帶填充墻鋼框架抗震性能試驗研究

帶填充墻鋼框架抗震性能試驗研究

1不同模型的選擇蒸壓輕氣混凝土（oac）是鋼結構家庭中常見的墻體材料。目前,鋼框架結構較多采用加氣混凝土砌塊填充墻,對這類結構,我國當前較常見的設計方法是使鋼框架承擔全部豎向和水平荷載,填充墻構件不作為結構的一部分參與工作。然而,實際上填充墻除了起到外圍護墻、內隔墻及樓梯電梯間墻體作用外,從結構角度來看,當鋼框架受水平力作用時,墻體會參與共同抵抗水平力。因此合理的設計方法應適當考慮填充墻為抗側力構件,在設計框架時考慮填充墻的作用。國內外學者提出很多填充墻框架的計算模型:如斜撐框架模型,填充墻元模型和有限元模型。斜撐框架模型比較簡單,將填充墻視為一根與墻同厚度、相當寬度的斜桿鉸接于框架平面,但是沒法模擬墻體的開裂狀態(tài);填充墻元模型中墻體可以進行比較深入的分析,但是也存在著不能模擬框架和墻體之間的柔性連接的缺陷;相比之下,有限元模型能更精確有效地模擬本文所要研究的帶有柔性連接的填充墻鋼框架結構。本文試驗的主要目的在于,通過測試無墻體和帶墻體的鋼框架試驗模型在側向力作用下的變形全過程及其整體承載性能,研究墻體對鋼框架結構強度和剛度的影響,了解節(jié)點的破壞特征,同時考察墻體本身的工作性能。并通過有限元分析的方法,給出這種采用柔性連接的帶輕質填充墻鋼框架結構的抗震彈性層間位移角的建議取值,并給出填充墻鋼框架的抗側剛度簡化計算公式,為填充墻鋼框架結構的設計提供一定參考。2試驗與研究2.1試驗總結2.1.1試驗模型的結構特點本試驗有7個模型,分為兩組對比試驗。模型1a、1b、2和3為一組,都是柱子弱軸位于平面內;模型4、5和6是另一組,都是柱子強軸位于平面內。具體的模型情況及加載情況見表1。在加載過程中,對所有的試驗模型都采用平面外側向支撐體系頂緊框架鋼梁,以防止結構模型在加載過程中發(fā)生平面外側向失穩(wěn)。本試驗模型的框架部分為單跨兩層平面鋼框架結構。結構構件采用焊接H形截面,柱的截面尺寸為H250×200×8×12,梁的截面尺寸為H300×120×6×12。模型尺寸如圖1所示。對于弱軸一組的4榀框架,材料均為Q235B;對于強軸一組的3榀框架,梁為Q345B,柱為Q235B。鋼框架結構的柱腳通過預埋在地梁中的四個螺栓和地梁連接在一起,梁柱構件通過完全焊接連在一起?？蚣艿牡亓簽橐婚L5500mm,高500mm,寬300mm的鋼筋混凝土梁,采用C30級混凝土。2.1.2填充墻填充墻和填充墻的制作為進行試驗對比研究,模型2、3和模型5、6分別在空框架的基礎上砌筑了填充墻,所用砌塊均為120mm厚的A3.5級輕質砂加氣混凝土砌塊,砌塊規(guī)格為600×120×250、300×120×250及600×120×150三種。墻體與結構連接構造見圖2。2.1.3試驗設備及觀察項目本試驗主要研究砌筑內墻及無墻的鋼框架結構在水平單調荷載和低周反復荷載下的工作性能。試驗的測試及觀察項目包括:①結構極限承載力;②關鍵節(jié)點的位移分量;③梁柱端部的應變;④結構加載過程中以及達到承載能力極限狀態(tài)之后的破壞情況;⑤內墻與框架梁柱連接處節(jié)點的連接性能;⑥砌塊墻體裂縫的發(fā)生、開展過程。模型中位移計和應變片的位置如圖3所示。2.1.4動靜態(tài)應變測試試驗在同濟大學靜力試驗室進行。在加載點用液壓伺服作動器施加水平單調及低周反復荷載,采用DH3817動靜態(tài)應變測試分析系統(tǒng)進行自動數(shù)據(jù)采集。7榀框架試驗均采用兩點水平加載,兩個加載點的荷載比值是1∶1。(1)模型4先進行低周反復加載,加載制度見圖4。實際加載時在60kN等級后轉成位移控制;位移為120mm后,單調加載從0直至結構破壞。(2)模型1a、模型2和模型5單調加載,荷載控制加載,每級增量10kN,加到極限荷載的80%后,每級增量5kN,直至破壞。(3)荷載等級后的轉成位移控制低周反復加載,加載制度見圖4。實際加載時模型1b在60kN等級以后增加了荷載等級70kN后轉成位移控制;模型3在60kN等級以后增加了荷載等級70kN、80kN,并在90kN等級后轉成位移控制;模型6完全按照圖4的加載制度加載。2.2荷載和荷載模型1a、1b和模型4均為不帶填充墻的鋼框架模型,試驗最終的破壞現(xiàn)象都是在柱腳的受壓翼緣側出現(xiàn)局部屈曲現(xiàn)象。模型2和模型3都是在荷載較小時,40kN～60kN(極限荷載為137kN)時地梁和下層墻體之間的砂漿出現(xiàn)裂縫;80kN～100kN時,下層墻體出現(xiàn)大的斜裂縫,120kN～極限荷載時,柱腳翼緣受壓側出現(xiàn)輕微壓屈,墻體有剝落現(xiàn)象,部分角鐵折斷。模型5和模型6都是在荷載較小時,50kN～60kN(極限荷載為188kN)時上層墻體開始出現(xiàn)斜裂縫;60kN～70kN時,地梁和下層墻體之間的砂漿出現(xiàn)裂縫;模型5在加載到140kN時,上層墻體出現(xiàn)第二條斜裂縫;165kN時,地梁出現(xiàn)了很多裂縫;180kN時,加載端柱腳受壓側出現(xiàn)略微的受壓屈曲。下層墻體沒有發(fā)生任何破壞。模型6在加載到90mm(位移控制)時,加載端柱腳出現(xiàn)略微壓曲現(xiàn)象。非加載端下層墻體靠近下面梁柱節(jié)點處的發(fā)泡劑脫開,角鐵拉脫,下層墻體出現(xiàn)一條大的斜裂縫。120mm(位移控制)時,下層墻體出現(xiàn)兩條斜裂縫,構成X形。2.3初始剛度對無墻框架加載的影響砌筑了填充砌塊墻體的鋼框架結構和沒有墻體的空框架結構的荷載-位移曲線對比如下面各圖。弱軸一組的對比圖形見圖5和圖6;強軸一組的對比圖形見圖7和圖8。通過對帶砌塊填充內墻的鋼框架結構(模型2和模型5)與空框架結構(模型1a和模型4)的單調加載荷載-位移曲線對比,可以看到砌塊填充墻對鋼框架結構的剛度與承載力有較大影響,弱軸情況會使初始剛度增大40%～50%;承載力增大60%以上;強軸情況會使初始剛度增大45%～60%;承載力增大24%左右。至于圖7中荷載在超過一定數(shù)值時(50kN)有墻框架比無墻框架的剛度要小,主要是因為有墻框架在加載過程中出現(xiàn)了柱腳轉動,將在下文有所分析。通過有墻框架(模型3和模型6)和無墻框架(模型1b和模型4)的滯回曲線的對比發(fā)現(xiàn),在加載的初始階段,墻體對鋼框架提供了比較大的剛度,隨著荷載的增加以及裂縫的出現(xiàn),墻體對框架的作用逐漸減弱。無墻框架的滯回曲線的圖形呈比較豐滿的梭形,而有墻框架的滯回曲線的圖形更接近一個反S形,反映了一定數(shù)量的滑移影響。總體來看,砌塊填充墻體和框架的相互作用可分為三個階段:初始剛度貢獻階段、無效階段及大變形支撐階段。初始剛度貢獻階段墻體和框架粘結得很好,可以共同作用,使框架的整體剛度提高,初始剛度貢獻階段和無效階段的分界荷載取決于墻體和框架之間的構造;無效階段即墻體和框架脫離開,基本上是框架單獨工作,墻體不參與受力;大變形階段時墻體在兩對角形成一支撐桿,對框架的剛度貢獻較大。3柱腳和鋼柱腳連接方式采用ANSYS有限元軟件對本文試驗進行理論分析。鋼框架采用梁單元,砌塊填充墻體選用實體單元,框架和墻體之間選用非線性彈簧單元。圖9是采用了有限元模型計算的模型2節(jié)點56的荷載-位移曲線和試驗結果的對比。試驗模型柱腳的構造如圖10所示。鋼柱和底板完全焊接,螺栓墊板和底板完全焊接,弱軸框架柱腳用4個M30螺栓和地梁相連;強軸框架柱腳用4個M42螺栓和地梁相連。從試驗數(shù)據(jù)來看,這種連接方式有一定的轉角變形。圖11至圖13給出了考慮與不考慮柱腳轉動的模型5、模型3和模型6的節(jié)點56的荷載-位移曲線和試驗結果的對比。4抗層間位移角的確定結構在多遇地震作用下處于彈性工作狀態(tài),其抗震設防要求是結構一般不受損壞或不需要修理仍可繼續(xù)使用。此時可以假定,結構在小震作用下,框架中的嵌砌填充墻沒有出現(xiàn)裂縫。在很多填充墻結構中,填充墻和結構的連接都是剛性連接,這樣的連接方式雖然能給結構提供較大的剛度和承載力,但是墻體卻容易在比較小的變形時就發(fā)生開裂。在本試驗中,填充墻和鋼框架之間采用的是柔性連接,即在填充墻和鋼框架之間留有20mm的空隙,并用發(fā)泡劑填充,這樣的連接方式可以保證墻體在承受比較大的變形后才開始出現(xiàn)裂縫。本文對采用這樣的連接方式的填充墻框架結構進行了參數(shù)分析,考察結構在設計時采取多大的彈性層間位移角限值比較合適。基本結構定為一個單跨兩層平面填充墻框架結構。根據(jù)目前結構中常用的層高情況,設兩層層高相等,且都取為3m。取兩個參數(shù)進行參數(shù)分析,參數(shù)1為框架的高跨比(層高和跨度比值)或者說是墻體的高度和長度之比H/L(0.4～1.0);參數(shù)2為框架的梁柱慣性矩比Ib/Ic(0.5～6),對這兩個參數(shù)取一系列常用的參數(shù)值進行組合,對得到的結構進行彈性極限位移的計算,得到此時的層間位移角,作為采用柔性連接的填充墻鋼框架結構的抗震彈性層間位移角限值。各種組合的參數(shù)以及得到的最小層間位移角見表2。根據(jù)試驗數(shù)據(jù),可以得到試驗模型2(框架柱弱軸位于平面內的填充墻框架單調加載)和試驗模型5(框架柱強軸位于平面內的填充墻框架單調加載)墻體初始開裂時的層間位移角分別為1/242和1/206,模型2的梁柱剛度比為4.4;模型5的梁柱剛度比為0.93,模型2和模型5的高跨比均為0.52,根據(jù)這兩組數(shù)據(jù)查表2,對于模型2來說,查表得到的相對應的層間位移角應該介于1/276和1/289之間,而實測值是1/242;對于模型5來說,查表得到的相對應的層間位移角應該介于1/238和1/251之間,而實測值是1/206。相比之下,試驗測得的開裂層間位移稍微偏大一些,沒有落在查表得到的層間位移角的范圍內,這主要是由于在砌筑試驗模型的墻體時,墻體和框架柱之間的空隙大小不是很均勻,因而發(fā)泡劑的厚度也不能控制得很均勻的緣故?？偟膩碚f,試驗數(shù)據(jù)還是比較好地驗證了理論分析結果的正確性。從表2可以看出:(1)梁柱剛度比越大,在同樣的層間位移條件下,墻體分擔的剪力和壓力越多,越容易開裂,因而結構層間位移角越小。(2)高跨比越大,結構的層間位移角越小。文獻第5.5.1條表5.5.1規(guī)定了一些結構形式的抗震變形驗算的彈性層間位移角限值。對于多、高層鋼結構,此限值為1/300。對于本文研究的填充墻框架結構,如果要求小震下墻體不開裂,則建議抗震變形驗算的彈性層間位移角限值宜取為1/350。5砌體填充墻框架結構,k.填充墻對鋼框架結構抗側剛度的提高程度有多大,是個比較復雜的問題。很多科研人員做了很多填充墻框架的試驗,從材料上看,框架有鋼筋混凝土框架、鋼框架,填充墻有鋼筋混凝土砌體、磚砌體;從試驗比例來看,有足尺模型、縮尺模型;從開洞情況來看,填充墻有的開洞,有的沒有開洞;從框架和墻體的連接方式看,有的連接偏于剛性,有的連接偏于柔性。因而從這些試驗得到的數(shù)據(jù)中有的填充墻對框架剛度提高達3～4倍,有的只提高不到一倍。甚至只有百分之十幾,百分之二十幾。從試驗數(shù)據(jù)的離散性可以看出,填充墻框架結構的工作性能比較復雜,但是作者認為影響填充墻鋼框架結構這個體系的總剛度的因素有三:框架的剛度,填充墻的剛度以及二者之間的連接彈簧剛度,為此,建立了一個簡單的模型(圖14)。模型系統(tǒng)中包括框架的剛度kf,填充墻的剛度kw以及連接彈簧剛度ks。根據(jù)該模型系統(tǒng)的受力和變形關系可得填充墻鋼框架結構的總剛度Kfw為:Kfw=kw?kskw+ks+kf(1)Κfw=kw?kskw+ks+kf(1)根據(jù)試驗數(shù)據(jù),可得連接彈簧剛度為1200～3000kN/m(與發(fā)泡劑的厚度以及均勻程度有關),墻體剛度根據(jù)下列公式計算kw=GwAw1.2H(2)kw=GwAw1.2Η(2)其中,Gw為墻體剪切模量;Aw為墻體水平受剪面積;H為墻體高度?？湛蚣軇偠瓤蓮脑囼灁?shù)據(jù)中得到,這樣就可以計算出整個填充墻鋼框架的剛度。根據(jù)公式(1),計算試驗模型2和試驗模型5的填充墻框架剛度,各計算數(shù)據(jù)和試驗數(shù)據(jù)列于表3。從表3可以看出按照上面提出的簡化公式計算得到的填充墻框架的總剛度的變化范圍與試驗數(shù)據(jù)還是比較吻合的,試驗數(shù)據(jù)得到的填充墻框架剛度落在使用簡化公式計算的剛度范圍之內,驗證了剛度簡化公式的有效性和可靠性。6砌體填充墻框架結構模擬分析(1)通過7榀單跨兩層帶墻及不帶墻鋼框架結構的模型試驗以及對帶砌塊填充內墻的鋼框架結構與空框架結構的單調加載荷載-位移曲線對比,可以看到填充了砌塊內墻的結構要比空框架結構的剛度和承載力都有不同程度的增大。(2)通過有墻框架和無墻框架的滯回曲線的對比發(fā)現(xiàn),在加載的初始階段,墻體對鋼框架提供了比較大的剛度,隨著荷載的增加所造成的墻體裂縫的出現(xiàn),墻體對框架的作用逐漸減弱。無墻框架的滯回曲線的圖形呈比較豐滿的梭形,而有墻框架的滯回曲線的圖形更接近一個反S形,反映了墻體開裂后的滑移影響。(3)通過ANSYS有