住宅结构论文：住宅抗震性能评估分析(共5195字)

本文作者：李元齐、刘飞、沈祖炎、申林、秦雅菲 单位：同济大学建筑工程系、中国建筑标准设计研究院、蓝璀建筑钢结构(上海)有限公

本文通过对屈服强度550MPa的新型超薄壁型钢龙骨式复合墙体作为承重体系的两层钢结构住宅足尺模型振动台试验，研究其动力特性和在强震作用下的抗震性能，以检验其在不同抗震设防标准地区的适用性。

试验概况

1模型设计和制作。为准确模拟高强超薄壁冷弯型钢结构在地震作用下的实际响应，试验采用了足尺模型。试验在中国建筑科学研究院抗震试验室振动台上进行。模型平面总尺寸为4m×6m，两层单跨，结构总高6.915m，平面和立面布置及基本尺寸见图1a、1b。结构墙体立柱截面为C7575，楼面梁截面为C20019，屋架弦杆截面为C7510，屋架腹杆截面为C7575，截面尺寸见图1c。材料均为屈服强度550MPa钢材(以下简称“LQ550”)，截面形状如图1d所示。龙骨式复合墙体采用双面覆板形式，外墙内覆12mm厚石膏板，外覆0.42mm厚LQ550带肋波纹板，波纹截面如图1c所示，墙体总厚度约95mm;内墙双面均覆12mm厚石膏板，墙体总厚度约100mm。自攻螺钉采用ST4.2，其间距在墙板四周和搭接处为150mm、其他为300mm。二层楼面采用50mm厚钢筋网水泥板，楼梯间平面尺寸为600mm×900mm。为便于与振动台底座的连接，模型设计了5m×6.1m的板式底座，厚度200mm，双向配筋，底座与振动台台面用24个M30螺栓相连。根据GB50009―2001《建筑结构荷载规范》(2006版)［10］，住宅楼面活荷载取2.0kN/m2;依据GB50011―2010《建筑抗震设计规范》［11］，在进行抗震分析时，在结构重力荷载代表值计算中楼面活荷载组合系数取0.5，为此，试验施加楼面配重为100kg/m2。施工完毕后的模型在振动台面上如图2所示。

2试验加载方案。试验选取ElCentro波、唐山迁安波、北京波(唐山地震北京旅馆的实测记录)3条实测地震记录和1条上海人工合成地震波，按输入地震峰值加速度从小到大的顺序加载。在每个加载工况结束之后，均进行一次白噪声扫频，以检测结构的刚度退化情况;在9度罕遇的第一个加载工况(工况74)结束后，也进行了一次白噪声扫频(工况74X)，目的是判断模型结构的安全状况以及试验继续进行的可能性。试验加载工况依次为:7度多遇(工况1～9，峰值加速度35gal)，8度多遇(工况10～18，峰值加速度70gal)，7度设防烈度(工况19～27，峰值加速度100gal)，9度多遇(工况28～36，峰值加速度140gal)，8度设防烈度(工况37～45，峰值加速度200gal)，7度罕遇(工况46～54，峰值加速度220gal)，8度罕遇(工况65～72，峰值加速度400gal)，9度罕遇(工况73～81，峰值加速度620gal)。表1为试验加载工况，由于9度设防地震(400gal)和8度罕遇地震(400gal)峰值加速度接近，试验过程中取消了9度设防地震相应的加载工况(工况56～64)。试验采用的部分地震波时程如图3所示。

3测点布置及量测内容。在模型底座、二层楼面和屋顶布置加速度传感器，分别测试实际输入的地震波激励、楼面以及屋顶加速度响应，布置位置如图4所示。在二层楼面布置两个Y向的位移计，通过其位移差值测量整体结构的扭转效应。按从下至上的顺序，依次对结构底层、二层、楼面梁和屋架各部分进行应变测点布置。模型整体在水平两个方向基本对称，布置时偏重于平面1/2区域，应变测点布置详见图5。图5a为应变测点平面布置示意;图5b为龙骨立面部分应变测点布置示意，所有立柱应变测点均布置在层高的一半高度处;图5c为构件截面应变测点布置示意;图5d为楼面梁应变测点布置示意;图5e为屋架应变测点布置示意。立柱上每个测点截面布置3个应变片，楼面梁测点截面仅于下翼缘布置1个应变片。在结构底层布置了10个应变测点，共24个应变片;二层布置了4个测点，共12个应变片;楼面梁布置了2个测点，共2个应变片;屋架布置了5个测点，共11个应变片;合计21个测点，49个应变片。应变片符号说明如下:F1S1-F1S3表示底层第1～3测点，位于相应墙体(图5a)立柱同一位置(高度见图5b)截面的上翼缘、腹板和下翼缘(图5c)。其余编号以此类推。因墙体采用双面覆板形式，在钢龙骨应变片测点位置，墙板开小孔以引出测量导线。

试验现象

试验过程中，模型结构的破坏主要发生在自攻螺钉连接部位以及墙体的开洞区域。首先是石膏板发生轻微挤压破坏，之后有少数自攻螺钉松动甚至脱落，但主体钢龙骨基本没有破坏，结构楼板无裂缝或其它破坏现象。

1石膏板局部破坏。石膏板破坏主要出现在门框、窗框角部位置，以及墙板和楼板交界面位置。图6为工况72(8度罕遇)加载结束后观测到的门框角部破坏现象。墙体门、窗洞口角部区域容易产生应力集中，进而造成石膏板局部破坏。图6a中门框左上角部区域，石膏板在水平拼接处有一定程度脱离;图6b中门框右上角点位置，石膏板发生了局部破裂，这是因为石膏为脆性材料，地震作用下造成板件局部相互挤压而破坏。图7为工况81(9度罕遇)加载结束后窗框角部石膏板的破坏。由图可见，窗框位置和门框位置石膏板破坏模式基本相同，为局部破坏。图8为工况81后墙板和楼板交界位置石膏板的挤压破坏情况。从石膏板的破坏现象可以发现，墙体开洞角点和石膏板拼接区域，板相互挤压，致使局部破坏或拼接错位，在结构设计时应引起重视。如果在拼接石膏板之间预留一定空隙，则其相互挤压作用可有效减少，尽量避免挤压破坏的发生。

2自攻螺钉连接破坏。图9为工况81(9度罕遇)加载结束后石膏板拼接位置的螺钉连接破坏。由于地震作用的随机性，螺钉受到石膏板(波纹板)的惯性力，两者发生了相对位移。图9a所示螺钉松动并露出石膏板，几乎脱落;图9b中石膏板在拼接线位置左右螺钉运动趋势相反，左边螺钉钻入石膏板内，而右边螺钉拨出石膏板外。试验中发现螺钉连接的破坏主要在内墙石膏板的拼接部位，说明拼接缝隙处是结构连接的薄弱位置。图10为工况81(9度罕遇)加载结束后外墙波纹板与钢龙骨的连接破坏。在结构的角部区域，外墙波纹板连同自攻螺钉一起脱离龙骨柱。外墙与钢龙骨的连接在其它区域几乎完好无损，说明波纹板与龙骨由于强度相近，其连接处相比石膏板与龙骨的连接处具有更高的承载力和可靠性。

3龙骨体系。为了解墙体内部龙骨体系可能破坏情况，试验完成后，拆卸了部分关键区域石膏板，如图11所示。发现墙体立柱无明显失稳破坏，截面无畸变屈曲发生。观测到的现象和试验应变测量数据反映的结果一致。

试验结果及分析

1模型动力特性变化。在每个工况加载结束后，都进行了白噪声扫频，对结构的动力特性进行识别。表2为结构在不同峰值加速度地震作用结束后白噪声扫频的分析结果。可以看出，随着峰值加速度的增大，两个方向的结构频率f有减小的趋势，且Y向更为明显，表明结构发生了损伤。同时，结构阻尼比ξ随着结构变形的增大明显增大。图12为基于各次白噪声扫频结果计算得到的结构刚度退化曲线，由图可以看出:结构两个方向刚度衰减的速率明显不一致，Y向刚度衰减的速度和幅度都较X向大，说明Y向为结构整体的弱刚度方向，这与实际构造相一致;第55工况白噪声扫频后，结构刚度相对初始刚度没有大幅下降，说明结构在小于7度罕遇地震作用下具有较高的安全性，满足上海地区的抗震设防要求;8度罕遇地震作用后，第73工况白噪声扫频，结构刚度已有显著下降，说明超过8度罕遇地震对结构产生较大影响;9度罕遇地震的第74工况(ElCentro波X主向)加载结束，进行白噪声扫频，结构Y向刚度降幅为35.6%;X向刚度降幅为9.4%，9度罕遇全部工况加载结束后，进行白噪声扫频，结构Y向刚度降幅为59.1%，X向刚度降幅为21.8%，可见9度罕遇地震作用使结构产生累积损伤，刚度连续大幅下降，但结构没有发生倒塌，说明该结构能够满足大震不倒的抗震设防要求。综上所述，结构在7度和8度罕遇地震作用下，刚度降幅不大;9度罕遇地震作用下，自攻螺钉脱落，造成覆面板与龙骨脱离，从而导致结构刚度迅速退化。另外，结构阻尼比的取值，也是抗震分析中值得关注的问题，从地震响应和白噪声扫频的结果来看，整体阻尼比在弹性阶段建议取3%，非线性阶段取5%。

2加速度和位移。试验典型加载工况下模型的峰值加速度和位移见表3和表4。需说明的是，表中列出的位移Δ是由加速度二次积分得到的绝对位移减去台面的绝对位移，即相对台面位移。为统计结构的层间位移角，表中同时列出了位移测点A2Y1和A2Y2的算术平均值。由于结构在二层顶部没有楼面，加速度传感器只布置在屋架中部桁架的下弦杆处。弦杆刚度有限，自身会发生高频振动，实测值不能真实反映该层加速度响应，测试结果可能稍大于实际值。从表3、4中可以看出:1)在各工况下加速度测点A2Y1与A2Y2所测得的峰值差异不大，说明结构的质量和刚度分布对称合理，无明显的扭转趋势;2)相同峰值加速度输入时，结构对唐山波的加速度反应相对大一些，这与地震波自身的频谱特性有关系。在JGJ227―2011《低层冷弯薄壁型钢房屋建筑技术规程》［12］中规定，结构在多遇地震作用下的层间位移角限值为1/300，罕遇地震作用下的层间位移角限值为1/100。本文模型结构层高3m，要求多遇地震作用下层间位移小于10mm、罕遇地震作用下层间位移小于30mm。由表4可见，在各试验工况下，层间位移均满足规范限值要求，结构刚度设计合理。

3构件应变和应力分布。通过应变片采集到钢龙骨各测点的应变数据，可用来评估龙骨构件破坏情况。需要说明的是，在每个加载工况前，都进行了应变的归零处理，采集的应变数据是地震作用引起的钢结构龙骨的应变变化，而非实际的应变。构件真实的应变还要考虑结构的自重影响以及上级加载工况结束后的残余应变。表5仅给出了结构在部分典型工况(9度罕遇)测得的应变和应力最大、最小值，应变和应力的符号均以拉为正、压为负。各测点位置如图5所示。

由表5可见:1)模型整体质量较轻，即使在高烈度的地震作用下结构龙骨立柱的应力水平也不高。9度罕遇地震作用下构件的绝对最大应力响应基本都小于100N/mm2，说明钢龙骨都处于弹性工作阶段。2)底层柱的应力平均水平高于二层柱，这是因为底层复合墙体承受了较大的地震作用。测点F1S1、F1S13、F1S22的应力较大，其分别对应墙体靠边缘立柱、墙体洞口柱和斜拉条位置，说明边缘立柱和洞口中柱所在位置是结构不利的受力位置。3)交叉钢带(图5b)上测点F1S22有明显应变反应，说明当墙板的蒙皮效应减弱时，交叉钢带支撑对提高龙骨式复合墙体抗侧刚度有明显贡献。4)对比白噪声扫频得到的结构刚度退化现象和钢龙骨应力分布情况来看，墙板的蒙皮作用是影响其水平抗力的关键，虽然应变片反映出龙骨柱始终处于弹性工作阶段，但模型整体水平刚度却发生了较大的退化，主要原因是结构局部外覆墙板与龙骨立柱之间的连接破坏，蒙皮作用减弱。

结论和建议

1)采用双面覆板墙体构造形式的结构能够满足7度、8度甚至更高抗震设防地区(9度)“小震不坏、中震可修、大震不倒”的抗震设防要求。

2)墙体开洞部位(门、窗口)为整个结构的薄弱区域。石膏板由于其脆性材料性质，在洞口角部容易发生应力集中而破坏。虽然这种破坏只是局部性的，但设计时要加强门、窗部位局部构造措施以及自攻螺钉连接的可靠性，必要时自攻螺钉间距要合理加密，拼接石膏板之间应预留一定空隙。

3)结构刚度能够满足抗震设防的要求，多遇地震和罕遇地震作用下层间位移角均小于规范限值;结构的质量和刚度分布均匀，没有出现明显的扭转。

4)抗震分析时，结构整体阻尼比可采用在弹性阶段取3%、非线性阶段取5%。

对高强冷弯薄壁型钢住宅采用其它构造形式墙体结构时的抗震能力，还应进行足尺模型振动台试验研究，或者依据单片墙体的抗剪试验结果，采用底部剪力法进行整体结构的抗震性能评估分析。整体模型有限元分析也是一种非常有效的评估方法，但有待进一步研究。