內填冷彎薄壁型鋼組合墻體鋼框架體系滯回性能研究

李 蕾,蘇明周

(西安建筑科技大學土木工程學院,陜西西安710055)

0 引 言

冷彎薄壁型鋼房屋體系是由輕型木結構發展而來,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構而形成的新型住宅結構體系。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,自攻螺釘的類型、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構進行了振動臺及現場試驗,主要研究了低層結構體系的抗震性能。隨著建造技術的提升,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,但是目前國內外對多層冷彎薄壁型鋼結構體系鮮有研究,僅文獻[11]對多層結構體系中鋼框架與組合墻體的協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構體系即內填冷彎薄壁型鋼組合墻體鋼框架體系受力性能進行研究,分析其在循環荷載下的滯回曲線、骨架曲線和能量耗散系數,從而研究該結構體系的耗能能力、剪力分配和耗能分配,為該結構體系的抗震設計提供參考。

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構,本文模型的尺寸均取實際結構的常用尺寸。鋼框架選擇時,取原型結構為5層的框架結構,柱網布置為6 000 mm×6 000 mm,層高3 000mm,基本風壓0.35 kN/m2。抗震設防烈度8度(設計基本地震加速度值為0.2 g),二類場地。經過對該結構內力的對比分析,首層的結構內力最大,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:一側為10 mm厚石膏板,一側為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,內部取為300mm。墻體骨架材料規格如表1所示。

表1 墻體骨架材料規格

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,有限元分析結果與實驗結果吻合較好,在此基礎上,建立本文的有限元模型。框架梁柱均采用shell181單元,材料采用Von Mises屈服準則,應力-應變關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軌、石膏板和OSB板均采用shell181單元,墻體骨架立柱和上下導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;石膏板的應力-應變關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板的應力-應變關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點和墻體上導軌腹板中心節點的所有自由度,組合墻體和框架兩邊的柱連接時,將墻體邊立柱外側腹板的中心節點和框架柱翼緣的中心節點的自由度進行耦合;為了消除應力集中影響,將柱頂板所有節點的豎向自由度UZ耦合;將柱外翼緣在梁高范圍內的所有節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,約束下導軌和墻架立柱下部端節點的豎向自由度,并約束下導軌與地梁連接處節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指結構體系的屈服位移。

圖1 滯回加載制度

2 滯回曲線和耗能能力

內填冷彎薄壁型鋼組合墻體鋼框架體系循環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,結構處在彈性階段,荷載-位移呈直線關系;隨著位移的增大,結構逐漸進入彈塑性階段,結構剛度降低,荷載位移曲線呈現非線性,曲線斜率減小;加載到屈服后卸荷時,卸荷至零,出現殘余變形,接著施加反向荷載時,曲線指向上一循環中滯回環的最高點,曲線斜率較上一循環有所降低,出現剛度退化現象,但是,在同一級荷載下,三次循環得到的荷載位移曲線幾乎重合,結構體系的剛度基本不退化。整體看來,滯回曲線為梭形,沒有出現捏攏現象,滯回環較飽滿,隨著加載級的增大越來越飽滿。

根據該結構體系滯回計算的結果做出各加載級的能量耗散系數如表2所示。隨著加載級的增大,能量耗散系數E不斷增大,結構耗能能力不斷增強。

圖2 滯回曲線

表2 不同加載級能量耗散系數

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量不斷增加,所以該結構體系在控制位移之前的承載力沒有發生退化。通過骨架曲線計算結構有限元分析的關鍵點數據如表3所示。

4 剪力分配

循環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的剪力值相差不多;加載初期,組合墻體承擔的剪力較大,隨著位移的增大,組合墻體的剪力分擔率下降,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 各構件剪力分配

表3 骨架曲線關鍵點數據

5 耗能分配

該結構體系中,由于鋼框架和組合墻體的剛度退化規律不同,導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較大,耗能能力較好,加載到結構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Ef遠遠大于組合墻體的能量耗散系數Ew達到4.46,成為該結構體系的主要耗能構件,具體數值見表4。

圖5 各構件的剪力分擔率

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

6 結 論

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

(1)該結構體系的滯回環飽滿,隨著加載級的增大,能量耗散系數不斷增大,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件;

(2)該結構體系中,滯回加載下,組合墻體的剪力分擔率從初始的52%降低到相應于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率從初始的48%增加到相應于15 mm左右位移的50%之后逐漸減小,最終減小到26%。

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