該樓層中較典型的一榀框架作為研究對象,利用PKPM確定框架的初始尺寸,并且計算出框架梁柱上承擔(dān)的荷載值。框架尺寸為6 200 mm×3 175 mm,框架梁選用HN350×175×7×11,柱選用HW200×200×8×12,梁柱均采用Q235鋼。組合墻體尺寸為6 000 mm×3 000 mm,雙面覆板:一側(cè)為10 mm厚石膏板,一側(cè)為12 mm厚OSB板(定向刨花板),墻架中間立柱采用單根C型冷彎薄壁型鋼,邊立柱采用兩根C型冷彎薄壁型鋼構(gòu)件通過自攻螺釘連接形成的合抱柱,墻架立柱間距為600 mm,墻面板和墻體骨架通過自攻螺釘連接,在墻體周邊和墻面板的豎向拼縫處的自攻螺釘間距取為150mm,內(nèi)部取為300mm。墻體骨架材料規(guī)格如表1所示。

表1 墻體骨架材料規(guī)格

1.2 有限元模型建立

分別對參考文獻[6]編號為BX-5的試件和參考文獻[12]中的純框架PF試件進行了有限元模擬,有限元分析結(jié)果與實驗結(jié)果吻合較好,在此基礎(chǔ)上,建立本文的有限元模型?？蚣芰褐捎胹hell181單元,材料采用Von Mises屈服準則,應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系按照多線性隨動強化輸入,梁柱材料特性為:彈性模量E=2.0×105N/mm2,屈服強度fy=235 N/mm2,強化段切線模量Et=0.01E,抗拉強度fu=375N/mm2;墻體骨架立柱和上下導(dǎo)軌、石膏板和OSB板均采用shell181單元,墻體骨架立柱和上下導(dǎo)軌采用理想彈塑性模型,材料特性為:彈性模量E=2.0×105N/mm2,屈服強度fy=235 N/mm2,泊松比ν=0.3;石膏板的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系按多線性隨動強化輸入,抗彎彈性模量E=1 070 N/mm2,抗拉強度ft=0.66 N/mm2,泊松比 ν=0.23;OSB板的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系按多線性隨動強化輸入,抗彎彈性模量E=3 500N/mm2,抗拉強度ft=7.86N/mm2,泊松比ν=0.3。墻體龍骨與OSB板之間的連接件(自攻螺釘)采用非線性連接單元COMBIN39單元模擬,通過彈簧單元來傳遞墻體骨架與面板之間的剪力,建立有限元模型如圖1所示。

1.3 邊界條件及荷載施加

組合墻體和鋼框架的連接模擬如下:在墻體上部和框架梁連接時,耦合鋼框架翼緣中心節(jié)點和墻體上導(dǎo)軌腹板中心節(jié)點的所有自由度,組合墻體和框架兩邊的柱連接時,將墻體邊立柱外側(cè)腹板的中心節(jié)點和框架柱翼緣的中心節(jié)點的自由度進行耦合;為了消除應(yīng)力集中影響,將柱頂板所有節(jié)點的豎向自由度UZ耦合;將柱外翼緣在梁高范圍內(nèi)的所有節(jié)點沿水平加載方向的自由度UY耦合;施加梁中心線高度的面外UX約束。在墻體的腳部約束與抗拔件相連的立柱的下部節(jié)點的豎向自由度來模擬抗拔件的作用;在墻體的底部,約束下導(dǎo)軌和墻架立柱下部端節(jié)點的豎向自由度,并約束下導(dǎo)軌與地梁連接處節(jié)點的三個平動自由度;約束框架柱底的所有自由度,形成固定端。

水平荷載的施加采用圖1所示的位移加載制度,其中 σy指結(jié)構(gòu)體系的屈服位移。

圖1 滯回加載制度

2 滯回曲線和耗能能力

內(nèi)填冷彎薄壁型鋼組合墻體鋼框架體系循環(huán)加載得到的滯回曲線如圖2所示。由圖2可以看出,在加載初期,結(jié)構(gòu)處在彈性階段,荷載-位移呈直線關(guān)系;隨著位移的增大,結(jié)構(gòu)逐漸進入彈塑性階段,結(jié)構(gòu)剛度降低,荷載位移曲線呈現(xiàn)非線性,曲線斜率減小;加載到屈服后卸荷時,卸荷至零,出現(xiàn)殘余變形,接著施加反向荷載時,曲線指向上一循環(huán)中滯回環(huán)的最高點,曲線斜率較上一循環(huán)有所降低,出現(xiàn)剛度退化現(xiàn)象,但是,在同一級荷載下,三次循環(huán)得到的荷載位移曲線幾乎重合,結(jié)構(gòu)體系的剛度基本不退化。整體看來,滯回曲線為梭形,沒有出現(xiàn)捏攏現(xiàn)象,滯回環(huán)較飽滿,隨著加載級的增大越來越飽滿。

根據(jù)該結(jié)構(gòu)體系滯回計算的結(jié)果做出各加載級的能量耗散系數(shù)如表2所示。隨著加載級的增大,能量耗散系數(shù)E不斷增大,結(jié)構(gòu)耗能能力不斷增強。

圖2 滯回曲線

表2 不同加載級能量耗散系數(shù)

3 骨架曲線

骨架曲線如圖3所示。由于組合墻體中的連接模擬采用彈簧單元,根據(jù)彈簧單元的受力特點:其承載力達到最大值后即保持不變,而達到最大承載力的彈簧單元的數(shù)量不斷增加,所以該結(jié)構(gòu)體系在控制位移之前的承載力沒有發(fā)生退化。通過骨架曲線計算結(jié)構(gòu)有限元分析的關(guān)鍵點數(shù)據(jù)如表3所示。

4 剪力分配

循環(huán)加載過程中鋼框架和組合墻體的剪力分配見圖4和圖5所示。由圖4、圖5可以看出,正反兩個方向加載時,鋼框架和組合墻體分擔(dān)的剪力值相差不多;加載初期,組合墻體承擔(dān)的剪力較大,隨著位移的增大,組合墻體的剪力分擔(dān)率下降,下降到最低點后又開始上升;而鋼框架正好相反。組合墻體的剪力分擔(dān)率從初始的52%降低到17 mm左右位移時的50%之后逐漸增大,最終達到74%;而鋼框架的剪力分擔(dān)率從初始的48%增加到17 mm左右位移時的50%之后逐漸減小,最終減小到26%。

圖3 骨架曲線

圖4 各構(gòu)件剪力分配

表3 骨架曲線關(guān)鍵點數(shù)據(jù)

5 耗能分配

該結(jié)構(gòu)體系中,由于鋼框架和組合墻體的剛度退化規(guī)律不同,導(dǎo)致兩者的耗能性能也有差異,本文提取出鋼框架和組合墻體各自的滯回環(huán)如圖6所示。由圖6可以看出:在加載初期,組合墻體的能量耗散系數(shù)較大,耗能能力較好,加載到結(jié)構(gòu)達到屈服位移時開始,鋼框架的能量耗散大于組合墻體的能量耗散,加載后期,鋼框架的能量耗散系數(shù)Ef遠遠大于組合墻體的能量耗散系數(shù)Ew達到4.46,成為該結(jié)構(gòu)體系的主要耗能構(gòu)件,具體數(shù)值見表4。

圖5 各構(gòu)件的剪力分擔(dān)率

圖6 鋼框架和組合墻體的滯回曲線

表4 框架和組合墻體的能量耗散系數(shù)

6 結(jié) 論

本文采用ANSYS有限元軟件對內(nèi)填冷彎薄壁型鋼組合墻體鋼框架體系進行水平循環(huán)加載模擬,得出如下結(jié)論:

(1)該結(jié)構(gòu)體系的滯回環(huán)飽滿,隨著加載級的增大,能量耗散系數(shù)不斷增大,耗能能力良好;加載初期主要由組合墻體耗散能量,加載后期,鋼框架為主要的耗能構(gòu)件;

(2)該結(jié)構(gòu)體系中,滯回加載下,組合墻體的剪力分擔(dān)率從初始的52%降低到相應(yīng)于15 mm左右位移的50%之后逐漸增大,最終達到74%;而鋼框架的剪力分擔(dān)率從初始的48%增加到相應(yīng)于15 mm左右位移的50%之后逐漸減小,最終減小到26%。

[1]Serrette R L,Ogunfunmi K.Shear resistance of gypsumsheathed lightgauge steel studwalls[J].Journal of Structural Engineering,1996,122(4):386-389.

[2]American iron and steel institute.1-800-79 steel Shear wall design guide[S].American:Publication RG-9804,1998.

[3]Salenikovich A J,Dolan J D,Easterling W S.Racking performance of long steel-frame shear walls[C].In Proceedings of the 15th International Specialty Conference on Coldformed Steel Structure.St.Louis,MO.USA,2000.

[4]Fül?p L A,Dubina D.Performance of wall-stud cold-formed shear panels under monotonic and cyclic loading part I:Experimental Research[J].Thin-Walled Structures,2004,42(2):321-338.

[5]郭麗峰,何?？?輕型密立柱墻體的抗剪和抗彎性能試驗研究報告[R].西安:西安建筑科技大學(xué)鋼結(jié)構(gòu)研究所,2003.

[6]石 宇.低層冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)住宅組合墻體抗剪承載力研究[D].西安:長安大學(xué),2005.

[7]Dubina D.Behavior and performance of cold-formed steelframed houses under seismic action[J].Journal of Constructional Steel Research,2008,64(7-8):896-913.

[8]沈祖炎,李元齊.高強冷彎薄壁型鋼住宅結(jié)構(gòu)抗震性能研究報告[R].上海:同濟大學(xué)建筑工程系,2007.

[9]黃智光.低層冷彎薄壁型鋼房屋抗震性能研究[D].西安:西安建筑科技大學(xué),2011.

[10]殷惠光,張躍峰.《低層冷彎薄壁型鋼建筑技術(shù)規(guī)程》編制背景[J].工程建設(shè)與設(shè)計,2004,(7):24-26.

[11]吳函恒.冷彎薄壁型鋼組合墻-鋼框架結(jié)構(gòu)協(xié)同工作性能研究[D].西安:長安大學(xué),2011.

[12]宋金旭.深梁填充鋼框架滯回性能試驗研究[D].西安:長安大學(xué),2009.