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Dec 07, 2023

Experimentelle Studie zur seismischen Leistung einer Erkältung

Wissenschaftliche Berichte Band 13,

Scientific Reports Band 13, Artikelnummer: 4486 (2023) Diesen Artikel zitieren

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Details zu den Metriken

Für leichte Stahlrahmenkonstruktionen bestehend aus Stahl-H-Trägern und mit Beton gefüllten kaltgeformten Stahlstützen wurden seismische Leistungsvergleichstests und numerische Simulationsanalysen für blanke und ausgefachte Rahmen durchgeführt. Untersucht wurden die Auswirkungen der Leichtwandpaneele, des axialen Kompressionsverhältnisses und der Wandstärke der Stahlprofile der Stützen auf die seismischen Eigenschaften der Struktur. Das Versagen des Rohbaus konzentrierte sich auf die Schweißbrüche an den Balken-Stützen-Verbindungen. Beim Einbetten der Wandpaneele in den Rahmen konzentrierte sich der Schaden auf die Ecken und Kanten der Wandpaneele und die Verbinder. Die Wandpaneele verbesserten die anfängliche Steifigkeit des Rahmens, die frühzeitige Energiedissipation und den Widerstand erheblich, und die Energiedissipationsrate der Wandpaneele betrug anfänglich bis zu 91 %. Mit zunehmendem axialen Kompressionsverhältnis nahm der Widerstand der Struktur deutlich ab. Unter monotoner Belastung verringerte sich der Widerstand der Struktur mit einem axialen Kompressionsverhältnis von 0,4 um fast 44 % im Vergleich zur Struktur ohne axiale Kompression. Durch die Erhöhung der Wandstärke der Stahlprofile der Stützen erhöhte sich die Tragfähigkeit der Struktur, allerdings verringerte sich die Steigerung mit zunehmender Wandstärke.

Mit der rasanten Entwicklung vorgefertigter Gebäude nimmt der Einsatz von Stahlkonstruktionen in Wohngebäuden zu, und die Hüllenkonstruktion hat in der Industrie Aufmerksamkeit erregt. Die Rahmenkonstruktion mit eingebetteten leichten Wandpaneelen (d. h. ausgefüllter Rahmen), bestehend aus betongefüllten kaltgeformten Stahlsäulen und warmgewalzten H-förmigen Stahlträgern, wird hauptsächlich in Flachbauten in ländlichen Gebieten mit hoher Erdbebenbelastung eingesetzt Befestigungsintensität. Schäden am Rahmen werden meist durch die horizontale Belastung kontrolliert. Obwohl der Effekt zweiter Ordnung bei horizontaler Belastung die Beschädigung eines Rahmens erhöht, hat er kaum Einfluss auf die gesamte Struktur des Flachbaus.

Wissenschaftler haben kaltgeformte dünnwandige Stahlbauteile untersucht1,2,3,4,5, einschließlich der Scherfestigkeit von Wänden, der Tragfähigkeit vertikaler Elemente, der Leistung von Verbundböden, den Verbindungen von Wandrahmensäulen und dem Boden Träger, die Verbindungsleistung der selbstschneidenden Schraube und die seismische Leistung von Bauwerken, und die Ergebnisse zeigen, dass diese Bauwerke eine gute seismische Leistung aufweisen. Die Leistung von kaltgeformten dünnwandigen Stahlstützen und Verbundträgern6,7,8 wurde ebenfalls untersucht und die entsprechende Berechnungsformel für die Tragfähigkeit abgeleitet. Der Feuerwiderstand und die Druckkapazität von mit Verbundbeton gefüllten kaltgeformten Stahlsäulen9,10 wurden untersucht und die Verbundsäulen zeigten eine höhere Druckfestigkeit. Wissenschaftler haben viel über die Leistung von Rahmen mit gefüllten Wänden gearbeitet11,12,13 und die seismischen Eigenschaften von Wand-Rahmen-Strukturen aus recyceltem Beton wurden ebenso untersucht wie die von Rahmenkonstruktionen mit leichten Wandpaneelen. Darüber hinaus wurden Rütteltischtests von Rahmenkonstruktionen mit Außenwandpaneelen14 durchgeführt und das Verbundwirkungsverhalten von Wandpaneelen und Rahmen15 untersucht. Die oben genannte Forschung konzentrierte sich hauptsächlich auf die Leistung auf Komponentenebene oder die seismische Leistung von kaltgeformten dünnwandigen Stahlgebäuden, hauptsächlich für mehrstöckige Gebäude und Hochhäuser. Es liegen nur wenige Studien zur seismischen Leistung von vorgefertigten, leichten Stahlrahmen vor, die für ländliche Gebiete geeignet sind. Die seismische Leistung von leichten Stahlrahmen, die aus mit Beton gefüllten kaltgeformten dünnwandigen Stahlsäulen und H-förmigen Stahlträgern bestehen, bedarf weiterer Forschung. Darüber hinaus muss der Einfluss eingebetteter Leichtwandpaneele und ihrer Verbindungen auf die Leistung dieser Art von Leichtstahlrahmen noch weiter erforscht werden.

Wenn die Wände richtig angeordnet sind, werden die Wände und der Rahmen miteinander verbunden, um horizontalen Belastungen standzuhalten, die nicht nur durch das Wandmaterial, sondern auch durch die Verbindungen zwischen den Wänden und der Struktur beeinflusst werden. Die Wandstärke des Stahlabschnitts der Verbundsäule ist gering, und daher müssen die Gesamtleistung der Bolzen-Schweiß-Verbindung und die Versagensart der Gesamtstruktur weiter untersucht werden. Die Verbindungen zwischen den Leichtwandplatten und dem Stahlrahmen erfolgen üblicherweise in Form von U-förmigen Verbindern und Mörtelfugen. Der Widerstand der Wandpaneelverbindung gegenüber der horizontalen Einwirkung der Wand muss noch weiter untersucht werden.

In dieser Studie wurden Experimente und Finite-Elemente-Analysen am Rahmen durchgeführt. Bei dieser Analyse wurden hauptsächlich die nackten und ausgefüllten Rahmen verglichen und analysiert. Die parametrische Analyse des nackten Rahmens wurde hauptsächlich mit der Finite-Elemente-Methode durchgeführt. Berücksichtigt wurden die Einflüsse des axialen Kompressionsverhältnisses und der Wandstärke des kaltumgeformten dünnwandigen Stahls der Stützen auf die Tragfähigkeit. Es wurden die seismischen Eigenschaften von leichten Stahlrahmenkonstruktionen ermittelt und sie stellen eine Referenz für den Entwurf zusammengesetzter leichter Stahlkonstruktionen in ländlichen Gebieten dar.

Es wurden zwei einstöckige, einfeldrige Modellexemplare im Maßstab 1:2 entworfen. Der Stahl war Q235B und die Betonfestigkeitsklasse war C35. Die Größe und Materialqualität der Finite-Elemente-Modellgruppe stimmte mit denen der Testgruppe überein. Die Proben sind in Tabelle 1 aufgeführt. Die Säulen hatten einen rechteckigen Querschnitt, der aus zwei kaltgeformten dünnwandigen Stahlkanälen mit Lippen bestand. Die Stützen wurden mit Beton gefüllt, um lokale Knickungen aufgrund der breiten Schenkel und dünnen Wände des Bauteils zu vermeiden. Die Verbindungen der Säulen wurden durch Flachverbinder aus dem gleichen Material wie die Säulen verbunden. Die Details sind in Abb. 1a,b dargestellt. Der Rahmenträger bestand aus warmgewalzten H-Stahlträgern mit den Maßen HN150 × 75 × 5 × 7. Die obere Verbindung am Ende jeder Säule hatte die Form einer äußeren Hülse, die durch Zugschrauben mit der Hülse verbunden war Die Hülse wurde durch Bolzenschweißen mit dem H-förmigen Stahlträger verbunden, wie in Abb. 1c, d dargestellt.

Details zu Verbundstützen und Verbindungen (Einheit: mm).

Die Wand bestand aus drei Stücken leichter Wandpaneele, die über U-förmige Verbinder und Zementmörtel in den Rahmen eingebettet waren. Bei einem Leichtwandpaneel handelt es sich um eine vorgefertigte energieeffiziente Wand, die beidseitig mit Kalziumsilikatplatten belegt und mit expandiertem Polystyrolbeton (EPS) gefüllt ist. Die Gesamtdetails einer SFW-Probe, der Wandgröße und der Verbindungsstruktur sind in Abb. 2 dargestellt.

SFW-Gesamtdiagramm (Einheit: mm).

Gemäß den Bestimmungen des Zugversuchs für Metalle16 ist die Größe der Stahlzugproben in Abb. 3 dargestellt. Die gemessenen Eigenschaften des fertigen Materials sind in Tabelle 2 aufgeführt. Die Schrauben an den Balken-Stützen-Verbindungen waren M12 und M16 hochfeste Schrauben der Güteklasse 10.9. Der Beton wurde in Abschnitte der Säulen gegossen, und die groben und feinen Zuschlagstoffe sind in Tabelle 3 aufgeführt. Drei Betontestblöcke wurden hergestellt und 28 Tage lang unter den gleichen Bedingungen ausgehärtet. Die gemessenen Ergebnisse zur Druckfestigkeit17 sind in Tabelle 4 aufgeführt. Das Wandpaneel hatte eine Druckfestigkeit von 3,6 MPa und eine Poissonzahl von 0,21.

Größe und physikalische Proben von Zugproben (Einheit: mm).

Während des Tests wurde die Belastung gestoppt, wenn eine der folgenden Bedingungen auftrat: (1) die Tragfähigkeit betrug weniger als 85 % der Endlast; (2) es traten übermäßige Schweißrisse oder Bolzendurchtrennungen auf; (3) es traten erhebliche lokale Knickungen der Träger- und Stützenenden oder eine übermäßige Verformung der Trägerenden auf; (4) die Ecke des Wandpaneels wurde eingedrückt oder deutlich vom Rahmen gelöst; und (5) es gab durchdringende Risse in der Wandplatte.

Aufgrund der Einschränkungen des Teststandorts übte der MTS-Antrieb auf das belastete Gerät nur horizontale hin- und hergehende Lasten aus, wie in Abb. 4 dargestellt. Der im Test verwendete hydraulische Servoaktuator von MTS hatte einen Hub von ± 250 mm, eine Zugkraft von 648 kN und eine Schubkraft von 1013 kN. Die Belastungsrate betrug 0,5 mm s−1 und es wurde eine Verschiebungskontrollbelastung15 übernommen. Die spezifischen Schritte waren wie folgt: (1) wenn Δ ≤ 8 mm, betrug das Verschiebungsinkrement 1 mm; (2) wenn 8 < Δ ≤ 20 mm, betrug das Verschiebungsinkrement 3 mm; (3) wenn 20 < Δ ≤ 40 mm, betrug das Verschiebungsinkrement 5 mm; und (4) wenn Δ > 40 mm, betrug das Verschiebungsinkrement 10 mm. Das belastete System ist in Tabelle 5 dargestellt.

Ladegerät und Site-Layout.

Dehnungsdaten wurden mit dem DH3816N-System mit 31 Dehnungsmessstreifen auf der SF-Probe und 38 Dehnungsmessstreifen auf der SFW-Probe erfasst. Zur Messung der Dehnungen an Balken, Säulen und Hülsen wurden die Dehnungsmessstreifen S1–S31, für U-förmige Verbinder S32–S34 und für Wandpaneele SC1–SC5 verwendet. Die Dehnungsmessstreifen S1–S12 maßen hauptsächlich die Dehnung der Säule in verschiedenen Höhen. S31 maß die Dehnung des Balkenstegs in der Mitte der Spannweite, und die übrigen Dehnungsmessstreifen maßen hauptsächlich die Hülsendehnung an den Balken-Stützen-Verbindungen und die Dehnung des Balkens. An jeder Probe waren drei Verschiebungsmesser D1–D3 in der Nähe des Säulenfußes, in der Mitte der Säulenachse und in der Mitte der Hülse angebracht. Es wurde die Verschiebung der Säule entlang der Belastungsrichtung während des Tests ermittelt. Die Anordnung der Messpunkte der Prüflinge ist in Abb. 5 dargestellt.

Anordnung der Messpunkte.

Das teilweise Versagen der Probe nach der Testbelastung ist in Abb. 6 dargestellt. Bei einer Belastung von 17 mm gab die Verbundsäule in der SF-Probe ein leichtes Geräusch von sich und die Belastung der Säulenverbindung begann zuzunehmen; es überschritt schnell die Streckgrenze des Stahls. Bei Belastungen bis 40 mm traten in den Schweißnähten an der Verbindungsstelle im Untergurt des hinteren Trägers winzige Risse auf. Die Risse entwickelten sich weiter, und bei einer Belastung von 80 mm war die Rissbildung am Knoten deutlich erkennbar. Das Versagen der SF-Probe konzentrierte sich auf die Balken-Stützen-Verbindungen und war durch einen Bruch in der Schweißnaht zwischen dem Stahlträger und der Stützenhülse an der Balken-Stützen-Verbindung mit erheblicher Verformung der Hülsenverbindung gekennzeichnet. Zum Testzeitpunkt wurde die Dehnungsvariabilität an den Knoten durch das Datenerfassungssystem beobachtet. Bei einer Belastung von ca. 40 mm waren die Änderungskurven für die meisten Messpunkte im Aufnahmegerät relativ moderat, bei einigen wenigen Messpunkten zeigte sich noch ein linearer Aufwärtstrend. Wenn in der Schweißnaht zwischen dem Träger und der Stützenhülse winzige Risse auftraten, nahm die Spannung im Schweißbereich, wo die winzigen Risse entstehen, mit zunehmender Belastung zu, die Breite und Länge der Risse nahm zu und durch die Rissentwicklung wurde mehr Energie abgeführt. Es gab während des gesamten Tests keine erkennbaren Schäden am Rahmen und die Struktur zeigte auch in späteren Belastungsphasen eine hervorragende Duktilität. Bei der Verbindung der Träger-Stütze-Verbindung durch ein Bolzenschweißmuster wurde die Schweißqualität der Verbindung aufgrund der geringen Wandstärke des Profilstahls der Hülse etwas beeinträchtigt.

Fotos von Probenversagen.

Bei der SFW-Probe nahm die Breite des Risses im Mörtel im oberen Teil des Wandpaneels ① bei einer Belastung von 8 mm allmählich zu. Bei einer Belastung von 14 mm kam es zum Abplatzen des Mörtels im vertikalen Riss. Bei einer Belastung von 17 mm wurde die Platte des Wandpaneels ③ teilweise beschädigt. Bei einer Belastung von 25 mm vergrößerte sich der Spalt zwischen Wand und Rahmen und ein erheblicher Teil der dazwischenliegenden Mörtelfüllung fiel ab. Bei einer Belastung von 30 mm begann sich der untere Verbinder des Wandpaneels zu verformen. Bei einer Belastung von 40 mm wurde die obere linke Ecke des Wandpaneels ① gequetscht; Bei einer Belastung von 50 mm wurde die Wandverkleidungsplatte auf der Rückseite der Wandplatte ① zerstört. Bei einer Belastung von 70 mm löste sich das Wandpaneel ③ von der Säule und der Füllmörtel dazwischen fiel vollständig ab. Als die Belastung 80 mm erreichte, lösten sich die Wandpaneele vom Rahmen, das Wandpaneel verschob sich und in der Naht zwischen den Wandpaneelen bildete sich ein etwa 6 mm breiter Riss.

Die Last-Verschiebungs-Kurven (P–Δ) der Proben sind in Abb. 7 dargestellt. Ohne axiale Kompression verjüngte sich die Zeitaufzeichnung der SF-Probe, wohingegen die Zeitaufzeichnung der SFW-Probe einen umgekehrten S-Wert aufwies. Form, was auf einen ausgeprägteren Kneifeffekt hinweist. Der Grund dafür war, dass bei fehlender Vertikallast der Schlupf zwischen Wandpaneel und Rahmen bei der SFW-Probe deutlicher zu erkennen war. Die SFW-Probe zeigte eine deutlichere positive und negative Belastungsasymmetrie als die SF. Die Hauptursache dafür war die Anhäufung von Schäden an der Probe und die Lockerung der Verbindungsschrauben zwischen dem belasteten Träger und dem Rahmen während des Tests.

Zeitabhängigkeit von Last-Verschiebungs-Kurven.

Mit zunehmender Belastung riss die Schweißnaht in der Nähe des Verbindungsbereichs der SF-Probe auf, und die Spannung konzentrierte sich dann auf den Rissbereich. Die Spannung im Rissbereich nahm weiter zu und der Grad des Risses an der Stelle, an der der Mikroriss auftrat, wurde immer schwerwiegender. In anderen Teilen des Bauwerks gab es keine neuen Risse. Während sich die kleinen Risse an den Verbindungsstellen weiter entwickelten, nahm die Restverformung der Probe zu, die Last-Verschiebungs-Kurve der Probe weitete sich allmählich aus und es wurde mehr Energie dissipiert. Der Mörtel zwischen dem Rahmen und der Wandplatte in der SFW-Probe blätterte kontinuierlich ab. Aufgrund des Steifigkeitsunterschieds zwischen Rahmen und Wandpaneel war die Verformung nicht koordiniert, was zu Schäden zunächst an der schwachen Ecke des Wandpaneels und dann entlang des schwachen Teils des Wandpaneels zwischen den Verbindern führte, wodurch sich der Grad der Verformung erhöhte Schaden. Anfangs arbeiteten die Wandpaneele und der Rahmen zusammen, und die Wand leitete den größten Teil der Energie ab. Mit zunehmendem Schadensgrad der Wand wurden die Verbinder nach und nach beschädigt und versagten, was die Verbindung zwischen Wand und Rahmen schwächte und den Energieverbrauch der Wand senkte. Die äquivalente Verstrebungswirkung der Wand während der späteren Belastungsphase ermöglichte es der Wand, weiterhin Energie abzuleiten.

Die Steigung der Kurve nahm mit der Belastung ab, und der abnehmende Trend der Steigung war in späteren Belastungsstadien deutlicher zu erkennen, was darauf hindeutet, dass die Restverformung der Probe zunimmt und die Steifigkeit der Probe abnimmt. Im Gegensatz zu einem nackten Rahmen gelangte der Rahmen mit gefüllten Wänden allmählich in die elastisch-plastische Phase und in die plastische Phase. Im elastischen Stadium spielte der gefüllte Rahmen eine gute Rolle und die Gesamtsteifigkeit der Probe verbesserte sich. Mit fortschreitender Belastung löste sich der Mörtel zwischen Wandpaneel und Rahmen allmählich ab und die kontinuierliche Verformung des Verbinders schwächte die Verbindungswirkung zwischen Wand und Rahmen, so dass die kooperative Arbeitsleistung abnahm und der Energieverbrauch des Rahmens allmählich dominierte. Obwohl der Rahmen und die Wand in der späteren Phase der Belastung getrennt waren, spielte die Wand aufgrund der äquivalenten Strebenwirkung der Wand immer noch eine gewisse Energiedissipationsrolle, aber die Beschädigung der Wand war erheblich und die Fähigkeit des Rahmens, dies zu tun Der Widerstand gegen seitliche Belastung wurde verringert.

Die charakteristischen Werte wurden nach der in Abb. 8a dargestellten Methode ermittelt. Die charakteristischen Werte sind in Tabelle 6 und die Skelettkurve in Abb. 8b dargestellt. Die Skelettkurven der SF- und SFW-Proben waren doppelt gestrichelte Linien. Auch im Falle eines Risses in der Schweißnaht oder einer Trennung des Wandpaneels vom Rahmen konnte die Struktur der Belastung standhalten, was darauf hindeutet, dass die Struktur bruchsicher war. Die Streckgrenze des SFW-Probekörpers war 30 bis 40 % größer als die der SF-Probekörper, während der Widerstandsanstieg eher bei 79 bis 96 % lag, was darauf hindeutet, dass die Wand einen offensichtlicheren Einfluss auf den Widerstand des SFW-Probekörpers hatte Struktur. Die Steigung der Skelettkurve war bei der SFW-Probe größer als bei der SF-Probe, was darauf hindeutet, dass die anfängliche Steifigkeit der Struktur deutlich größer war, wenn die leichte Wandplatte in den Rahmen eingebettet war.

Skelettkurve.

Die SF-Probe befand sich während der anfänglichen Belastungsphase im Stadium der elastischen Verformung und trat dann in das Stadium der plastischen Entwicklung ein. Mit fortschreitender Belastung bildeten sich immer mehr Risse und Schäden häuften sich. Während der anfänglichen Belastungsphase löste sich der Mörtel der SFW-Proben an der Verbindungsstelle zwischen Rahmen und Wand nicht vollständig und der Rahmen befand sich in einem elastischen Verformungsstadium, in dem die Steifigkeit der SFW-Proben größer war. Der Mörtel fiel dann nach und nach ab und blätterte ab, und zwischen der Wand und dem Rahmen entstand ein großer Spalt, der sich nach und nach trennte. In den späteren Belastungsstadien lösten sich die Wände zwar vom Rahmen und wurden schwer beschädigt, die durch das Wandpaneel gebildete entsprechende Strebe spielte jedoch immer noch eine Rolle und trug einen Teil der horizontalen Last.

Abbildung 9a zeigt die Kurve der strukturellen Steifigkeitsverschlechterung, und die normalisierte Kurve ist in Abbildung 9b dargestellt. Die Steifigkeit der SFW-Probe schwankte, während sie abnahm, leicht zunahm und dann abnahm, während die Steifigkeit der SF-Probe kontinuierlich abnahm. Die Erhöhung der Steifigkeit des SFW hing hauptsächlich mit der Kompaktheit der Verbindung zwischen Wandpaneel und Rahmen zusammen. Die Wand wurde im Winter installiert. Der Mörtel an den Fugen war durch Witterungseinflüsse beschädigt und Wand und Rahmen waren nicht vollständig verfüllt. Bei Belastung des Probekörpers kam es zu einem engeren Sitz der Verbindung, wodurch die Steifigkeit des Probekörpers zunächst abnahm und dann zunahm. Als sich der Spalt zwischen Wand und Rahmen vergrößerte, trat der Rahmen in die plastische Phase ein und die Steifigkeit der SFW-Probe nahm ab.

Verschlechterung der Steifigkeit.

Die schnellere Steifigkeitsreduzierung bei der SFW-Probe war auf den größeren Spalt zwischen der gefüllten Wand und dem Rahmen und die verringerte Fähigkeit der beiden zur Zusammenarbeit zurückzuführen. Die Steifigkeit der Probe unterschied sich deutlich bei positiver und negativer Belastung, was mit dem Schlupf zusammenhängt, der durch das Lösen der Belastungsbalkenschrauben verursacht wurde. Die anfängliche Steifigkeit der SFW-Probe war 30 bis 50 % größer als die der SF-Probe. Nach der Belastung verringerten sich die Steifigkeiten beider Proben auf 35 bis 45 % der Ausgangssteifigkeit. Die Verhältnisse der Endsteifigkeit zur Anfangssteifigkeit waren bei beiden Proben ähnlich, was darauf hindeutet, dass die Struktur bei später Belastung hauptsächlich durch den Rahmen bestimmt wurde. Die wirksame Verbindung zwischen der Wandplatte und dem Rahmen wurde mit der Belastung allmählich schwächer und verschwand, und der Einfluss der Wand auf die seismischen Eigenschaften des Bauwerks nahm aufgrund der Verschlimmerung der lokalen Beschädigung der Wand allmählich ab.

Die Tragfähigkeitsabbaukurve ist in Abb. 10 dargestellt. Bei Δ > 50 mm war die Tragfähigkeitsabbaukurve der SF-Probe relativ flach mit geringen numerischen Schwankungen, was darauf hindeutet, dass die Tragfähigkeit der Probe nicht stark abgenommen hat Die Probe wurde weiterhin belastet. Wenn Δ < 50 mm, nahm der Verschlechterungskoeffizient der Tragfähigkeit der Struktur schnell ab, und die Abnahmetrends der SF- und SFW-Proben waren im Wesentlichen die gleichen. Unter negativer Belastung war der Grad der Verschlechterung der Tragfähigkeit bei der SFW-Probe kleiner als bei der SF-Probe, was den Einfluss des Wandwiderstands auf die horizontale Belastung widerspiegelt. Unter Vorwärtsbelastung war der Unterschied zwischen den Tragfähigkeitsabbaukurven der beiden Proben gering und die mittleren Teile der Kurven überlappten sich. Der Hauptgrund war, dass die Wand stark beschädigt war und sich vom Rahmen löste, was damals eine große Rolle spielte. In der späteren Belastungsphase fungierte die Wand als gleichwertige Stütze, der Effekt war jedoch aufgrund der Schwere der Beschädigung gering.

Kurve des Tragfähigkeitsabbaus.

Die Dehnungsdiagramme der teilweise gemessenen Punkte sind in Abb. 11 dargestellt. Bei einer Belastungsverschiebung über 40 mm überstieg die Spannung an einigen Messpunkten der SF-Probe die Streckgrenze. Die gemessene Spannung in der Nähe der Stützenbasis lag nahe an der Streckgrenze des Stahls und sollte in den Konstruktionen verstärkt werden. Die Belastung der Rahmensäule entwickelte sich von Beginn der Belastung an schnell, aber als sie 40 mm erreichte, nahm die Belastung im gesamten Bereich außer dem Gelenkbereich langsam zu. Nachdem ein kleiner Riss im Knoten entstanden war, nahm der Knoten eine größere horizontale Last auf.

Dehnungs-Verschiebungs-Kurven.

Die Spannungen an den Verbindungen der SFW-Probe lagen innerhalb der Streckgrenze, aber die Spannungen an der Basis der Säule waren immer noch groß. Die Belastung des U-förmigen Verbinders erhöhte sich nach der Belastung auf 10 mm, was mit dem Ablösen des Mörtels und der Funktion des Verbinders zusammenhängt. Bei einer Belastung von 40 mm überstieg die Stahlspannung an der gemessenen Stelle des Verbinders seine Endfestigkeit. Der Verbinder in der Nähe der Diagonale spielte aufgrund der diagonalen Strebenwirkung der Wand eine größere Rolle, was auch darauf hinwies, dass der Verbinder am diagonalen Kraftteil dieser Art von Leichtbauwand angeordnet werden musste. Im späteren Belastungsstadium konzentrierte sich der Schaden hauptsächlich auf die Ecken von Wandpaneel ① und Wandpaneel ③ und entwickelte sich entlang der Kante des Wandpaneels. Die Dehnungsmessstreifenwerte waren in der Nähe der Ecken größer. In diesem Stadium wirkte vor allem die entsprechende Diagonalstrebe der Wand, die Schäden an den Ecken waren jedoch noch schlimmer. Der Schaden an der Wand entwickelte sich auch vertikal entlang der Ecken, und der Schaden erstreckte sich nach und nach durch die Wandplatten zwischen den oberen und unteren Anschlüssen. Als erste Verteidigungslinie während der Belastung leiteten die Wandpaneele kontinuierlich Energie ab und reduzierten das Ausmaß der Beschädigung des Rahmens. Als sich die Wandschäden verschlimmerten und der Rahmen mehr Last trug, nahm die Belastung zu und die Energie ging kontinuierlich verloren. Zu einem späteren Zeitpunkt fungierte die Wand immer noch als gleichwertige Stütze, aber als die Schäden an den Wandecken zunahmen, verschob sich der Kontaktpunkt zwischen der Wand und den Balken-Stützen-Verbindungen nach unten.

Die Energiedissipationskapazität der Proben ist in Tabelle 7 dargestellt, wobei E der Energiedissipationskoeffizient und ξe der äquivalente viskose Dämpfungskoeffizient ist. Das Energiedissipationssäulendiagramm ist in Abb. 12 dargestellt. Der Energiedissipationskoeffizient und der äquivalente viskose Dämpfungskoeffizient am Peak waren bei der SF-Probe größer als bei der SFW-Probe. Dies deutete darauf hin, dass der Schlupf zwischen der Wand und dem Rahmen bei der SFW-Probe deutlicher war, wenn das Wandpaneel in die Struktur eingebettet war. Unter den gleichen Belastungsbedingungen war die plastische Entwicklung des Rahmens aufgrund der Wandplatteneinbettung langsamer als die der SF-Probe, was dazu führte, dass die SF-Probe größere Strukturschäden aufwies. Im Anfangsstadium der Belastung änderte sich der äquivalente viskose Dämpfungskoeffizient der SF-Probe nicht wesentlich. Mit steigender Belastung zeigte sich ein Aufwärtstrend, der allmählich die Entwicklung vom elastischen zum plastischen Stadium widerspiegelte. Der große Wert des äquivalenten viskosen Dämpfungskoeffizienten für die SFW-Probe im Anfangsstadium der Belastung deutete darauf hin, dass die Reibung zwischen dem Wandpaneel und dem Verbinder eine Rolle spielte, der schnelle Rückgang deutete jedoch darauf hin, dass der Reibungseffekt allmählich verschwand. Der Koeffizient stieg mit zunehmender Belastung allmählich an und sank dann ab. Diese Veränderung war hauptsächlich auf die allmähliche Entwicklung der Rahmenplastizität, das allmähliche Verschwinden der wirksamen Verbindung zwischen Wand und Rahmen und die Verschlimmerung von Wandschäden zurückzuführen. Zu späteren Zeitpunkten stieg ξe bei der SF-Probe schneller an als bei der SFW-Probe, was mit dem Ausmaß zusammenhing, in dem sich die Plastizität des Rahmens entwickelte.

Energiedissipierendes Histogramm.

Da die Wandpaneele an der Energiedissipation beteiligt waren, verbrauchte die SFW insgesamt mehr Energie als die SF-Probe. In der Anfangsphase basierte der Energieverbrauch der SFW-Probe hauptsächlich auf der Wand und entwickelte sich nach und nach zu einem Rahmen, der mehr Lasten tragen und mehr Energie ableiten konnte. Zu Beginn befanden sich beide Proben im elastischen Stadium, so dass der Energieverbrauch der Wand in der SFW-Probe auf nahezu 91 % geschätzt wurde, was darauf hindeutet, dass die Wand als erste Linie der seismischen Verteidigung fungierte. Mit zunehmender Belastung nahm die Beschädigung der Wand zu, die Fuge riss, der Mörtel fiel ab, der Rahmen und die Wand trennten sich allmählich und die Energieableitungsfähigkeit der Wandplatte ließ nach. Zu späteren Zeiten unterschieden sich die Energieverbrauchswerte der beiden Exemplare nicht sehr stark, was darauf hindeutet, dass die Wand zwar Energie über eine entsprechende Diagonalstrebe ableitete, zu diesem Zeitpunkt jedoch der Rahmen die Hauptrolle spielte.

Für die Parameteranalyse wurde von ABAQUS ein Modell der leichten Stahlrahmenstruktur erstellt. Die Einflüsse des axialen Kompressionsverhältnisses und der Wandstärke des Profilstahls der Verbundstütze auf die Struktureigenschaften wurden in beiden Belastungsmodi untersucht. Um die Berechnungserfolgsquote zu verbessern, wurden die folgenden Annahmen getroffen: (1) Die Schweißqualität in der Rahmenstruktur war zuverlässig. (2) Die Verbindung der Verbundsäule war zuverlässig und während des Ladevorgangs traten keine Risse auf.

Das Modell wurde entsprechend der Testgröße erstellt. Der Rahmenträger, die Verbundstützen, Verbinder, Bolzen usw. im Modell waren alle Kontinuumselemente C3D8I. Da das Modell viele Komponenten enthielt, die Kontakt, Einschränkung und Interaktion beinhalteten, konnte dieses Element besser realisiert werden und hatte eine bessere Berechnungsgenauigkeit als andere Optionen. Das Materialmodell für Stahl war ein trilineares Modell mit Materialdaten aus Materialtests. Das Stoffmodell für Beton war das CDP-Modell, das von Han18 entwickelte Modell wurde als Druckstoffbeziehung verwendet und das Zugmodell von Beton wurde als Zugstoffstoffbeziehung verwendet19. Die Parameter des CDP-Modells sind in Tabelle 8 aufgeführt. Aufgrund der Annahme einer zuverlässigen Schweißqualität des Modells wurde eine Verbindungsbeschränkung für Schweißpositionen wie Träger und Hülse, Versteifung und Stütze, Stütze und Deckplatte übernommen. Zwischen Bolzen und Stütze, Trägern, Hülse sowie zwischen Beton und kaltgeformtem dünnwandigem Stahl wurde ein Flächenkontakt verwendet, das tangentiale Verhalten wurde zusammen mit der Strafe berücksichtigt und die Normalkraft wurde zusammen mit dem harten Kontakt berücksichtigt . Die Reibungskoeffizienten betrugen 0,6 zwischen Stahl und Beton und 0,45 zwischen Stahl und Stahl.

Die Randbedingungen waren die gleichen wie im Test. Zur Vereinfachung der Festlegung von Randbedingungen und Lasten wurden im Modell vier Referenzpunkte RP1 bis RP4 festgelegt, um eine kinematische Kopplung mit einer bestimmten Oberfläche festzulegen. Die Grundplatte (RP1) wurde vollständig konsolidiert und die Stützenoberseite (RP2, 2RP3) wurde translatorischen Einschränkungen in x-Richtung und rotatorischen Einschränkungen in y- und z-Richtung als vertikalen Lastangriffspunkten ausgesetzt. Hülse RP4 übte eine hin- und hergehende Last aus. Das Modell und die Referenzpunkte sind in Abb. 13 dargestellt. Das Modell musste in eine regelmäßige Form segmentiert werden, und es wurde ein globales Raster von 30 mm festgelegt. Anschließend wurden die Hülse, die Balken-Stützen-Verbindungen und das Bolzenloch verfeinert.

Modell und Referenzpunkte.

Abbildung 14a–d zeigt den Vergleich von Gelenken, Skelettkurven, Tragfähigkeits- und Steifigkeitsabbaukurven. In der Abbildung stellt SF (T) die SF-Testprobe und SF (NM) das SF-Finite-Elemente-Verifizierungsmodell dar. Der Vergleich zwischen dem Test und den Finite-Elemente-Ergebnissen zeigte, dass die Skelettkurven der beiden gut übereinstimmten. Da das Finite-Elemente-Modell teilweise idealisiert war, gab es einige Unterschiede zwischen den beiden Berechnungen. Der Widerstand der Skelettkurve der Finite-Elemente-Simulation war etwa 10 % geringer als der des Tests, der Unterschied in der Streckgrenze beträgt weniger als 4 % und der Trend der Kurve war konsistent. Im Finite-Elemente-Modell wies die Struktur eine große Spannung an der Verbindung zwischen dem Trägerflansch und der Hülsenverbindung auf, was mit dem Phänomen übereinstimmte, dass die Spannung an der Schweißnaht der Verbindung zum Testzeitpunkt zu groß war, um zu brechen.

Verifizierung des Finite-Elemente-Modells.

Das Modell wurde einer zyklischen Belastung und einer monotonen Belastung mit axialen Kompressionsverhältnissen von 0, 0,2 und 0,4 ausgesetzt. Die Last-Verschiebungs-Kurven sind in Abb. 15 dargestellt. Tabelle 9 listet die charakteristischen Werte für verschiedene axiale Kompressionsverhältnisse auf. Bei einem axialen Kompressionsverhältnis von 0,4 verringerte sich der Widerstand bei positiver Belastung deutlich und der Widerstand bei negativer Belastung nahm ab, jedoch nicht signifikant. Die Kurven für unterschiedliche axiale Kompressionsverhältnisse vor dem Nachgeben stimmten im Wesentlichen überein, was darauf hindeutet, dass die vertikale Belastung kaum einen Einfluss auf die anfängliche Steifigkeit des nackten Rahmens hatte. Als die Struktur nachgab, trat die Struktur mit zunehmendem axialen Kompressionsverhältnis schnell in die plastische Phase ein, was darauf hinwies, dass der Widerstand umso geringer war, je größer das axiale Kompressionsverhältnis war. Bei monotoner Belastung verringerte sich der Widerstand der Probe mit einem axialen Kompressionsverhältnis von 0,4 um 44 % im Vergleich zur Probe ohne axiale Kompression. Das Versagen des Rohrahmens wurde hauptsächlich durch die Bildung von Kunststoff an den Verbindungsstellen verursacht. Je höher das axiale Kompressionsverhältnis war, desto schneller entwickelte sich die Spannung an den Rahmenverbindungen, desto umfassender war die plastische Entwicklung an den Verbindungen, desto schneller versagte der Rahmen und desto geringer war der Widerstand.

Last-Verschiebungs-Kurven.

Die Kurven der Struktursteifigkeit und der Tragfähigkeit gegenüber dem axialen Kompressionsverhältnis sind in Abb. 16 dargestellt. Die positive Anfangssteifigkeit der Struktur war etwas größer als die negative Anfangssteifigkeit, und die Anfangssteifigkeit der Struktur nahm leicht ab, wenn das axiale Kompressionsverhältnis zunahm . Bei einem axialen Kompressionsverhältnis von 0,4 war der Steifigkeitsabbau schneller. Der Trend der Tragfähigkeitsabbaukurve war konsistent. Das kleine axiale Kompressionsverhältnis hatte kaum Auswirkungen auf die Steifigkeit und Tragfähigkeit des bloßen Rahmens. Wenn das axiale Kompressionsverhältnis 0,4 betrug, trat die Struktur schneller in die plastische Phase ein und die plastische Entwicklung verlief schneller.

Steifigkeits- und Tragfähigkeitsabbaukurven.

Tabelle 10 listet die charakteristischen Werte für Proben mit unterschiedlichen Wandstärken aus Profilstahl auf. Abbildung 17 zeigt die Last-Verschiebungs-Kurven der Probe unter zyklischer Belastung und monotoner Belastung. Unter monotoner Belastung zeigten die Last-Verschiebungs-Kurven der Strukturen den gleichen Trend. Wenn jedoch die Wandstärke des Profilstahls der Verbundsäule auf 4 mm anstieg, erhöhte sich der Widerstand um 17 bis 27 %, und wenn die Wandstärke von 4 auf 6 mm erhöht wurde, verringerte sich der Anstiegsbereich des Widerstands. Durch Erhöhen der Stahlwandstärke der Verbundsäule wurde der Widerstand der Struktur erhöht, die Verbesserung nahm jedoch mit zunehmender Wandstärke ab.

Last-Verschiebungs-Kurven.

Die Kurven der Struktursteifigkeit und Tragfähigkeit ändern sich mit der Wandstärke des Profilstahls sind in Abb. 18 dargestellt. Mit zunehmender Wandstärke des Stahlprofils nahm die Anfangssteifigkeit der Struktur zu. Die Steifigkeitsabbautrends verschiedener Wandstärken von Stahlprofilen waren konsistent, aber mit zunehmender Wandstärke beschleunigte sich die Geschwindigkeit des Steifigkeitsabbaus. Die Verschlechterungstrendlinien für die strukturelle Tragfähigkeit stimmten im Wesentlichen überein, was darauf hindeutet, dass eine Erhöhung der Wandstärke des Stahlabschnitts der Verbundsäule nur geringe Auswirkungen auf die strukturelle Tragfähigkeit hatte.

Steifigkeits- und Tragfähigkeitsabbaukurven.

In dieser Studie wurden Experimente und parametrische Finite-Elemente-Analysen durchgeführt, um die seismische Leistung von leichten Stahlrahmen zu untersuchen, die aus H-förmigen Stahlträgern und dünnwandigen, mit Beton gefüllten Stahlsäulen bestehen. Es wurden Experimente durchgeführt, um die Auswirkungen der Wände auf die Anfangssteifigkeiten der Struktur und ihren Widerstand gegenüber horizontalen Lasten zu analysieren. Die Einflüsse des axialen Kompressionsverhältnisses und der Wandstärke der Stahlprofile der Stützen auf die seismische Leistung der Rahmen wurden mithilfe der Finite-Elemente-Parametrierung analysiert.

Wenn leichte Wandpaneele in den Stahlrahmen eingebettet wurden, hatten sie einen erheblichen Einfluss auf die seismische Leistung und konnten die Widerstandsfähigkeit und Anfangssteifigkeit der Struktur verbessern. Der Widerstand der Struktur erhöhte sich um 79 bis 96 % und die Anfangssteifigkeit erhöhte sich um 30 bis 50 %. In den späteren Phasen der Testbelastung führte ein Versagen der Wandpaneele dazu, dass sich die Tragfähigkeit des ausgefüllten Rahmens schneller verschlechterte als die des bloßen Rahmens. Bei einer Belastung von 25 mm wurde die wirksame Verbindung zwischen Leichtbauwandplatte und Rahmen deutlich geschwächt. Bei einer Belastung von 70 mm lösten sich die Leichtwandplatten von der Stütze.

Durch die Einbettung des Wandpaneels in den Rahmen wurde die Duktilität der Struktur bis zu einem gewissen Grad reduziert. In der Anfangsphase der Belastung machte der Wandenergieverbrauch 91 % des strukturellen Energieverbrauchs aus. Das leichte Wandpaneel war die erste Linie des Erdbebenschutzes. Als die Wandschäden zunahmen, war der Rahmen in späteren Belastungsphasen die Hauptenergieverlustkomponente. Der Einfluss der in den Rahmen eingebetteten Leichtbauwandplatten auf die Erdbebensicherheit des Bauwerks war nicht zu vernachlässigen.

Bei einem axialen Kompressionsverhältnis von 0,4 wurden die Streckgrenze und der Widerstand des Rohrahmens stark beeinflusst, wobei der Widerstand 44 % geringer war als ohne axiale Kompression. Mit zunehmendem axialen Kompressionsverhältnis entwickelte sich die Spannung an den Balken-Stützen-Verbindungen rasch, die Plastizität entwickelte sich rasch und der Rahmen versagte schneller. Da die Wandstärke des Profilstahls zunahm, hatte die Dicke nur einen geringen Einfluss auf die Tragfähigkeit der Struktur.

Alle während dieser Studie generierten oder analysierten Daten sind in diesem veröffentlichten Artikel enthalten.

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Der korrespondierende Autor möchte dem China National Key R&D Program während des „10. 26). Wir danken ihnen für ihre finanzielle Unterstützung.

Diese Arbeit wurde vom China National Key R&D Program im Rahmen des „10. Fünfjahresplans“ (Zuschuss Nr. 2019YFD1101003) und dem wissenschaftlichen Forschungsprojekt des Ministeriums für Wohnungsbau und Stadt- und Landentwicklung der Provinz Gansu (Zuschuss Nr. JK2020-26) unterstützt. .

Fakultät für Bauingenieurwesen, Technische Universität Lanzhou, Lanzhou, 730050, China

HongJie Hou & XiuLi Wang

Fakultät für Bauingenieurwesen, TianJin-Universität, Tianjin, 300072, China

ZhiHua Chen

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HJH und ZHC schlugen die Idee vor und konzipierten die Studie. HJH simulierte das numerische Modell, analysierte die Ergebnisse, schrieb den gesamten Artikel und überarbeitete den Artikel. XLW überwachte die stahlbautechnischen Aspekte dieser Studie.

Korrespondenz mit XiuLi Wang.

Die Autoren geben an, dass keine Interessenkonflikte bestehen.

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Nachdrucke und Genehmigungen

Hou, H., Chen, Z. & Wang, X. Experimentelle Studie zur seismischen Leistung eines kaltgeformten dünnwandigen Stahl-Beton-Verbundrahmens aus Säule und H-Stahlträger. Sci Rep 13, 4486 (2023). https://doi.org/10.1038/s41598-023-31789-0

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Eingegangen: 27. Dezember 2022

Angenommen: 17. März 2023

Veröffentlicht: 18. März 2023

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-023-31789-0

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