新型鋼木結(jié)合冷彎薄壁型鋼組合墻體研究

李會紅　白潤山　王雪峰　王雪青　徐　佳

(河北建筑工程學院，河北 張家口　075000)

1　概述

冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)住宅體系具有一系列優(yōu)點，這種體系已成為美國、澳大利亞等西方發(fā)達國家和日本住宅建筑的重要形式。隨著我國房地產(chǎn)經(jīng)濟的發(fā)展，農(nóng)村自建房的建造量大量增加，占全國每年新建、改建住宅總量的1/2左右，中國傳統(tǒng)的住宅有其優(yōu)點，但是在選材和建造上存在著國土資源浪費、生態(tài)破壞嚴重和能耗大、舒適性差等問題，因此改變傳統(tǒng)住宅是當前我國建筑行業(yè)的一個重要課題[1],冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)住宅是主要發(fā)展方向之一。

冷彎薄壁型鋼住宅的組合墻體是其主要的承重構(gòu)件，現(xiàn)有的典型冷彎薄壁型鋼墻體有C型鋼立柱冷彎簿壁型鋼密柱組合墻體和新型的Web輕鋼龍骨組合墻體兩種。組合墻體由冷彎薄壁型鋼骨架和定向刨花板等面板材料通過自攻螺釘牢固連接在一起形成一個整體共同受力。C型鋼立柱冷彎簿壁型鋼密柱組合墻體體系如圖1所示。

新型的Web輕鋼龍骨組合墻體體系如圖2所示，Web輕鋼龍骨組合墻體的立柱是由冷彎薄壁V字形鋼連接件與兩根冷彎薄壁型方鋼管而成的小桁架。

2　新型鋼木結(jié)合冷彎薄壁型鋼組合墻體研究

2.1　新型鋼木結(jié)合冷彎薄壁型鋼組合墻體設計

參考已有兩種形式的冷彎薄壁型鋼組合墻體體系，提出了一種新型的冷彎薄壁型鋼組合墻體即冷彎薄壁型鋼—木組合墻體。

該組合墻體的設計思路是用木質(zhì)構(gòu)件連接兩邊的槽型冷彎薄壁型鋼，組合形成小桁架立柱，該新型組合墻體第一種設計方案是用槽型冷彎薄壁型鋼和木方組合形成鋼木結(jié)合的小桁架作為冷彎薄壁型鋼組合墻體骨架的立柱，其結(jié)構(gòu)如圖3所示。第二種設計方案是用槽型冷彎薄壁型鋼和歐松板板帶組合成C型立柱，其結(jié)構(gòu)如圖4所示。

2.2　新型鋼木結(jié)合冷彎薄壁型鋼組合墻體的有限元分析

2.2.1有限元模型的建模依據(jù)

本文建立有限元模型運用的是冷彎型鋼組合墻體抗剪承載力試驗研究[2]和冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)住宅組合墻體受剪性能研究[3]這兩篇文章所提供的方法，該方法驗證了一種精度較高的建模分析方法，也是ANSYS分析冷彎薄壁型鋼組合墻體運用較多的一種方法。

需要說明的是，根據(jù)傳統(tǒng)木結(jié)構(gòu)的整體有限元分析這篇文章中提到，考慮到木構(gòu)架材質(zhì)主要發(fā)揮其順紋力學性質(zhì)，可以將材料近似看作各向同性。因此本文將木材認為是各向異性的彈塑性材料來對結(jié)構(gòu)進行分析。

2.2.2各材料屬性及加載方式和邊界條件設定

組合墻體各部分使用的材料特性的設定如表1所示。

表1　組合墻體材料特性表

組合墻體有限元模型的加載及邊界條件設定如下：

約束組合墻體有限元模型底梁腹板節(jié)點加立柱底面節(jié)點的所有自由度以保證組合墻體不發(fā)生滑移和拔起破壞。約束組合墻體頂梁腹板節(jié)點垂直墻體平面的平動自由度即Y向平動自由度以保證組合墻體在墻體平面內(nèi)移動。

加載時耦合組合墻體頂梁腹板上的節(jié)點水平方向的自由度，使其在荷載作用下做剛體平動，將荷載施加荷載組合墻體頂梁腹板節(jié)點耦合處，采用以力控制加載的方法。約束和加載設置如圖5所示。

2.2.3新型組合墻體與典型C型鋼立柱組合墻體有限元分析結(jié)果的比較

本節(jié)將對方案一、二墻體與典型C型鋼立柱墻體在相同的約束條件下進行力學性能對比，以驗證新型墻體設計的合理性，因此建立如表2所示的墻體有限元模型，并進行分析。G-MZHQ1,G-MZHQ2和DXQC分別代表方案一、方案二和典型C型鋼立柱墻體。

表2　組合墻體有限元模型數(shù)據(jù)列表

將G-MZHQ1進行單調(diào)加載的有限元分析結(jié)果得到的荷載—位移曲線數(shù)據(jù)加載至origin中經(jīng)分析處理得到的結(jié)構(gòu)構(gòu)件特征荷載示意圖如圖6所示。

在60 kN豎向荷載作用下，橫向單調(diào)加載，通過結(jié)構(gòu)構(gòu)件特征荷載示意圖我們可以得到G-MZHQ1墻體水平抗剪承載力的最大值Pmax=58.22 kN，與之對應的頂端最大位移Δmax=28.35 mm，屈服荷載Py=51.33 kN，與之對應的頂端位移Δy=10.89 mm，破壞荷載Pu=53.75 kN，與之對應的頂端位移Δu=35 mm。得墻體G-MZHQ1墻體的延性系數(shù)μ=3.21，根據(jù)定義可得墻體屈服時抵抗側(cè)向位移的剛度Ky=4.71 kN/mm，達到最大荷載時抵抗側(cè)向位移的剛度Kmax=2.05 kN/mm，單位寬度墻體的最大抗剪承載力為24.26 kN/m，單位寬度墻體的抗剪屈服承載力為21.39 kN/m。

將G-MZHQ2進行單調(diào)加載的有限元分析結(jié)果得到的荷載—位移曲線數(shù)據(jù)加載至origin中經(jīng)分析處理得到的結(jié)構(gòu)構(gòu)件特征荷載示意圖如圖7所示。

通過結(jié)構(gòu)構(gòu)件特征荷載示意圖我們可以得到G-MZHQ2墻體水平抗剪承載力的最大值Pmax=78.11 kN，與之對應的頂端最大位移Δmax=12.22 mm，屈服荷載Py=75.31 kN，與之對應的頂端位移Δy=10.81 mm，破壞荷載Pu=77.33 kN，與之對應的頂端位移Δu=13 mm。得墻體G-MZH2墻體的延性系數(shù)μ=1.27，根據(jù)定義可得墻體屈服時抵抗側(cè)向位移的剛度Ky=6.91 kN/mm，達到最大荷載時抵抗側(cè)向位移的剛度Kmax=5.75 kN/mm，單位寬度墻體的最大抗剪承載力為34.48 kN/m，單位寬度墻體的抗剪屈服承載力為32.92 kN/m。

ANSYS分析DXQC墻體得到特征荷載示意圖如圖8所示。

我們可以得到DXQC墻體水平抗剪承載力的最大值Pmax=79.33 kN，與之對應的頂端最大位移Δmax=13.00 mm，屈服荷載Py=76 kN，與之對應的頂端位移Δy=10.75 mm，DXQC墻體的延性系數(shù)μ=1.21，根據(jù)定義可得墻體屈服時抵抗側(cè)向位移的剛度Ky=7.05 kN/mm，達到最大荷載時抵抗側(cè)向位移的剛度Kmax=6.10 kN/mm，單位寬度墻體的最大抗剪承載力為33.05 kN/m，單位寬度墻體的抗剪屈服承載力為31.67 kN/m。得到典型C型鋼立柱墻體與新型墻體性能對比結(jié)果如表3所示。

表3　典型C型鋼立柱墻體與新型墻體性能對比結(jié)果

參數(shù)PmaxkNΔmaxmmPykNΔymmμKykN/mmKmaxkN/mmPmax/2.4kN/mPy/2.4kN/mDXQC79.3313.007610.751.217.056.1033.0531.67G-MZHQ158.2228.3551.3310.893.214.712.0524.2621.39G-MZHQ278.1112.2275.3110.811.276.976.3932.5431.38

由表3可知，在相同的約束條件下與典型C型鋼立柱墻體相比，方案一的墻體，Pmax減小26.61%，Δmax增加118.08%，Py減小32.46%，Δy增加1.30%。延性系數(shù)μ增加165.29%，Ky減小33.19%，Kmax減小66.39%，單位寬度墻體的最大抗剪承載力減小26.60%，單位寬度墻體的抗剪屈服承載力減小32.46%。

在相同的約束條件下與典型C型鋼立柱墻體相比，方案二的墻體，Pmax減小1.54%，Δmax減小6%，Py減小0.91%，Δy減小0.56%。延性系數(shù)μ增加4.96%，Ky減小1.13%，Kmax增加4.75%，單位寬度墻體的最大抗剪承載力減小1.54%，單位寬度墻體的抗剪屈服承載力減小0.92%。

由此可知方案一墻體的強度和剛度都沒有典型C型鋼立柱墻體的好，但方案一墻體延性明顯優(yōu)于典型C型鋼立柱墻體的延性。方案二墻體的強度和剛度都沒有典型C型鋼立柱墻體的好，方案二墻體延性比典型C型鋼立柱墻體的延性好，但相差都不大。

3　結(jié)語

本文主要通過ANSYS分析了新型鋼—木結(jié)合的冷彎薄壁型鋼墻體水平抗剪承載力，通過新型鋼—木結(jié)合的冷彎薄壁型鋼墻體與典型C型鋼立柱墻體的對比驗證了新型墻體設計的合理性。結(jié)果顯示方案一墻體的延性整體上比典型C型鋼立柱墻體和方案二墻體的好，方案一墻體的強度和剛度整體上沒有典型C型鋼立柱墻體和方案二墻體的好，典型C型鋼立柱墻體和方案二墻體的各項性能都比較接近。

參考文獻:

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