住宅結(jié)構(gòu)論文：住宅抗震性能評估分析

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本文作者：李元齊、劉飛、沈祖炎、申林、秦雅菲 單位：同濟大學建筑工程系、中國建筑標準設計研究院、藍璀建筑鋼結(jié)構(gòu)(上海)有限公

本文通過對屈服強度550MPa的新型超薄壁型鋼龍骨式復合墻體作為承重體系的兩層鋼結(jié)構(gòu)住宅足尺模型振動臺試驗，研究其動力特性和在強震作用下的抗震性能，以檢驗其在不同抗震設防標準地區(qū)的適用性。

試驗概況

1模型設計和制作。為準確模擬高強超薄壁冷彎型鋼結(jié)構(gòu)在地震作用下的實際響應，試驗采用了足尺模型。試驗在中國建筑科學研究院抗震試驗室振動臺上進行。模型平面總尺寸為4m×6m，兩層單跨，結(jié)構(gòu)總高6.915m，平面和立面布置及基本尺寸見圖1a、1b。結(jié)構(gòu)墻體立柱截面為C7575，樓面梁截面為C20019，屋架弦桿截面為C7510，屋架腹桿截面為C7575，截面尺寸見圖1c。材料均為屈服強度550MPa鋼材(以下簡稱“LQ550”)，截面形狀如圖1d所示。龍骨式復合墻體采用雙面覆板形式，外墻內(nèi)覆12mm厚石膏板，外覆0.42mm厚LQ550帶肋波紋板，波紋截面如圖1c所示，墻體總厚度約95mm;內(nèi)墻雙面均覆12mm厚石膏板，墻體總厚度約100mm。自攻螺釘采用ST4.2，其間距在墻板四周和搭接處為150mm、其他為300mm。二層樓面采用50mm厚鋼筋網(wǎng)水泥板，樓梯間平面尺寸為600mm×900mm。為便于與振動臺底座的連接，模型設計了5m×6.1m的板式底座，厚度200mm，雙向配筋，底座與振動臺臺面用24個M30螺栓相連。根據(jù)GB50009—2001《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》(2006版)［10］，住宅樓面活荷載取2.0kN/m2;依據(jù)GB50011—2010《建筑抗震設計規(guī)范》［11］，在進行抗震分析時，在結(jié)構(gòu)重力荷載代表值計算中樓面活荷載組合系數(shù)取0.5，為此，試驗施加樓面配重為100kg/m2。施工完畢后的模型在振動臺面上如圖2所示。

2試驗加載方案。試驗選取ElCentro波、唐山遷安波、北京波(唐山地震北京旅館的實測記錄)3條實測地震記錄和1條上海人工合成地震波，按輸入地震峰值加速度從小到大的順序加載。在每個加載工況結(jié)束之后，均進行一次白噪聲掃頻，以檢測結(jié)構(gòu)的剛度退化情況;在9度罕遇的第一個加載工況(工況74)結(jié)束后，也進行了一次白噪聲掃頻(工況74X)，目的是判斷模型結(jié)構(gòu)的安全狀況以及試驗繼續(xù)進行的可能性。試驗加載工況依次為:7度多遇(工況1～9，峰值加速度35gal)，8度多遇(工況10～18，峰值加速度70gal)，7度設防烈度(工況19～27，峰值加速度100gal)，9度多遇(工況28～36，峰值加速度140gal)，8度設防烈度(工況37～45，峰值加速度200gal)，7度罕遇(工況46～54，峰值加速度220gal)，8度罕遇(工況65～72，峰值加速度400gal)，9度罕遇(工況73～81，峰值加速度620gal)。表1為試驗加載工況，由于9度設防地震(400gal)和8度罕遇地震(400gal)峰值加速度接近，試驗過程中取消了9度設防地震相應的加載工況(工況56～64)。試驗采用的部分地震波時程如圖3所示。

3測點布置及量測內(nèi)容。在模型底座、二層樓面和屋頂布置加速度傳感器，分別測試實際輸入的地震波激勵、樓面以及屋頂加速度響應，布置位置如圖4所示。在二層樓面布置兩個Y向的位移計，通過其位移差值測量整體結(jié)構(gòu)的扭轉(zhuǎn)效應。按從下至上的順序，依次對結(jié)構(gòu)底層、二層、樓面梁和屋架各部分進行應變測點布置。模型整體在水平兩個方向基本對稱，布置時偏重于平面1/2區(qū)域，應變測點布置詳見圖5。圖5a為應變測點平面布置示意;圖5b為龍骨立面部分應變測點布置示意，所有立柱應變測點均布置在層高的一半高度處;圖5c為構(gòu)件截面應變測點布置示意;圖5d為樓面梁應變測點布置示意;圖5e為屋架應變測點布置示意。立柱上每個測點截面布置3個應變片，樓面梁測點截面僅于下翼緣布置1個應變片。在結(jié)構(gòu)底層布置了10個應變測點，共24個應變片;二層布置了4個測點，共12個應變片;樓面梁布置了2個測點，共2個應變片;屋架布置了5個測點，共11個應變片;合計21個測點，49個應變片。應變片符號說明如下:F1S1-F1S3表示底層第1～3測點，位于相應墻體(圖5a)立柱同一位置(高度見圖5b)截面的上翼緣、腹板和下翼緣(圖5c)。其余編號以此類推。因墻體采用雙面覆板形式，在鋼龍骨應變片測點位置，墻板開小孔以引出測量導線。

試驗現(xiàn)象

試驗過程中，模型結(jié)構(gòu)的破壞主要發(fā)生在自攻螺釘連接部位以及墻體的開洞區(qū)域。首先是石膏板發(fā)生輕微擠壓破壞，之后有少數(shù)自攻螺釘松動甚至脫落，但主體鋼龍骨基本沒有破壞，結(jié)構(gòu)樓板無裂縫或其它破壞現(xiàn)象。

1石膏板局部破壞。石膏板破壞主要出現(xiàn)在門框、窗框角部位置，以及墻板和樓板交界面位置。圖6為工況72(8度罕遇)加載結(jié)束后觀測到的門框角部破壞現(xiàn)象。墻體門、窗洞口角部區(qū)域容易產(chǎn)生應力集中，進而造成石膏板局部破壞。圖6a中門框左上角部區(qū)域，石膏板在水平拼接處有一定程度脫離;圖6b中門框右上角點位置，石膏板發(fā)生了局部破裂，這是因為石膏為脆性材料，地震作用下造成板件局部相互擠壓而破壞。圖7為工況81(9度罕遇)加載結(jié)束后窗框角部石膏板的破壞。由圖可見，窗框位置和門框位置石膏板破壞模式基本相同，為局部破壞。圖8為工況81后墻板和樓板交界位置石膏板的擠壓破壞情況。從石膏板的破壞現(xiàn)象可以發(fā)現(xiàn)，墻體開洞角點和石膏板拼接區(qū)域，板相互擠壓，致使局部破壞或拼接錯位，在結(jié)構(gòu)設計時應引起重視。如果在拼接石膏板之間預留一定空隙，則其相互擠壓作用可有效減少，盡量避免擠壓破壞的發(fā)生。

2自攻螺釘連接破壞。圖9為工況81(9度罕遇)加載結(jié)束后石膏板拼接位置的螺釘連接破壞。由于地震作用的隨機性，螺釘受到石膏板(波紋板)的慣性力，兩者發(fā)生了相對位移。圖9a所示螺釘松動并露出石膏板，幾乎脫落;圖9b中石膏板在拼接線位置左右螺釘運動趨勢相反，左邊螺釘鉆入石膏板內(nèi)，而右邊螺釘撥出石膏板外。試驗中發(fā)現(xiàn)螺釘連接的破壞主要在內(nèi)墻石膏板的拼接部位，說明拼接縫隙處是結(jié)構(gòu)連接的薄弱位置。圖10為工況81(9度罕遇)加載結(jié)束后外墻波紋板與鋼龍骨的連接破壞。在結(jié)構(gòu)的角部區(qū)域，外墻波紋板連同自攻螺釘一起脫離龍骨柱。外墻與鋼龍骨的連接在其它區(qū)域幾乎完好無損，說明波紋板與龍骨由于強度相近，其連接處相比石膏板與龍骨的連接處具有更高的承載力和可靠性。

3龍骨體系。為了解墻體內(nèi)部龍骨體系可能破壞情況，試驗完成后，拆卸了部分關(guān)鍵區(qū)域石膏板，如圖11所示。發(fā)現(xiàn)墻體立柱無明顯失穩(wěn)破壞，截面無畸變屈曲發(fā)生。觀測到的現(xiàn)象和試驗應變測量數(shù)據(jù)反映的結(jié)果一致。

試驗結(jié)果及分析

1模型動力特性變化。在每個工況加載結(jié)束后，都進行了白噪聲掃頻，對結(jié)構(gòu)的動力特性進行識別。表2為結(jié)構(gòu)在不同峰值加速度地震作用結(jié)束后白噪聲掃頻的分析結(jié)果。可以看出，隨著峰值加速度的增大，兩個方向的結(jié)構(gòu)頻率f有減小的趨勢，且Y向更為明顯，表明結(jié)構(gòu)發(fā)生了損傷。同時，結(jié)構(gòu)阻尼比ξ隨著結(jié)構(gòu)變形的增大明顯增大。圖12為基于各次白噪聲掃頻結(jié)果計算得到的結(jié)構(gòu)剛度退化曲線，由圖可以看出:結(jié)構(gòu)兩個方向剛度衰減的速率明顯不一致，Y向剛度衰減的速度和幅度都較X向大，說明Y向為結(jié)構(gòu)整體的弱剛度方向，這與實際構(gòu)造相一致;第55工況白噪聲掃頻后，結(jié)構(gòu)剛度相對初始剛度沒有大幅下降，說明結(jié)構(gòu)在小于7度罕遇地震作用下具有較高的安全性，滿足上海地區(qū)的抗震設防要求;8度罕遇地震作用后，第73工況白噪聲掃頻，結(jié)構(gòu)剛度已有顯著下降，說明超過8度罕遇地震對結(jié)構(gòu)產(chǎn)生較大影響;9度罕遇地震的第74工況(ElCentro波X主向)加載結(jié)束，進行白噪聲掃頻，結(jié)構(gòu)Y向剛度降幅為35.6%;X向剛度降幅為9.4%，9度罕遇全部工況加載結(jié)束后，進行白噪聲掃頻，結(jié)構(gòu)Y向剛度降幅為59.1%，X向剛度降幅為21.8%，可見9度罕遇地震作用使結(jié)構(gòu)產(chǎn)生累積損傷，剛度連續(xù)大幅下降，但結(jié)構(gòu)沒有發(fā)生倒塌，說明該結(jié)構(gòu)能夠滿足大震不倒的抗震設防要求。綜上所述，結(jié)構(gòu)在7度和8度罕遇地震作用下，剛度降幅不大;9度罕遇地震作用下，自攻螺釘脫落，造成覆面板與龍骨脫離，從而導致結(jié)構(gòu)剛度迅速退化。另外，結(jié)構(gòu)阻尼比的取值，也是抗震分析中值得關(guān)注的問題，從地震響應和白噪聲掃頻的結(jié)果來看，整體阻尼比在彈性階段建議取3%，非線性階段取5%。

2加速度和位移。試驗典型加載工況下模型的峰值加速度和位移見表3和表4。需說明的是，表中列出的位移Δ是由加速度二次積分得到的絕對位移減去臺面的絕對位移，即相對臺面位移。為統(tǒng)計結(jié)構(gòu)的層間位移角，表中同時列出了位移測點A2Y1和A2Y2的算術(shù)平均值。由于結(jié)構(gòu)在二層頂部沒有樓面，加速度傳感器只布置在屋架中部桁架的下弦桿處。弦桿剛度有限，自身會發(fā)生高頻振動，實測值不能真實反映該層加速度響應，測試結(jié)果可能稍大于實際值。從表3、4中可以看出:1)在各工況下加速度測點A2Y1與A2Y2所測得的峰值差異不大，說明結(jié)構(gòu)的質(zhì)量和剛度分布對稱合理，無明顯的扭轉(zhuǎn)趨勢;2)相同峰值加速度輸入時，結(jié)構(gòu)對唐山波的加速度反應相對大一些，這與地震波自身的頻譜特性有關(guān)系。在JGJ227—2011《低層冷彎薄壁型鋼房屋建筑技術(shù)規(guī)程》［12］中規(guī)定，結(jié)構(gòu)在多遇地震作用下的層間位移角限值為1/300，罕遇地震作用下的層間位移角限值為1/100。本文模型結(jié)構(gòu)層高3m，要求多遇地震作用下層間位移小于10mm、罕遇地震作用下層間位移小于30mm。由表4可見，在各試驗工況下，層間位移均滿足規(guī)范限值要求，結(jié)構(gòu)剛度設計合理。

3構(gòu)件應變和應力分布。通過應變片采集到鋼龍骨各測點的應變數(shù)據(jù)，可用來評估龍骨構(gòu)件破壞情況。需要說明的是，在每個加載工況前，都進行了應變的歸零處理，采集的應變數(shù)據(jù)是地震作用引起的鋼結(jié)構(gòu)龍骨的應變變化，而非實際的應變。構(gòu)件真實的應變還要考慮結(jié)構(gòu)的自重影響以及上級加載工況結(jié)束后的殘余應變。表5僅給出了結(jié)構(gòu)在部分典型工況(9度罕遇)測得的應變和應力最大、最小值，應變和應力的符號均以拉為正、壓為負。各測點位置如圖5所示。

由表5可見:1)模型整體質(zhì)量較輕，即使在高烈度的地震作用下結(jié)構(gòu)龍骨立柱的應力水平也不高。9度罕遇地震作用下構(gòu)件的絕對最大應力響應基本都小于100N/mm2，說明鋼龍骨都處于彈性工作階段。2)底層柱的應力平均水平高于二層柱，這是因為底層復合墻體承受了較大的地震作用。測點F1S1、F1S13、F1S22的應力較大，其分別對應墻體靠邊緣立柱、墻體洞口柱和斜拉條位置，說明邊緣立柱和洞口中柱所在位置是結(jié)構(gòu)不利的受力位置。3)交叉鋼帶(圖5b)上測點F1S22有明顯應變反應，說明當墻板的蒙皮效應減弱時，交叉鋼帶支撐對提高龍骨式復合墻體抗側(cè)剛度有明顯貢獻。4)對比白噪聲掃頻得到的結(jié)構(gòu)剛度退化現(xiàn)象和鋼龍骨應力分布情況來看，墻板的蒙皮作用是影響其水平抗力的關(guān)鍵，雖然應變片反映出龍骨柱始終處于彈性工作階段，但模型整體水平剛度卻發(fā)生了較大的退化，主要原因是結(jié)構(gòu)局部外覆墻板與龍骨立柱之間的連接破壞，蒙皮作用減弱。

結(jié)論和建議

1)采用雙面覆板墻體構(gòu)造形式的結(jié)構(gòu)能夠滿足7度、8度甚至更高抗震設防地區(qū)(9度)“小震不壞、中震可修、大震不倒”的抗震設防要求。

2)墻體開洞部位(門、窗口)為整個結(jié)構(gòu)的薄弱區(qū)域。石膏板由于其脆性材料性質(zhì)，在洞口角部容易發(fā)生應力集中而破壞。雖然這種破壞只是局部性的，但設計時要加強門、窗部位局部構(gòu)造措施以及自攻螺釘連接的可靠性，必要時自攻螺釘間距要合理加密，拼接石膏板之間應預留一定空隙。

3)結(jié)構(gòu)剛度能夠滿足抗震設防的要求，多遇地震和罕遇地震作用下層間位移角均小于規(guī)范限值;結(jié)構(gòu)的質(zhì)量和剛度分布均勻，沒有出現(xiàn)明顯的扭轉(zhuǎn)。

4)抗震分析時，結(jié)構(gòu)整體阻尼比可采用在彈性階段取3%、非線性階段取5%。

對高強冷彎薄壁型鋼住宅采用其它構(gòu)造形式墻體結(jié)構(gòu)時的抗震能力，還應進行足尺模型振動臺試驗研究，或者依據(jù)單片墻體的抗剪試驗結(jié)果，采用底部剪力法進行整體結(jié)構(gòu)的抗震性能評估分析。整體模型有限元分析也是一種非常有效的評估方法，但有待進一步研究。