波纹钢板覆面冷弯薄壁型钢龙骨式复合墙体抗剪性能研究进展
2018-12-03 09:52:02

摘要:近期研究表明在高风带和地震易发地带,波纹钢板覆面的冷弯薄壁型钢龙骨式剪力墙是一种很有发展潜力的新型抗侧力结构体系。最近在北德克萨斯州大学对覆波纹钢板冷弯薄壁型钢龙骨式剪力墙进行了大量试验研究,试验包括组合墙体在水平单调加载和循环反复加载下的抗剪性能试验。本文对已有研究成果进行总结,具体内容包括对墙体抗剪性能的试验研究和有限元模拟,以及对整体房屋体系的抗震性能评估。本文以表格的形式给出了风荷载和地震荷载作用下覆波纹钢板冷弯薄壁型钢龙骨式剪力墙的抗剪强度建议值。并通过对六个不同建筑原型进行增量动力时程分析,得到了抗震性能设计的三个主要参数。

关键词:冷弯型钢;波纹钢板覆面板;抗剪承载力;试验研究;有限元分析;抗震性能评估

1 引言

覆波纹钢板的冷弯薄壁型钢龙骨式剪力墙是基于最近研究提出的一种新型抗侧力结构体系。早在2004年,Fülop和Dubina对三种不同覆面板材料的墙体试件进行了试验研究,其中就包括覆面板为LTP20/0.5波纹钢板的剪力墙。试验结果表明波纹钢板覆面的墙体在侧向荷载作用下表现的像一块刚体,墙体结构能够有效地承担侧向剪力。2007年,Stojadinovic和Tipping[2]对44组单面或双面覆波纹钢板的剪力墙进行了循环往复加载试验。所有墙体试件均采用14.3mm肋高的Shallow-Verco波纹钢板。然而,与常规的龙骨式剪力墙不同的是,在Stojadinovic和Tipping的试验中,所有试件墙体的边立柱均采用截面尺寸为152×102×9.5mm的热轧方钢管(HHS)进行了加固。这种做法避免了边立柱的破坏,并且不需要再另外设置抗拔件。基于已有试验结果,作者给出了风荷载和地震荷载作用下覆波纹钢板剪力墙的名义抗剪强度值。

北德克萨斯州大学(University of North Texas)最近针对此课题展开了试验研究。Yu等人[3]利用ICC-ES AC 130[4]中给出的的标准试验方法对该种覆波纹钢板剪力墙进行了试验研究。试验结果发现,与采用平钢板、胶合木板或定向刨花板等传统覆面材料的墙体相比,波纹钢板覆面的剪力墙有更高的抗剪强度和初始刚度。覆波纹钢板剪力墙的延性则和其他覆面板材料的墙体接相近。为了提高墙体的延性并且避免覆面板的破坏,Yu等人[5,6]提出了在波纹钢板面板上开洞的想法。他们对不同孔洞直径的开圆孔剪力墙、不同开缝长度的水平开缝及竖直开缝剪力墙进行了试验研究。通过对不同开洞形式墙体试验结果的对比分析,Yu等人得到的结论是:数量较、尺寸小的开缝剪力墙在初始刚度、抗剪强度和延性方面均表现良好。Mahdavian[7]对波纹钢板面板镶嵌在墙体骨架内侧的新型剪力墙结构进行了进一步的研究,她的学位论文对共计36个墙体试件的试验结果进行了总结。为了研究竖向荷载的影响,并首次观测承重墙的抗震性能,Zhang等人[8]对水平荷载和竖向/重力荷载同时作用下的一系列覆波纹钢板剪力墙足尺试件进行了试验研究。试验包括4个剪力墙试件和4个承重墙试件。对这些试件同时进行了水平单调加载和循环往复加载试验。试验结果表明:在施加的适量水平重力荷载作用下,剪力墙的抗剪强度和初始刚度略有增加;在整体结构的抗侧性能分析中,不应忽略承重墙作为抗侧力单元的贡献。文章同时对设置有覆波纹钢板剪力墙的冷弯薄壁型钢整体房屋结构进行了增量动力时程分析(IDA),得到了相应的抗震性能系数。

综上所述,目前围绕覆波纹钢板剪力墙抗剪承载力的相关研究已初有成果。本文对之前在北德克萨斯州大学的试验研究成果进行了总结,并进行了相关的补充试验;利用ABAQUS[9]软件对墙体试件进行有限元分析,补充和完善了相关试验数据,并根据试验结果和有限元分析结果,给出了风荷载作用下和地震荷载作用下覆波纹钢板剪力墙的抗剪承载力设计建议值;通过对六个不同建筑原型进行增量动力时程分析,对整体房屋体系的抗震性能进行评估,得到了抗震性能设计的三个主要参数。

2 试验研究

2.1 试验概况

表1给出了文献[3]、文献[5-8]中的试验结果以及本文进行的相关补充试验数据。文献中剪力墙试件的高度均为2440mm(8ft.),宽度为610mm~1830mm(2~6ft.)不等,墙体高宽比为3:4,2:1或4:1。钢龙骨构件采用Steel Studs Manufacturers Association (SSMA)提供的立柱和导轨。边立柱为双柱截面,中间立柱使用单根C型截面。每个试件设置有两个Simpson Strong-Tie®抗拔件,两侧边立柱各一个。

覆面板由三块波纹钢板组合而成,采用No.12×25.4 mm(1 in.)六角头型(HWH)自攻自钻螺钉固定在墙体试件一侧。需要指出的是,0.69mm(22gage)厚的波纹钢板源于两个不同的制造商,因此有两种不同的规格。这两种波纹钢板的外形尺寸如图1所示,表2给出了这两种面板的截面特性。可以看出,两种波纹钢板截面特性差别并不明显(相差小于10%),因此后续的分析中不考虑由截面特性不同而产生的影响。限于波纹钢板的外形尺寸,Vulcraft波纹钢板覆面的剪力墙的螺钉间距以64mm(2.5in.)为模数,Verco波纹钢板覆面的剪力墙的螺钉间距以76mm(3in.)为模数。具体的墙体构造如图2所示。

为得到实际的材料特性,对相关构件进行了材性试验。每个构件取三个试样进行试验,试验结果的平均值见表3。

2.2 破坏模式

试验结果表明,尽管波纹钢板的规格和螺钉间距不同,高宽比不超过2:1(高宽比为4:3和2:1)的剪力墙在水平荷载作用下的破坏机理相似。观察到的破坏模式是底部面板的剪切屈曲变形,从而导致边立柱处面板从螺钉头处被撕裂。加载后期,对于尺寸为2.44m×1.22m(8 ft.×4ft.)的剪力墙试件,可以看到面板水平拼缝处的螺钉被拔出,边立柱和底部导轨有轻微局部屈曲;而对于2.44m×1.83m(8 ft.×6ft.)剪力墙试件,可以看到水平拼缝处有明显的螺钉失效破坏,表现为沿整条拼缝的螺钉被拔出,出现“解扣”现象,导致底部面板与墙体骨架分离。尺寸为2.44m×1.22m(8 ft.×4ft.)和2.44m×1.83m(8 ft.×6ft.)的剪力墙在循环往复加载条件下的变形分别如图3和图4所示。高宽比为4:1,即尺寸为2.44m×0.61m(8 ft.×2ft.)的剪力墙试件的破坏模式主要表现为底部面板在螺钉头处的撕裂破坏。峰值荷载过后可以看到底部导轨有畸变屈曲变形出现。整个加载过程没有出现明显的面板剪切屈曲现象。尺寸为2.44m×0.61m(8 ft.×2ft.)的剪力墙在循环往复加载下的变形如图5所示。

根据试验结果分析得到了每个墙体试件的性能参数,如表4所示。表中数据包括峰值荷载Pmax,峰值荷载处的水平位移Δmax,初始刚度K,以及延性系数μ。其中,延性系数是根据北美冷弯薄壁型钢规范AISI S240-2015[10]中的等效能量法(EEEP)计算得到的。

3 有限元分析

3.1 建模方法和分析模型结果验证

利用ABAQUS[9]软件对覆波纹钢板的龙骨式剪力墙进行数值分析。本文的建模方法参照Mahdavian等人[11]的建模方法。墙体钢骨架构件和波纹面板均采用S4R壳单元进行模拟。材料特性基于前述的材性试验数据。覆面板与墙体骨架、覆面板与覆面板的连接采用ABAQUS里的Spring2单元来模拟。Spring2单元是在两点之间建立弹簧,作用方向沿某一固定方向,用户可根据需要自定义此方向。每个螺钉用3个弹簧单元来模拟,包括一个轴向弹簧和两个剪切弹簧。弹簧刚度采用文献[11]中的连接试验结果。因为试验过程中没出现墙体钢骨架之间的连接破坏,因此有限元模拟时立柱与立柱,及立柱与导轨的连接采用绑定约束来模拟。在墙体钢骨架和波纹钢板之间设置面接触以防止覆面板变形穿透墙体骨架,接触特性考虑切向无摩擦和法向硬接触。

为验证有限元模型的正确性,将有限元分析结果与试验结果进行比较。选取文献[6]中的试件12进行分析。试件12采用Vulcraft型波纹钢板,墙体周边螺钉间距为64mm(2.5in.)。试验中,其主要的破坏模式为波纹钢板的剪切屈曲和随之发生的螺钉连接破坏。在FE模型中观察到了相同的破坏模式,如图6所示。两者荷载-位移曲线的对比如图7所示,从图中可以看出ABAQUS模型在峰值荷载之前与试验结果吻合很好,而且有限元分析得到的初始刚度和足尺试验得到的初始刚度相当。表7地震荷载作用下剪力墙的名义抗剪强度建议值(kN/m)

3.2 补充分析

为了补充和保证试验数据的完整性,利用ABAQUS对覆0.69mm(27mil.)厚波纹钢板的2.44m×0.61m(8 ft.×2ft.)剪力墙和覆0.46mm(18mil.)厚波纹钢板的2.44m×1.22m(8 ft.×4ft.)剪力墙进行了模拟。分析结果如表5所示。

4 名义抗剪强度

墙体的名义抗剪强度取相同试验结果的平均值。风荷载作用下墙体的名义抗剪强度是基于水平单调加载试验和有限元分析确定的。地震荷载作用下墙体的名义抗剪强度是基于循环往复加载试验确定的。对于循环加载的情况,名义抗剪强度取滞回曲线中正负象限峰值荷载的平均值。

根据ASCE 7-16[12]和IBC-15[13],结构的容许层间位移角为1/40。对于峰值荷载点位移超过1/40层高(如61mm,2.4in.)的剪力墙,取位移为61mm(2.4in.)处的荷载值为名义抗剪强度值。表6和表7给出了建议的名义抗剪强度值。

5 抗震性能评估

5.1 原型建筑

不同的原型建筑是用来反映不同的设计参数和建筑属性。本次研究中对不同场地(抗震设防烈度)、不同房屋类型、不同房屋高度(层数)的总共六个建筑原型进行了分析,具体参数如表8所示。文章一共考虑了两种基本类别的房屋:第一个是典型的酒店建筑,平面尺寸为20.30m×15.19m,剪力墙位于结构的两个纵向和角落位置,承重墙优先设置在建筑结构的内部;第二个来源于NEES-CFS报告[14]中的办公楼建筑,采用了大空间的概念设计理念,即所有的剪力墙和承重墙都沿结构外围设置,办公楼建筑的平面尺寸为15.2m×7m。这两个建筑原型的平面布局如图8所示。

本次研究中考虑的楼层数目为2到5层。所有建筑结构原型的抗震设计类别(SDC)都采用ASCE 7-16[12]中的D类类别。短周期下的最大考虑地震(MCE)谱加速度系数Sms,对于酒店建筑取1.5g,对办公楼建筑取1.39g。设计时采用荷载抗力系数设计法(LRFD),抗震性能参数参照ASCE 7-16[12]中对于覆平钢板剪力墙结构体系的规定,取R = 6.5和Ω = 3.0。参数取值的正确性有待后文进一步证实。

5.2 数值模拟

根据ASCE 7-16[12]对建筑结构原型进行设计。假定水平向地震作用力全部由剪力墙承担。首先确定楼层总剪力值及剪力沿各层的分布,然后确定剪力墙的长度及各剪力墙分配到的剪力。剪力墙的承载力是基于文献[8]的试验结果,抗力分项系数参照AISI S400[16]的相关规定取φ = 0.6。

对整体房屋体系的有限元分析中采用的是非线性动力分析软件OpenSees[17]。图9是利用OpenSees软件建立的2层整体结构的有限元模型示意图。根据文献[8]的研究结果,整体结构的抗侧性能分析不应忽略承重墙对抗侧力的贡献。因此本文的房屋结构模型中也包括对承重墙的模拟。办公楼建筑的承重墙主要布置在建筑结构外围,方便内隔墙的灵活布置。对于酒店建筑,承重墙主要设置在房屋内侧,使得建筑外围能够设置较大的窗洞满足采光需求。需指出的是上述的结构布局方式对有限元模拟来说是合理且保守的。

5.3 非线性静力推覆分析

评估结构抗震性能的方法中,非线性静力推覆分析(pushover analysis)是一种较为简单实用的分析方法,它是按某一种水平加载方式,在结构上施加单调递增的荷载,逐步使结构到达指定的目标位移,以获得整体结构的非线性pushover曲线。本文中Pushover分析的目的是为了确定结构整体的位移延性系数μT和结构超强系数Ω0。结构超强系数Ω0为结构所能承受的最大地震力Vmax与设计地震力Vdesign的比值,而基于周期的位移延性系数μT是结构顶部极限位移δu与有效屈服位移δy,eff的比值。对6各建筑原型进行pushover分析的结果见表9。

5.4增量动力时程分析

非线性时程分析是增量动力时程分析(IDA)方法的核心,该方法将一系列地震波输入到结构中,得到相对应的结构响应参数(Damagemeasure, DM)。对于每一条地震动输入,逐步增大地震动强度(Ground motion intensity measure, IM)直至结构发生倒塌破坏。通过绘制结构性能参数DM与地震动强度IM的曲线,来研究结构在地震作用下损伤破坏的全过程。层间位移是常见的结构性能参数DM之一,结构基本周期对应的加速度谱值则是典型的地震动强度参数之一(IM)。为避免不同地震波引起的偏差,地震波选用时需采用规定的地震波作为地震激励输入。FEMA P695[15]给出了两组建议的地震波用于倒塌概率评估,分别为远场地震记录与近场地震记录。抗倒塌储备系数(Collapse margin ratio, CMR)是评价结构设计抗倒塌安全性的主要参数。将倒塌概率为50%时对应的加速度反应谱值(即一半的结构在此地震动强度下发生倒塌)定义为中值倒塌谱加速度(SCT),将美国规范建议的最大考虑地震下的地震动强度定义为SMT,则SCT和SMT的比值就是抗倒塌储备系数CMR。整体房屋模型典型的IDA曲线和倒塌易损性曲线如图10所示。

6 抗震性能系数评估

6.1 超强系数Ω0的计算

根据FEMA P695[15],结构设计中所选用的超强系数Ω0不应小于每个性能分组平均值的最大值,并且在实际使用中,超强系数Ω0的上限值为3.0。从表9可以看出两个性能组结构的超强系数Ω0的平均值分别为6.23和3.61,最大值为6.23。由于本次研究中两个分析组的超强系数平均值都超过了3.0,因此对本文所研究的覆波纹钢板剪力墙房屋建议结构超强系数取Ω0 = 3.0。

6.2 结构响应修正系数R的计算

房屋结构的抗倒塌性能受各种不确定性因素的影响。为了考虑采用的地震波频谱特性(反应谱形状)的影响,FEMAP695[15]规定利用反应谱形状系数(SSF)对CMR进行修正。对于每个房屋结构原型,将CMR和SSF相乘可以得到修正的抗倒塌储备系数(Adjusted collapse margin ratio, ACMR)。表10中列出了对6个建筑原型进行IDA分析得到的数据结果,包括中值倒塌谱加速度SCT,抗倒塌储备系数CMR,修正后的抗倒塌储备系数ACMR。并将其与FEMA P695[15]中给出的ACMR容许值进行对比。FEMA P695[15]规定,对于每一个建筑原型,计算得到的ACMR应大于倒塌概率为20%时对应的抗倒塌储备系数,即ACMRi≥ACMR20%;对于每一性能分组,计算得到的ACMR的平均值应大于倒塌概率为10%时对应的抗倒塌储备系数,即ACMR≥ACMR10%。从10中的结果可以看出,本文对6个建筑原型进行IDA分析的结果均满足FEMAP695的要求。因此,对这种新型的覆波纹钢板的房屋结构体系取R = 6.5是可以保证的。

表10 IDA分析结果

6.3 位移放大系数Cd的计算

位移放大系数Cd可根据结构响应修正系数R以及结构的有效阻尼比按下式确定:

Cd=R/BI

式中BI是非线性阻尼系数,可根据ASCE 7[12]中的表18.6.1得到。假定覆波纹钢板冷弯薄壁型钢剪力墙结构的固有阻尼为5%,则阻尼系数BI为1.0,结构位移放大系数Cd为6.5。然而,对覆波纹钢板冷弯薄壁型钢剪力墙房屋结构固有阻尼的取值还有待考究。根据Shafer[18]的试验结果,覆木板冷弯薄壁型钢结构房屋体系的结构阻尼比为4%到9%不等。因此本次研究中取固有阻尼为5%可认为是相对保守且合理的。

7 结论

本文对之前的试验研究成果进行了分析和总结,对覆波纹钢板的冷弯薄壁型钢龙骨式剪力墙进行了补充试验,并利用ABAQUS[9]对墙体的抗侧性能进行了有限元分析。基于试验结果和有限元分析结果得到了风荷载和地震荷载作用下覆波纹钢板剪力墙的抗剪承载力建议值。

利用OpenSees软件[17]对设置有覆波纹钢板剪力墙的冷弯薄壁型钢整体房屋结构进行非线性有限元分析,包括对6个房屋结构原型进行了静力推覆分析和增量动力时程分析,并按照FEMA P695[15]的方法对这些结构原型进行抗震性能评估。结果表明,对这种新型的剪力墙体系采用抗震性能系数R = Cd = 6.5和Ω = 3.0是合理的。本文提出的针对覆波纹钢板剪力墙的三个抗震性能系数,与现有的覆平钢板和木面板的剪力墙结构取值比较接近。当然三个抗震性能系数的取值尚需经过专家审核并审核通过后,才能用到实际的结构设计当中。本文旨在为将来有关这种新型剪力墙体系的规范编制提供分析依据。

张文莹,Mahsa Mahdavian,虞 诚
TAGS标签201812   海外新奇
人物专访

沈雯俊总经理

浙江赛腾新型建材有限公司

中国沥青瓦行业的领头羊

陈禄如

中国钢结构协会专家委员会名誉主任陈禄如

心系钢构 学者风范

董志辉

河北阳地钢装配式房屋有限公司

中国装配式建筑与乡村振兴战略融合高峰论坛

刘进

中国一冶钢构公司

“幸福企业”是奋斗出来的

头条信息
  • 何华武:上海至杭州有望
  • 国产量子雷达已获重大
编辑推荐
点击排行
评论排行