李 蕾,苏明周

(西安建筑科技大学土木工程学院,陕西西安710055)

0 引 言

冷弯薄壁型钢房屋体系是由轻型木结构发展而来,以镀锌冷弯薄壁型钢骨架和轻型板材共同作为承重和围护结构而形成的新型住宅结构体系。文献[1-6]对冷弯薄壁型钢组合墙体的抗剪性能进行了研究,分析了墙面板类型,自攻螺钉的类型、大小和间距,加载方式,墙体开洞等影响因素对抗剪承载力的影响,文献[7-9]对低层冷弯薄壁型钢房屋结构进行了振动台及现场试验,主要研究了低层结构体系的抗震性能。随着建造技术的提升,近几年在美国已建成了多层冷弯薄壁型钢房屋,出现了对局部几层采用热轧型钢进行加强等建造方法[10],显而易见,在我国,多层住宅比低层住宅具有更广阔的市场,但是目前国内外对多层冷弯薄壁型钢结构体系鲜有研究,仅文献[11]对多层结构体系中钢框架与组合墙体的协同工作性能进行了探讨,鉴于此,本文采用ANSYS有限元软件对多层结构体系即内填冷弯薄壁型钢组合墙体钢框架体系受力性能进行研究,分析其在循环荷载下的滞回曲线、骨架曲线和能量耗散系数,从而研究该结构体系的耗能能力、剪力分配和耗能分配,为该结构体系的抗震设计提供参考。

1 有限元模拟

1.1 研究对象

由于组合墙体所采用的冷弯薄壁型钢骨架的尺寸限制,为了更精确地模拟实际结构,本文模型的尺寸均取实际结构的常用尺寸。钢框架选择时,取原型结构为5层的框架结构,柱网布置为6 000 mm×6 000 mm,层高3 000mm,基本风压0.35 kN/m2。抗震设防烈度8度(设计基本地震加速度值为0.2 g),二类场地。经过对该结构内力的对比分析,首层的结构内力最大,因此选择该楼层中较典型的一榀框架作为研究对象,利用PKPM确定框架的初始尺寸,并且计算出框架梁柱上承担的荷载值。框架尺寸为6 200 mm×3 175 mm,框架梁选用HN350×175×7×11,柱选用HW200×200×8×12,梁柱均采用Q235钢。组合墙体尺寸为6 000 mm×3 000 mm,双面覆板:一侧为10 mm厚石膏板,一侧为12 mm厚OSB板(定向刨花板),墙架中间立柱采用单根C型冷弯薄壁型钢,边立柱采用两根C型冷弯薄壁型钢构件通过自攻螺钉连接形成的合抱柱,墙架立柱间距为600 mm,墙面板和墙体骨架通过自攻螺钉连接,在墙体周边和墙面板的竖向拼缝处的自攻螺钉间距取为150mm,内部取为300mm。墙体骨架材料规格如表1所示。

表1 墙体骨架材料规格

1.2 有限元模型建立

分别对参考文献[6]编号为BX-5的试件和参考文献[12]中的纯框架PF试件进行了有限元模拟,有限元分析结果与实验结果吻合较好,在此基础上,建立本文的有限元模型。框架梁柱均采用shell181单元,材料采用Von Mises屈服准则,应力-应变关系按照多线性随动强化输入,梁柱材料特性为:弹性模量E=2.0×105N/mm2,屈服强度fy=235 N/mm2,强化段切线模量Et=0.01E,抗拉强度fu=375N/mm2;墙体骨架立柱和上下导轨、石膏板和OSB板均采用shell181单元,墙体骨架立柱和上下导轨采用理想弹塑性模型,材料特性为:弹性模量E=2.0×105N/mm2,屈服强度fy=235 N/mm2,泊松比ν=0.3;石膏板的应力-应变关系按多线性随动强化输入,抗弯弹性模量E=1 070 N/mm2,抗拉强度ft=0.66 N/mm2,泊松比 ν=0.23;OSB板的应力-应变关系按多线性随动强化输入,抗弯弹性模量E=3 500N/mm2,抗拉强度ft=7.86N/mm2,泊松比ν=0.3。墙体龙骨与OSB板之间的连接件(自攻螺钉)采用非线性连接单元COMBIN39单元模拟,通过弹簧单元来传递墙体骨架与面板之间的剪力,建立有限元模型如图1所示。

1.3 边界条件及荷载施加

组合墙体和钢框架的连接模拟如下:在墙体上部和框架梁连接时,耦合钢框架翼缘中心节点和墙体上导轨腹板中心节点的所有自由度,组合墙体和框架两边的柱连接时,将墙体边立柱外侧腹板的中心节点和框架柱翼缘的中心节点的自由度进行耦合;为了消除应力集中影响,将柱顶板所有节点的竖向自由度UZ耦合;将柱外翼缘在梁高范围内的所有节点沿水平加载方向的自由度UY耦合;施加梁中心线高度的面外UX约束。在墙体的脚部约束与抗拔件相连的立柱的下部节点的竖向自由度来模拟抗拔件的作用;在墙体的底部,约束下导轨和墙架立柱下部端节点的竖向自由度,并约束下导轨与地梁连接处节点的三个平动自由度;约束框架柱底的所有自由度,形成固定端。

水平荷载的施加采用图1所示的位移加载制度,其中 σy指结构体系的屈服位移。

图1 滞回加载制度

2 滞回曲线和耗能能力

内填冷弯薄壁型钢组合墙体钢框架体系循环加载得到的滞回曲线如图2所示。由图2可以看出,在加载初期,结构处在弹性阶段,荷载-位移呈直线关系;随着位移的增大,结构逐渐进入弹塑性阶段,结构刚度降低,荷载位移曲线呈现非线性,曲线斜率减小;加载到屈服后卸荷时,卸荷至零,出现残余变形,接着施加反向荷载时,曲线指向上一循环中滞回环的最高点,曲线斜率较上一循环有所降低,出现刚度退化现象,但是,在同一级荷载下,三次循环得到的荷载位移曲线几乎重合,结构体系的刚度基本不退化。整体看来,滞回曲线为梭形,没有出现捏拢现象,滞回环较饱满,随着加载级的增大越来越饱满。

根据该结构体系滞回计算的结果做出各加载级的能量耗散系数如表2所示。随着加载级的增大,能量耗散系数E不断增大,结构耗能能力不断增强。

图2 滞回曲线

表2 不同加载级能量耗散系数

3 骨架曲线

骨架曲线如图3所示。由于组合墙体中的连接模拟采用弹簧单元,根据弹簧单元的受力特点:其承载力达到最大值后即保持不变,而达到最大承载力的弹簧单元的数量不断增加,所以该结构体系在控制位移之前的承载力没有发生退化。通过骨架曲线计算结构有限元分析的关键点数据如表3所示。

4 剪力分配

循环加载过程中钢框架和组合墙体的剪力分配见图4和图5所示。由图4、图5可以看出,正反两个方向加载时,钢框架和组合墙体分担的剪力值相差不多;加载初期,组合墙体承担的剪力较大,随着位移的增大,组合墙体的剪力分担率下降,下降到最低点后又开始上升;而钢框架正好相反。组合墙体的剪力分担率从初始的52%降低到17 mm左右位移时的50%之后逐渐增大,最终达到74%;而钢框架的剪力分担率从初始的48%增加到17 mm左右位移时的50%之后逐渐减小,最终减小到26%。

图3 骨架曲线

图4 各构件剪力分配

表3 骨架曲线关键点数据

5 耗能分配

该结构体系中,由于钢框架和组合墙体的刚度退化规律不同,导致两者的耗能性能也有差异,本文提取出钢框架和组合墙体各自的滞回环如图6所示。由图6可以看出:在加载初期,组合墙体的能量耗散系数较大,耗能能力较好,加载到结构达到屈服位移时开始,钢框架的能量耗散大于组合墙体的能量耗散,加载后期,钢框架的能量耗散系数Ef远远大于组合墙体的能量耗散系数Ew达到4.46,成为该结构体系的主要耗能构件,具体数值见表4。

图5 各构件的剪力分担率

图6 钢框架和组合墙体的滞回曲线

表4 框架和组合墙体的能量耗散系数

6 结 论

本文采用ANSYS有限元软件对内填冷弯薄壁型钢组合墙体钢框架体系进行水平循环加载模拟,得出如下结论:

(1)该结构体系的滞回环饱满,随着加载级的增大,能量耗散系数不断增大,耗能能力良好;加载初期主要由组合墙体耗散能量,加载后期,钢框架为主要的耗能构件;

(2)该结构体系中,滞回加载下,组合墙体的剪力分担率从初始的52%降低到相应于15 mm左右位移的50%之后逐渐增大,最终达到74%;而钢框架的剪力分担率从初始的48%增加到相应于15 mm左右位移的50%之后逐渐减小,最终减小到26%。

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