住宅結構論文：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、藍璀建筑鋼結構(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構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構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，結構總高6.915m，平面和立面布置及基本尺寸見圖1a、1b。結構墻體立柱截面為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GB50009—2001《建筑結構荷載規范》(2006版)［10］，住宅樓面活荷載取2.0kN/m2;依據GB50011—2010《建筑抗震設計規范》［11］，在進行抗震分析時，在結構重力荷載代表值計算中樓面活荷載組合系數取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。在每個加載工況結束之后，均進行一次白噪聲掃頻，以檢測結構的剛度退化情況;在9度罕遇的第一個加載工況(工況74)結束后，也進行了一次白噪聲掃頻(工況74X)，目的是判斷模型結構的安全狀況以及試驗繼續進行的可能性。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構的扭轉效應。按從下至上的順序，依次對結構底層、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。在結構底層布置了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。

試驗現象

試驗過程中，模型結構的破壞主要發生在自攻螺釘連接部位以及墻體的開洞區域。首先是石膏板發生輕微擠壓破壞，之后有少數自攻螺釘松動甚至脫落，但主體鋼龍骨基本沒有破壞，結構樓板無裂縫或其它破壞現象。

1石膏板局部破壞。石膏板破壞主要出現在門框、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)加載結束后觀測到的門框角部破壞現象。墻體門、窗洞口角部區域容易產生應力集中，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。從石膏板的破壞現象可以發現，墻體開洞角點和石膏板拼接區域，板相互擠壓，致使局部破壞或拼接錯位，在結構設計時應引起重視。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生。

2自攻螺釘連接破壞。圖9為工況81(9度罕遇)加載結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，而右邊螺釘撥出石膏板外。試驗中發現螺釘連接的破壞主要在內墻石膏板的拼接部位，說明拼接縫隙處是結構連接的薄弱位置。圖10為工況81(9度罕遇)加載結束后外墻波紋板與鋼龍骨的連接破壞。在結構的角部區域，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。為了解墻體內部龍骨體系可能破壞情況，試驗完成后，拆卸了部分關鍵區域石膏板，如圖11所示。發現墻體立柱無明顯失穩破壞，截面無畸變屈曲發生。觀測到的現象和試驗應變測量數據反映的結果一致。

試驗結果及分析

1模型動力特性變化。在每個工況加載結束后，都進行了白噪聲掃頻，對結構的動力特性進行識別。表2為結構在不同峰值加速度地震作用結束后白噪聲掃頻的分析結果。可以看出，隨著峰值加速度的增大，兩個方向的結構頻率f有減小的趨勢，且Y向更為明顯，表明結構發生了損傷。同時，結構阻尼比ξ隨著結構變形的增大明顯增大。圖12為基于各次白噪聲掃頻結果計算得到的結構剛度退化曲線，由圖可以看出:結構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向為結構整體的弱剛度方向，這與實際構造相一致;第55工況白噪聲掃頻后，結構剛度相對初始剛度沒有大幅下降，說明結構在小于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，結構剛度已有顯著下降，說明超過8度罕遇地震對結構產生較大影響;9度罕遇地震的第74工況(ElCentro波X主向)加載結束，進行白噪聲掃頻，結構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束后，進行白噪聲掃頻，結構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構產生累積損傷，剛度連續大幅下降，但結構沒有發生倒塌，說明該結構能夠滿足大震不倒的抗震設防要求。綜上所述，結構在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，從而導致結構剛度迅速退化。另外，結構阻尼比的取值，也是抗震分析中值得關注的問題，從地震響應和白噪聲掃頻的結果來看，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。為統計結構的層間位移角，表中同時列出了位移測點A2Y1和A2Y2的算術平均值。由于結構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，自身會發生高頻振動，實測值不能真實反映該層加速度響應，測試結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，說明結構的質量和剛度分布對稱合理，無明顯的扭轉趨勢;2)相同峰值加速度輸入時，結構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系。在JGJ227—2011《低層冷彎薄壁型鋼房屋建筑技術規程》［12］中規定，結構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。本文模型結構層高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，層間位移均滿足規范限值要求，結構剛度設計合理。

3構件應變和應力分布。通過應變片采集到鋼龍骨各測點的應變數據，可用來評估龍骨構件破壞情況。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，采集的應變數據是地震作用引起的鋼結構龍骨的應變變化，而非實際的應變。構件真實的應變還要考慮結構的自重影響以及上級加載工況結束后的殘余應變。表5僅給出了結構在部分典型工況(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)模型整體質量較輕，即使在高烈度的地震作用下結構龍骨立柱的應力水平也不高。9度罕遇地震作用下構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構不利的受力位置。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剛度有明顯貢獻。4)對比白噪聲掃頻得到的結構剛度退化現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生了較大的退化，主要原因是結構局部外覆墻板與龍骨立柱之間的連接破壞，蒙皮作用減弱。

結論和建議

1)采用雙面覆板墻體構造形式的結構能夠滿足7度、8度甚至更高抗震設防地區(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)為整個結構的薄弱區域。石膏板由于其脆性材料性質，在洞口角部容易發生應力集中而破壞。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)結構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范限值;結構的質量和剛度分布均勻，沒有出現明顯的扭轉。

4)抗震分析時，結構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造形式墻體結構時的抗震能力，還應進行足尺模型振動臺試驗研究，或者依據單片墻體的抗剪試驗結果，采用底部剪力法進行整體結構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。