冷彎薄壁型鋼輕混凝土組合墻體抗彎性能有限元分析

李國(guó)華,王 權(quán),董 軍,狄彥強(qiáng)

(1.北京建筑大學(xué)工程結(jié)構(gòu)與新材料北京市高等學(xué)校工程研究中心,北京 100044;2.中國(guó)建筑技術(shù)集團(tuán)有限公司,北京 100013)

冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)住宅體系在澳大利亞、北美、日本等發(fā)達(dá)國(guó)家及地區(qū)已經(jīng)得到了廣泛的應(yīng)用,是住宅建筑的一種重要形式。近年來(lái),由于冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)在結(jié)構(gòu)體系、綠色裝配式施工以及經(jīng)濟(jì)效益上的優(yōu)勢(shì),逐漸在國(guó)內(nèi)得到推廣和應(yīng)用。近幾年我國(guó)相繼頒發(fā)了部分規(guī)范、規(guī)程[1-2]對(duì)該結(jié)構(gòu)體系的設(shè)計(jì)與施工做了相關(guān)的規(guī)范標(biāo)準(zhǔn)要求。

冷彎薄壁型鋼輕混凝土組合墻體是冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)住宅體系的重要構(gòu)件之一,典型的冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)組合墻體由C形(卷邊槽形截面墻架柱)和U形(普通槽形截面頂梁和底梁)冷彎薄壁型鋼構(gòu)件、石膏板、定向刨花板(OSB板)經(jīng)自攻螺釘連接而成,這類(lèi)結(jié)構(gòu)體系房屋施工快速,易于實(shí)現(xiàn)建筑工業(yè)化[3-4]。目前國(guó)外學(xué)者通過(guò)對(duì)冷彎薄壁型鋼輕混凝土組合墻體進(jìn)行了試驗(yàn)研究和理論分析,明確了墻板的立柱間距、構(gòu)造方式、螺釘間距、墻體高寬比等因素對(duì)組合墻體受剪性能的影響[5-13]。李元齊等[14]、石宇等[15]、周天齊等[16]進(jìn)行了冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)組合墻體抗剪承載力試驗(yàn),并且采用有限元法分析了不同墻面板材料、不同鋼種、不同墻架柱間距、不同螺釘間距等參數(shù)對(duì)組合墻體抗剪承載力的影響,提出了墻體在往復(fù)荷載下的骨架曲線。劉斌等[17-18]基于ANSYS有限元軟件,研究了噴涂式輕質(zhì)砂漿—冷彎薄壁型鋼組合墻體的建模過(guò)程,并將計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了對(duì)比,分析了墻體高寬比、鋼材的屈服強(qiáng)度、立柱壁厚及立柱間距等參數(shù)對(duì)組合墻體抗剪性能的影響。

近年來(lái),國(guó)內(nèi)外對(duì)于冷彎薄壁型鋼組合墻體進(jìn)行的試驗(yàn)以及理論研究主要集中在軸壓、抗剪性能方面[19-22],而對(duì)于抗彎性能的研究較少?；诖?本課題組對(duì)冷彎薄壁型鋼內(nèi)填輕質(zhì)混凝土組合墻體進(jìn)行了抗彎性能試驗(yàn)研究與有限元分析。三榀1 200 mm×3 000 mm冷彎薄壁型鋼輕混凝土組合墻體的足尺抗彎試驗(yàn)在北京建筑大學(xué)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行。選取其中的冷彎薄壁型鋼龍骨+纖維水泥板+聚苯顆粒輕質(zhì)混凝土組合墻體進(jìn)行有限元分析,并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比對(duì)分析。在驗(yàn)證有限元模型合理的基礎(chǔ)上,對(duì)組合墻體進(jìn)行系統(tǒng)性的參數(shù)分析,以此來(lái)研究鋼材屈服強(qiáng)度、豎肋數(shù)量、橫肋數(shù)量、輕質(zhì)混凝土強(qiáng)度等因素對(duì)組合墻體抗彎承載力的影響。

1 有限元分析

1.1 試件選取

冷彎薄壁型鋼龍骨參數(shù)見(jiàn)表1。試驗(yàn)中墻體參數(shù)及構(gòu)造見(jiàn)圖1。冷彎薄壁型鋼龍骨中豎肋、橫肋腹板中間沖孔,方形孔邊長(zhǎng)為80 mm,輕質(zhì)混凝土采用聚苯顆粒輕質(zhì)混凝土。纖維水泥板通過(guò)ST4.8六角法蘭面自鉆自攻螺釘與輕鋼龍骨連接。

表1 試件參數(shù)Table 1 Specimen parameters

圖1 墻體試件參數(shù)及構(gòu)造Fig.1 Parameters and construction of wall specimen

冷彎薄壁型鋼彈性模量為2.06×105MPa,屈服強(qiáng)度為235 MPa,泊松比為0.3。纖維水泥板長(zhǎng)寬厚為3 000 mm×1 200 mm×10 mm,彈性模量為5.0×103MPa,泊松比為0.2。聚苯顆粒輕質(zhì)混凝土表觀密度為930 kg/m3,按照標(biāo)準(zhǔn)方法制作、養(yǎng)護(hù),留取3個(gè)邊長(zhǎng)為100 mm的立方體試塊,試驗(yàn)測(cè)得立方體試塊的抗壓強(qiáng)度平均值為4.2 MPa。

1.2 有限元分析模型建立

采用有限元軟件ABAQUS對(duì)橫向均布荷載作用下的試件進(jìn)行模擬分析。為減少計(jì)算分析時(shí)間,假設(shè)冷彎薄壁型鋼和纖維水泥板為理想彈塑性體。聚苯顆粒輕質(zhì)混凝土采用文獻(xiàn)[23]中的本構(gòu)關(guān)系模型,假定為各向同性材料。采用三維實(shí)體單元(C3D8R)模擬聚苯顆粒輕質(zhì)混凝土填料;采用殼單元(S4R)模擬冷彎薄壁型鋼龍骨和纖維水泥板;連接件(六角法蘭面自鉆自攻螺釘)采用Tie綁定的方法處理,使纖維水泥板與輕鋼龍骨連接在一起。根據(jù)試驗(yàn)裝置的約束及荷載條件,墻體一端為固定鉸支座,約束支座處所有的平動(dòng)自由度;一端為滾軸支座,約束除沿著墻體長(zhǎng)度方向之外的所有平動(dòng)自由度,在墻體上側(cè)施加均布荷載。

1.3 有限元分析模型的驗(yàn)證

1.3.1 破壞模式對(duì)比

試驗(yàn)過(guò)程中,冷彎薄壁型鋼輕混凝土組合墻體在均布荷載作用下,當(dāng)橫向荷載達(dá)到45.08 kN時(shí),底部面板在跨中位置出現(xiàn)貫通裂縫,跨中自攻螺栓部分的纖維水泥板局部破壞,上部纖維水泥板被壓潰,試件發(fā)生破壞。有限元分析結(jié)果顯示,當(dāng)荷載為46 kN時(shí),下側(cè)纖維水泥板跨中及自攻螺釘處應(yīng)力達(dá)到4.26 MPa,纖維水泥板破壞。聚苯顆粒輕質(zhì)混凝土上部跨中應(yīng)力達(dá)到4.2 MPa,達(dá)到抗壓強(qiáng)度,表明上部輕質(zhì)混凝土已經(jīng)被壓壞,輕鋼龍骨跨中出現(xiàn)局部屈曲現(xiàn)象。有限元分析得到的破壞模式與試驗(yàn)現(xiàn)象吻合較好(見(jiàn)圖2、圖3)。

圖2 纖維水泥板破壞模式Fig.2 Failure mode of cement fiberboard

圖3 冷彎薄壁型鋼龍骨破壞模式Fig.3 Failure mode of cold-formed thin-wall steel keel

1.3.2 荷載-位移曲線對(duì)比

將試驗(yàn)所得跨中、1/4位置處的荷載-位移曲線與有限元分析曲線進(jìn)行對(duì)比,結(jié)果見(jiàn)圖4。試驗(yàn)和有限元模擬對(duì)比結(jié)果見(jiàn)表2。由表中數(shù)據(jù)可知,有限元分析所得的極限荷載與試驗(yàn)所得結(jié)果誤差均在5%以內(nèi),試驗(yàn)與有限元分析所得位移結(jié)果誤差也均在10%以內(nèi)。從圖5及表2中可以得出,有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。通過(guò)墻體試件的破壞模式、荷載-位移曲線的對(duì)比分析可以驗(yàn)證有限元模型合理。

圖4 試件荷載-位移曲線對(duì)比Fig.4 Comparison of load-deflection curves of specimens

表2 極限狀態(tài)下試驗(yàn)與有限元對(duì)比結(jié)果Table 2 Comparison of test and FEM results in limit state

2 組合墻體參數(shù)分析

2.1 鋼材屈服強(qiáng)度對(duì)墻體抗彎承載力的影響

筆者考慮冷彎薄壁型鋼的不同鋼材屈服強(qiáng)度對(duì)墻體抗彎承載力的影響,分別選取鋼材的屈服強(qiáng)度為235 MPa、345 MPa和400 MPa,得到3類(lèi)不同鋼材屈服強(qiáng)度條件下墻體的荷載-位移曲線(見(jiàn)圖5)。從圖中可看出,冷彎薄壁型鋼的屈服強(qiáng)度對(duì)墻體抗彎性能的影響比較明顯,承載力和剛度都發(fā)生了明顯改變。3種屈服強(qiáng)度下,墻體的抗彎承載力分別為46.8 kN、51.12 kN、54 kN,采用屈服強(qiáng)度為345 MPa和400 MPa鋼材的組合墻體最大承載力與屈服強(qiáng)度為235 MPa的組合墻體相比,分別提高了約9.2%和15.4%。墻體的抗彎剛度分別為79.3 N/mm、96.7 N/mm、152.8 N/mm,采用屈服強(qiáng)度為345 MPa和400 MPa鋼材的組合墻體抗彎剛度與屈服強(qiáng)度為235 MPa的組合墻體相比,分別提高了約21.9%和92.7%。

圖5 不同鋼材屈服強(qiáng)度下荷載-位移曲線Fig.5 Load-deflection curves under different steel yield strength

研究表明,冷彎薄壁型鋼輕混凝土組合墻體抗彎承載力由冷彎薄壁型鋼龍骨、聚苯顆粒輕質(zhì)混凝土和兩側(cè)纖維水泥板共同承擔(dān),當(dāng)冷彎薄壁型鋼的屈服強(qiáng)度提高時(shí),墻體的抗彎承載力也隨之增加。

2.2 豎肋數(shù)量對(duì)墻體抗彎承載力的影響

有限元參數(shù)分析中,改變組合墻體中薄壁型鋼豎肋的數(shù)量,考察其對(duì)墻體抗彎性能的影響,分別考慮無(wú)中間豎肋、中間設(shè)置單豎肋和雙豎肋三種情況。有限元模型如圖6所示,荷載-位移曲線見(jiàn)圖7,計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表3。從圖表中可知,隨著豎肋數(shù)量的減小,其抗彎承載力降低。雙豎肋墻體的抗彎承載力比單豎肋墻體提高了306%,單豎肋墻體的抗彎承載力比無(wú)豎肋墻體提高了113%。

表3 不同豎肋數(shù)量墻體有限元分析結(jié)果Table 3 The FEM results of composite walls with different amount of vertical ribs

圖6 有限元模型Fig.6 Finite element models

圖7 不同豎肋數(shù)量下荷載-位移曲線Fig.7 Load-deflection curves under different amount of vertical ribs

豎向冷彎薄壁型鋼提供了一部分墻體抗彎承載力,隨著豎肋數(shù)量的增加,有更多的豎肋參與到墻體抗彎過(guò)程。同時(shí)豎肋的增加加強(qiáng)了冷彎薄壁型鋼與聚苯顆粒輕質(zhì)混凝土之間的整體性,因此其承載力顯著增加。無(wú)豎肋時(shí),冷彎薄壁型鋼龍骨與聚苯顆粒輕質(zhì)混凝土的整體性較差,墻體抗彎承載力大部分由聚苯顆粒輕質(zhì)混凝土與兩側(cè)纖維水泥板承擔(dān),由于聚苯顆粒輕質(zhì)混凝土與纖維水泥板為脆性材料,因此墻體的抗彎呈現(xiàn)明顯的脆性破壞,且承載力較低。當(dāng)中間增設(shè)單豎肋時(shí),冷彎薄壁型鋼龍骨與聚苯顆粒輕質(zhì)混凝土整體性較差,因此承載力雖有提高但延性較差。當(dāng)中間增設(shè)雙豎肋時(shí),冷彎薄壁型鋼龍骨能與聚苯顆粒輕質(zhì)混凝土達(dá)到協(xié)同工作的狀態(tài),因此其抗彎強(qiáng)度與延性都較好。由此可得,豎肋數(shù)量的改變對(duì)組合墻體抗彎承載力影響較大,并且隨豎肋數(shù)量的增加而變大。

2.3 橫肋數(shù)量對(duì)墻體抗彎承載力的影響

改變組合墻體中冷彎薄壁型鋼橫肋的數(shù)量,考察其對(duì)墻體抗彎性能的影響,分別考慮中間設(shè)置單橫肋、雙橫肋和三橫肋三種情況。中間設(shè)置單橫肋和雙橫肋的有限元模型如圖8所示,荷載-位移曲線見(jiàn)圖9,計(jì)算分析結(jié)果見(jiàn)表4。由圖表可知,中間設(shè)置單橫肋、雙橫肋和三橫肋三種情況墻體的抗彎承載力隨著橫肋數(shù)量的增加而增加,分別為41.9 kN、43.5 kN、46.8 kN,然而單橫肋墻體極限荷載下的跨中位移遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于其他兩類(lèi)墻體,三橫肋墻體的跨中位移比雙橫肋墻體的跨中位移降低了7%。雙橫肋和三橫肋墻體的荷載-位移曲線大致吻合。

表4 不同橫肋數(shù)量墻體有限元分析結(jié)果Table 4 The FEM results of composite walls with different amount of transverse ribs

圖8 有限元模型Fig.8 Finite element models

圖9 不同橫肋數(shù)量下荷載-位移曲線Fig.9 Load-deflection curves under different amount of transverse ribs

橫肋數(shù)量的增加加強(qiáng)了冷彎薄壁型鋼骨架與聚苯顆粒輕質(zhì)混凝土之間的整體性,從而使得組合墻體能更好地協(xié)同工作,因此抗彎承載力會(huì)增加,延性減小。

2.4 輕質(zhì)混凝土強(qiáng)度等級(jí)對(duì)墻體抗彎承載力的影響

通過(guò)調(diào)整冷彎薄壁型鋼輕混凝土組合墻體中聚苯顆粒輕質(zhì)混凝土強(qiáng)度等級(jí),考察不同輕質(zhì)混凝土強(qiáng)度等級(jí)對(duì)墻體抗彎承載力的影響。分別考慮輕質(zhì)混凝土強(qiáng)度等級(jí)為L(zhǎng)WC3、LWC5、LWC7.5三種情況,計(jì)算分析結(jié)果見(jiàn)表5,各試件荷載-位移曲線見(jiàn)圖10。分析圖表可知,輕質(zhì)混凝土強(qiáng)度等級(jí)為L(zhǎng)WC3時(shí)的墻體抗彎承載力比輕質(zhì)混凝土強(qiáng)度等級(jí)為L(zhǎng)WC5時(shí)的抗彎承載力降低16.0%;輕質(zhì)混凝土強(qiáng)度等級(jí)為L(zhǎng)WC7.5時(shí)的墻體抗彎承載力比輕質(zhì)混凝土強(qiáng)度等級(jí)為L(zhǎng)WC5時(shí)的抗彎承載力提高15.4%。

圖10 不同混凝土強(qiáng)度等級(jí)下荷載-位移曲線Fig.10 Load-deflection curves of different concrete strength grades

表5 不同輕質(zhì)混凝土強(qiáng)度等級(jí)墻體有限元分析結(jié)果Table 5 The FEM results of composite walls with different lightweight concrete strength grades

聚苯顆粒輕質(zhì)混凝土是墻體抗彎承載力的主要部件,當(dāng)輕質(zhì)混凝土強(qiáng)度增加時(shí),墻體的抗彎強(qiáng)度會(huì)有明顯增加。由此可見(jiàn),輕質(zhì)混凝土強(qiáng)度等級(jí)的改變對(duì)墻體的抗彎承載力影響明顯,并且墻體的抗彎承載力隨輕質(zhì)混凝土強(qiáng)度等級(jí)提高而提高。

2.5 螺釘間距對(duì)墻體抗彎承載力的影響

通過(guò)調(diào)整冷彎薄壁型鋼輕混凝土組合墻體的自攻螺釘間距,分析螺釘間距對(duì)墻體抗彎承載力的影響。分別考慮螺釘間距為150 mm、200 mm、300 mm和400 mm。計(jì)算分析結(jié)果見(jiàn)表6,試件荷載-位移曲線見(jiàn)圖11。螺釘間距為150 mm、200 mm及300 mm時(shí),墻體的抗彎承載力分別為46.8 kN、46.44 kN、45.72 kN,相差不大。然而螺釘間距為150 mm時(shí)墻體極限荷載下的位移小于其他兩類(lèi)墻體,比螺釘間距為200 mm的墻體降低了16.0%,比螺釘間距為300 mm的墻體降低了28.1%。當(dāng)螺釘間距為400 mm時(shí),墻體的抗彎承載力為38.88 kN,分別比螺釘間距為150 mm、200 mm、300 mm三種情況低16.9%、16.3%、15.0%。

表6 不同螺釘間距墻體有限元分析結(jié)果Table 6 The FEM results of composite walls with different screw spacing

圖11 不同螺釘間距下荷載-位移曲線Fig.11 Load-deflection curves under different screw spacing

兩側(cè)纖維水泥板與冷彎薄壁型鋼骨架之間通過(guò)自攻螺釘連接,從而形成一個(gè)整體,共同承擔(dān)外荷載。當(dāng)螺釘間距較小時(shí),其整體性不足,承載力小;當(dāng)螺釘間距較為合理時(shí),纖維水泥板與冷彎薄壁型鋼骨架協(xié)同工作性能較好,抗彎承載力大。當(dāng)間距超過(guò)300 mm時(shí),更多的螺釘對(duì)墻體整體性的作用不大,因此其抗彎承載力不會(huì)明顯提高。

3 結(jié) 論

(1)在對(duì)冷彎薄壁型鋼輕混凝土組合墻體進(jìn)行有限元分析時(shí),通過(guò)與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比,表明筆者建立的有限元模型可以有效模擬組合墻體的抗彎性能。

(2)通過(guò)分析可知,若想提高墻體的抗彎承載力,可以采用屈服強(qiáng)度高的冷彎薄壁型鋼、提高聚苯顆粒輕質(zhì)混凝土強(qiáng)度等級(jí)。增加豎肋的數(shù)量可提高墻體的整體性,從而使得墻體的抗彎強(qiáng)度增加。對(duì)于墻高為3 m的冷彎薄壁型鋼輕混凝土組合墻體,雙橫肋足夠保證墻體的整體性。為了保證冷彎薄壁型鋼龍骨與纖維水泥板的協(xié)同性,建議設(shè)計(jì)時(shí)螺釘間距控制在150～300 mm。