Estudio experimental sobre el comportamiento sísmico de un frío

Scientific Reports volumen 13, Número de artículo: 4486 (2023) Citar este artículo

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Detalles de métricas

Para las estructuras de pórtico de acero liviano que consisten en vigas H de acero y columnas de acero conformadas en frío rellenas de concreto, se realizaron pruebas de comparación de desempeño sísmico y análisis de simulación numérica para pórticos desnudos y rellenos. Se investigaron los efectos de los paneles de pared livianos, la relación de compresión axial y el espesor de pared de las secciones de acero de las columnas sobre las propiedades sísmicas de la estructura. La falla del marco desnudo se concentró en las fracturas de soldadura en las uniones viga-columna. Cuando los paneles de pared se incrustaron en el marco, el daño se concentró en las esquinas y los bordes de los paneles de pared y los conectores. Los paneles de pared mejoraron significativamente la rigidez inicial del marco, la disipación de energía temprana y la resistencia, y la tasa de disipación de energía del panel de pared fue inicialmente del 91 %. A medida que aumentaba la relación de compresión axial, la resistencia de la estructura disminuía significativamente. Bajo carga monotónica, la resistencia de la estructura con una relación de compresión axial de 0,4 se redujo en casi un 44 % en comparación con la estructura sin compresión axial. El aumento del espesor de las paredes de las secciones de acero de las columnas aumentó la capacidad de carga de la estructura, pero el aumento disminuyó con el aumento del espesor de las paredes.

Con el rápido desarrollo de los edificios prefabricados, la aplicación de estructuras de acero en edificios residenciales está aumentando y la estructura envolvente ha recibido la atención de la industria. La estructura de marco con paneles de pared livianos incrustados (es decir, marco relleno), que consta de columnas de acero conformado en frío rellenas de hormigón y vigas de acero en forma de H laminadas en caliente, se utiliza principalmente en edificios de poca altura en áreas rurales con alta resistencia sísmica. intensidad de fortificación. El daño al marco es mayormente controlado por la carga horizontal. Aunque el efecto de segundo orden bajo carga horizontal aumenta el daño de un marco, tiene poca influencia en toda la estructura del edificio de poca altura.

Los académicos han estudiado elementos de construcción de acero de paredes delgadas formados en frío1,2,3,4,5, incluida la resistencia al corte de las paredes, la capacidad portante de los elementos verticales, el rendimiento de los pisos compuestos, las juntas de las columnas del marco de la pared y el piso. viga, el rendimiento de la conexión del tornillo autorroscante y el comportamiento sísmico de las estructuras, y los resultados muestran que estas estructuras tienen un buen comportamiento sísmico. También se ha estudiado el rendimiento de columnas de acero de pared delgada conformadas en frío y vigas mixtas6,7,8, y se ha obtenido la fórmula de cálculo de la capacidad portante correspondiente. Se ha investigado la resistencia al fuego y la capacidad de compresión de las columnas de acero conformadas en frío rellenas con hormigón compuesto9,10, y las columnas compuestas exhibieron una mayor resistencia a la compresión. Los académicos han realizado mucho trabajo sobre el desempeño de los marcos con paredes rellenas11,12,13, y se han estudiado las propiedades sísmicas de las estructuras de marcos de muros de hormigón reciclado, al igual que las estructuras de marcos con paneles de pared livianos. Además, se han llevado a cabo pruebas de mesa vibratoria de estructuras de marco con paneles de pared externos14 y se ha estudiado el rendimiento de acción compuesta de paneles de pared y marcos15. La investigación anterior se ha centrado principalmente en el rendimiento a nivel de componente o el rendimiento sísmico de edificios de acero de paredes delgadas formados en frío, principalmente para edificios de varios pisos y de gran altura. Se han realizado pocos estudios sobre el comportamiento sísmico de pórticos prefabricados de acero ligero de baja altura adecuados para zonas rurales. El comportamiento sísmico de los pórticos de acero ligero compuestos por columnas de acero de paredes delgadas conformadas en frío rellenas de hormigón y vigas de acero en forma de H necesita más investigación. Además, la influencia de los paneles de pared ligeros empotrados y sus conexiones en el rendimiento de este tipo de marco de acero ligero aún necesita más investigación.

Cuando las paredes están correctamente dispuestas, las paredes y el marco se unen para resistir la carga horizontal, que no solo se ve afectada por el material de la pared sino también por las conexiones entre las paredes y la estructura. El grosor de la pared de la sección de acero de la columna compuesta es pequeño y, por lo tanto, es necesario seguir investigando el rendimiento general de la conexión de soldadura de pernos y el modo de falla de la estructura general. Las conexiones entre los paneles de pared ligeros y el marco de acero suelen tener forma de conectores en forma de U y juntas de mortero. La resistencia de la conexión del panel de pared a la acción horizontal de la pared queda por investigar más a fondo.

En este estudio, se realizaron experimentos y análisis de elementos finitos en el marco. Este análisis comparó y analizó principalmente los marcos desnudos y rellenos. El análisis paramétrico del marco desnudo se realizó principalmente utilizando el método de elementos finitos. Se tuvieron en cuenta las influencias de la relación de compresión axial y el espesor de pared del acero de pared delgada conformado en frío de las columnas sobre el comportamiento estructural. Se obtuvieron las propiedades sísmicas de las estructuras de marco de acero ligero, y proporcionan una referencia para el diseño de estructuras de acero ligero ensambladas en áreas rurales.

Se diseñaron dos especímenes modelo a escala 1: 2 de un solo piso de un solo tramo. El acero era Q235B y el grado de resistencia del concreto era C35. El tamaño y la calidad del material del grupo del modelo de elementos finitos coincidieron con los del grupo de prueba. Los especímenes se enumeran en la Tabla 1. Las columnas tenían una sección transversal rectangular que constaba de dos canales de acero con labios de pared delgada formados en frío. Las columnas se rellenaron con hormigón para evitar pandeos locales causados por los miembros anchos y las paredes delgadas del componente. Las uniones de las columnas se conectaron mediante conectores planos hechos del mismo material que las columnas. Los detalles se muestran en la Fig. 1a,b. La viga del marco adoptó vigas en H de acero laminado en caliente que eran HN150 × 75 × 5 × 7. La unión superior al final de cada columna tenía la forma de un manguito exterior que estaba conectado al manguito mediante pernos de tensión, y el El manguito se conectó a la viga de acero en forma de H mediante soldadura de pernos, como se muestra en la Fig. 1c, d.

Detalles de columnas mixtas y uniones (unidad: mm).

La pared constaba de tres piezas de paneles de pared livianos incrustados en el marco a través de conectores en forma de U y mortero de cemento. Un panel de pared liviano es una pared prefabricada de bajo consumo que está cubierta en ambos lados con losas de silicato de calcio y rellena con hormigón de poliestireno expandido (EPS). Los detalles generales de una muestra SFW, el tamaño de la pared y la estructura de conexión se muestran en la Fig. 2.

Esquema general SFW (unidad: mm).

De acuerdo con las disposiciones del ensayo de tracción para metales16, el tamaño de los especímenes de tracción de acero se muestra en la Fig. 3. Las propiedades medidas del material terminado se muestran en la Tabla 2. Los pernos en las uniones viga-columna eran M12 y M16 pernos de alta resistencia de grado 10.9. El hormigón se vertió en secciones de las columnas, y los agregados gruesos y finos se enumeran en la Tabla 3. Se fabricaron tres bloques de ensayo de hormigón y se curaron durante 28 días en las mismas condiciones. Los resultados medidos para la resistencia a la compresión17 se muestran en la Tabla 4. El panel de pared tenía una resistencia a la compresión de 3,6 MPa y una relación de Poisson de 0,21.

Tamaño y muestras físicas de muestras de tracción (unidad: mm).

Durante la prueba, la carga se detenía cuando ocurría alguna de las siguientes condiciones: (1) la capacidad de carga era inferior al 85 % de la carga última; (2) se produjo un agrietamiento excesivo de la soldadura o el corte de pernos; (3) se produjo un pandeo local significativo de los extremos de la viga y la columna o una deformación excesiva de los extremos de la viga; (4) la esquina del panel de la pared se aplastó o se separó significativamente del marco; y (5) había grietas penetrantes en el panel de la pared.

Debido a las limitaciones del sitio de prueba, el actuador MTS aplicó solo cargas alternativas horizontales, como se muestra en la Fig. 4, para el dispositivo cargado. El servoactuador hidráulico MTS utilizado en la prueba tenía una carrera de ± 250 mm, una tensión de 648 kN y un empuje de 1013 kN. La tasa de carga fue de 0,5 mm s−1 y se adoptó la carga de control de desplazamiento15. Los pasos específicos fueron los siguientes: (1) cuando Δ ≤ 8 mm, el incremento de desplazamiento fue de 1 mm; (2) cuando 8 < Δ ≤ 20 mm, el incremento de desplazamiento fue de 3 mm; (3) cuando 20 < Δ ≤ 40 mm, el incremento de desplazamiento fue de 5 mm; y (4) cuando Δ > 40 mm, el incremento de desplazamiento fue de 10 mm. El sistema cargado se muestra en la Tabla 5.

Dispositivo de carga y diseño del sitio.

Los datos de deformación se recopilaron utilizando el sistema DH3816N con 31 galgas extensométricas pegadas en la muestra SF y 38 galgas extensométricas en la muestra SFW. Se utilizaron galgas extensiométricas S1–S31 para medir las deformaciones en vigas, columnas y manguitos, S32–S34 para conectores en forma de U y SC1–SC5 para paneles de pared. Las galgas extensométricas S1–S12 midieron principalmente la deformación de la columna a diferentes alturas. S31 midió la deformación en el alma de la viga en la mitad del claro, y las galgas extensométricas restantes midieron principalmente la deformación del manguito en las uniones viga-columna y la deformación en la viga. Se colocaron tres medidores de desplazamiento, D1-D3, en cada espécimen, cerca del pie de la columna, en el medio del eje de la columna y en el medio de la camisa. Se obtuvo el desplazamiento de la columna a lo largo de la dirección de carga durante la prueba. La disposición de los puntos de medición de las muestras de ensayo se muestra en la Fig. 5.

Disposición de los puntos de medición.

La falla parcial del espécimen después de la carga de prueba se muestra en la Fig. 6. Cuando se cargó a 17 mm, la columna compuesta en el espécimen SF emitió un ligero sonido y la tensión en la unión de la columna comenzó a aumentar; superó rápidamente el valor de rendimiento del acero. Aparecieron pequeñas grietas en las soldaduras en la junta del ala inferior de la viga trasera para cargas de hasta 40 mm. Las grietas continuaron desarrollándose y el desarrollo de grietas en el nodo fue evidente cuando la carga fue de 80 mm. La falla del espécimen SF se concentró en las uniones viga-columna, y se caracterizó por una ruptura en la soldadura entre la viga de acero y el manguito de la columna en la unión viga-columna, con una deformación significativa de la unión del manguito. En el momento de la prueba, el sistema de adquisición de datos observó la variabilidad de la tensión en los nodos. Cuando se cargó a aproximadamente 40 mm, las curvas de cambio para la mayoría de los puntos de medición en el instrumento de adquisición fueron relativamente moderadas, y una pequeña cantidad de puntos de medición aún mostraban una tendencia ascendente lineal. Cuando aparecían pequeñas grietas en la soldadura entre la viga y el manguito de la columna, la tensión en el área de soldadura donde se producían las pequeñas grietas aumentaba con el aumento de la carga, se desarrollaban los anchos y largos de las grietas y se disipaba más energía por el desarrollo de grietas. No hubo daños aparentes en el marco durante la prueba, y la estructura aún mostró una ductilidad superior durante las etapas posteriores de la carga. Cuando la unión viga-columna se unió mediante un patrón de soldadura con pernos, la calidad de la soldadura de la unión se vio algo afectada debido al pequeño espesor de la pared de la sección de acero del manguito.

Fotografías de la falla del espécimen.

Para el espécimen SFW, cuando se cargó a 8 mm, el ancho de la grieta en el mortero en la parte superior del panel de pared ① aumentó gradualmente. Cuando se cargó a 14 mm, el mortero en la grieta vertical se astilló. Cuando se cargó a 17 mm, el panel del panel de pared ③ se dañó parcialmente. Cuando se cargó a 25 mm, el espacio entre la pared y el marco aumentó y una cantidad significativa del relleno de mortero entre ellos se desprendió. Cuando se cargó a 30 mm, el conector inferior del panel de pared comenzó a deformarse. Cuando se cargó a 40 mm, se aplastó la esquina superior izquierda del panel de pared ①; cuando se cargó a 50 mm, se destruyó el panel de revestimiento de pared en la parte posterior del panel de pared ①. Cuando se cargó a 70 mm, el panel de pared ③ se separó de la columna y el mortero de relleno entre ellos se cayó por completo. Cuando la carga alcanzó los 80 mm, los paneles de pared se separaron del marco, el panel de pared se desplazó y se formó una grieta en la unión entre los paneles de pared de aproximadamente 6 mm de ancho.

Las curvas de carga‒desplazamiento (P–Δ) de las muestras se muestran en la Fig. 7. En ausencia de compresión axial, el registro de tiempo de la muestra SF se redujo, mientras que el registro de tiempo de la muestra SFW tuvo una S inversa. forma, lo que indica un efecto de pellizco más pronunciado. La razón fue que en ausencia de una carga vertical, el deslizamiento entre el panel de pared y el marco fue más evidente en el espécimen SFW. El espécimen SFW exhibió una asimetría de carga positiva y negativa más obvia que el SF. La causa principal de esto fue la acumulación de daños en la muestra y el aflojamiento de los pernos de conexión entre la viga cargada y el marco durante la prueba.

Dependencia temporal de las curvas carga-desplazamiento.

A medida que aumentaba la carga, la línea de soldadura cerca del área de la unión del espécimen SF se agrietó y luego la tensión se concentró en el área de la grieta. La tensión en el área de la fisura siguió aumentando, y el grado de la fisura en el lugar donde apareció la microfisura se hizo cada vez más grave. No hubo nuevas grietas en otras partes de la estructura. A medida que continuaron desarrollándose las pequeñas grietas en las juntas, aumentó la deformación residual de la muestra, la curva de carga-desplazamiento de la muestra se ensanchó gradualmente y se disipó más energía. El mortero entre el marco y el panel de pared en el espécimen SFW se exfoliaba continuamente. Debido a la falta de coincidencia de rigidez entre el marco y el panel de pared, la deformación no estaba coordinada, lo que resultó en daño primero en la esquina débil del panel de pared y luego a lo largo de la parte débil del panel de pared entre los conectores, aumentando el grado de daño. Inicialmente, los paneles de la pared y el marco trabajaban juntos y la pared disipaba la mayor parte de la energía. A medida que aumentaba el grado de daño de la pared, los conectores se dañaron y fallaron gradualmente, lo que debilitó la conexión entre la pared y el marco y disminuyó el consumo de energía de la pared. El efecto de puntal equivalente del muro durante la última etapa de carga permitió que el muro siguiera disipando energía.

La pendiente de la curva disminuyó con la carga, y la tendencia decreciente de la pendiente fue más evidente en etapas posteriores de la carga, lo que indica que la deformación residual de la muestra aumenta y la rigidez de la muestra se degrada. A diferencia de un marco desnudo, el marco con paredes rellenas entró gradualmente en la etapa elástica-plástica y en la etapa plástica. En la etapa elástica, el marco relleno desempeñó un buen papel y mejoró la rigidez general del espécimen. A medida que avanzaba la carga, el mortero entre el panel de la pared y el marco se desprendió gradualmente y la deformación continua del conector debilitó el efecto de conexión entre la pared y el marco, por lo que el rendimiento de trabajo cooperativo disminuyó y el consumo de energía del marco dominó gradualmente. En la etapa posterior de la carga, aunque el marco y la pared estaban separados, el efecto de puntal equivalente de la pared aún hacía que la pared desempeñara un cierto papel de disipación de energía, pero el daño de la pared fue significativo y la capacidad del marco para resistir la carga lateral se redujo.

Los valores característicos se determinaron por el método que se muestra en la Fig. 8a. Los valores característicos se muestran en la Tabla 6, y la curva de esqueleto se muestra en la Fig. 8b. Las curvas de esqueleto de los especímenes SF y SFW eran líneas doblemente discontinuas. La estructura aún podía soportar la carga en caso de que se rompiera la soldadura o se separara el panel de la pared del marco, lo que indica que la estructura era resistente a fallas. La carga de fluencia del espécimen SFW fue de 30 a 40 % mayor que la de los especímenes SF, mientras que el aumento de la resistencia estuvo más cerca del 79 al 96 %, lo que indicó que el muro tuvo un efecto más evidente en la resistencia del estructura. La pendiente de la curva del esqueleto fue mayor para el espécimen SFW que para el espécimen SF, lo que indica que la rigidez inicial de la estructura fue significativamente mayor cuando el panel de pared liviano se incrustó en el marco.

Curva de esqueleto.

El espécimen SF estaba en la etapa de deformación elástica durante la etapa de carga inicial y luego entró en la etapa de desarrollo plástico. A medida que avanzaba la carga, continuaron desarrollándose grietas y se acumularon daños. Durante la etapa de carga inicial, el mortero de la probeta SFW en la unión entre el marco y el muro no se desprendió por completo y el marco se encontraba en una etapa de deformación elástica, durante la cual la rigidez de las probetas SFW era mayor. Luego, el mortero se cayó y se despegó gradualmente, y apareció un gran espacio entre la pared y el marco, que se separó gradualmente. En las últimas etapas de la carga, aunque las paredes se desprendieron del marco y se dañaron gravemente, el puntal equivalente formado por el panel de la pared todavía desempeñaba un papel y soportaba parte de la carga horizontal.

La figura 9a muestra la curva de degradación de la rigidez estructural y la curva normalizada se muestra en la figura 9b. La rigidez de la muestra SFW fluctuó mientras disminuía, aumentaba ligeramente y luego disminuía, mientras que la rigidez de la muestra SF disminuía continuamente. El aumento en la rigidez del SFW estuvo principalmente relacionado con la compacidad de la conexión entre el panel de pared y el marco. El muro se instaló durante el invierno. El mortero en las juntas se vio afectado por el clima, y la pared y el marco no se llenaron por completo. Cuando se estresó la muestra, la junta se ajustó con más fuerza y, por lo tanto, la rigidez de la muestra primero se redujo y luego aumentó. Cuando aumentó el espacio entre la pared y el marco, el marco entró en la etapa plástica y la rigidez de la muestra SFW disminuyó.

Degradación de la rigidez.

La tasa más rápida de reducción de la rigidez en el espécimen SFW se debió a la mayor brecha entre la pared rellena y el marco y la capacidad reducida de los dos para cooperar. La rigidez de la muestra difirió notablemente bajo carga positiva y carga negativa, lo cual estuvo relacionado con el deslizamiento causado por el aflojamiento de los pernos de la viga de carga. La rigidez inicial de la muestra SFW fue de un 30 a un 50 % mayor que la de la muestra SF. Después de la carga, las rigideces de ambos especímenes disminuyeron del 35 al 45% de la rigidez inicial. Las relaciones entre la rigidez final y la rigidez inicial fueron similares en ambos especímenes, lo que indica que la estructura estuvo determinada principalmente por el pórtico en las últimas cargas. La conexión efectiva entre el panel de pared y el marco se debilitó gradualmente y desapareció con la carga, y la influencia de la pared sobre las propiedades sísmicas de la estructura disminuyó gradualmente debido al agravamiento del daño local de la pared.

La curva de degradación de la capacidad portante se muestra en la Fig. 10. Cuando Δ > 50 mm, la curva de degradación de la capacidad portante del espécimen SF era relativamente plana con poca variación numérica, lo que indica que la capacidad portante del espécimen no disminuyó mucho, y la el espécimen continuó soportando la carga. Cuando Δ < 50 mm, el coeficiente de degradación de la capacidad portante de la estructura disminuyó rápidamente y las tendencias decrecientes de las muestras SF y SFW fueron básicamente las mismas. Bajo carga negativa, el grado de degradación de la capacidad portante fue menor en el espécimen SFW que en el espécimen SF, reflejando el efecto de la resistencia del muro sobre la carga horizontal. Bajo carga frontal, la diferencia entre las curvas de degradación de la capacidad de carga de los dos especímenes fue pequeña y las partes medias de las curvas se superpusieron. La razón principal fue que la pared estaba muy dañada y se desprendió del marco, que jugó un papel importante en ese momento. En la última etapa de carga, el muro actuó como un puntal equivalente, pero el efecto fue pequeño debido a la gravedad de su daño.

Curva de degradación de la capacidad portante.

Los diagramas de deformación de los puntos medidos parcialmente se muestran en la Fig. 11. Cuando el desplazamiento de la carga superó los 40 mm, la tensión en algunos puntos de medición de la muestra SF superó el límite elástico. El esfuerzo medido cerca de la base de la columna estuvo cerca del límite elástico del acero y debe reforzarse en los diseños. El esfuerzo de la columna del marco se desarrolló rápidamente desde el comienzo de la carga, pero cuando alcanzó los 40 mm, el esfuerzo aumentó lentamente en toda la región excepto en la junta. Después de la aparición de una pequeña grieta en el nodo, el nodo soportó una carga horizontal mayor.

Curvas de deformación-desplazamiento.

Los esfuerzos en las uniones del espécimen SFW estaban dentro del límite elástico, pero los esfuerzos en la base de la columna aún eran grandes. La tensión en el conector en forma de U aumentó después de la carga a 10 mm, lo que estaba relacionado con el desprendimiento del mortero y el funcionamiento del conector. Cuando se cargó a 40 mm, la tensión del acero en el punto medido en el conector superó su resistencia máxima. El conector cerca de la diagonal jugó un papel más importante debido al efecto de puntal diagonal de la pared, lo que también indicó que el conector debe colocarse en la parte de fuerza diagonal de este tipo de pared liviana. En la última etapa de carga, el daño se concentró principalmente en la esquina del panel de pared ① y el panel de pared ③ y se desarrolló a lo largo del borde del panel de pared. Las lecturas del extensómetro eran más grandes cerca de las esquinas. Fue principalmente el montante diagonal equivalente del muro el que actuó en esta etapa, pero el daño en las esquinas se agravó. El daño a la pared también se desarrolló verticalmente a lo largo de las esquinas, y el daño atravesó gradualmente los paneles de la pared entre los conectores superior e inferior. Como primera línea de defensa durante la carga, los paneles de pared disiparon energía continuamente y redujeron la extensión del daño al marco. A medida que el daño de la pared empeoraba y el marco soportaba más carga, aumentaba la tensión y la energía se disipaba continuamente. En una etapa posterior, el muro todavía actuaba como un puntal equivalente, pero a medida que aumentaba el daño en las esquinas del muro, el punto de contacto entre el muro y las juntas viga-columna se movió hacia abajo.

La capacidad de disipación de energía de los especímenes se muestra en la Tabla 7, donde E es el coeficiente de disipación de energía y ξe es el coeficiente de amortiguamiento viscoso equivalente. El diagrama de la columna de disipación de energía se muestra en la Fig. 12. El coeficiente de disipación de energía y el coeficiente de amortiguamiento viscoso equivalente en el pico fueron mayores para el espécimen SF que para el espécimen SFW. Esto indicó que el deslizamiento entre la pared y el marco era más evidente en el espécimen SFW cuando el panel de la pared estaba incrustado en la estructura. Bajo las mismas condiciones de carga, el desarrollo plástico del marco fue más lento que el del espécimen SF debido al empotramiento del panel de pared, lo que significó que el espécimen SF tuvo mayor daño estructural. En la etapa inicial de carga, el coeficiente de amortiguamiento viscoso equivalente del espécimen SF no cambió mucho. Mostró una tendencia ascendente con la carga, reflejando gradualmente el desarrollo de la etapa elástica a la etapa plástica. El gran valor del coeficiente de amortiguamiento viscoso equivalente para el espécimen SFW en la etapa inicial de carga sugirió que la fricción entre el panel de pared y el conector desempeñó un papel, pero la rápida disminución indicó que el efecto de fricción desapareció gradualmente. El coeficiente aumentó gradualmente y luego disminuyó con la carga. Este cambio estuvo relacionado principalmente con el desarrollo gradual de la plasticidad del marco, la desaparición gradual de la conexión efectiva entre la pared y el marco y el agravamiento del daño de la pared. En tiempos posteriores, ξe aumentó más rápidamente para el espécimen SF que para el espécimen SFW, lo que estaba relacionado con el grado en que se desarrolló la plasticidad del marco.

Histograma de disipación de energía.

Dado que los paneles de pared participaron en la disipación de energía, el SFW consumió más energía total que la muestra de SF. En la etapa inicial, el consumo de energía del espécimen SFW se basaba principalmente en la pared y gradualmente se convirtió en un marco capaz de soportar más cargas y disipar más energía. Al principio, ambos especímenes se encontraban en etapa elástica, por lo que se calculó que el consumo de energía del muro en el especimen SFW era cercano al 91%, lo que indicaba que el muro actuaba como primera línea de defensa sísmica. Con el aumento de la carga, el daño de la pared aumentó, la junta se agrietó, el mortero se cayó, el marco y la pared se separaron gradualmente y la capacidad de disipación de energía del panel de yeso se debilitó. En momentos posteriores, los valores de consumo de energía de los dos especímenes no fueron muy diferentes, lo que indica que aunque el muro disipaba energía a través de un puntal diagonal equivalente, era el marco el que jugaba el papel principal en este momento.

ABAQUS estableció un modelo de la estructura de marco de acero ligero para el análisis de parámetros. Se investigaron las influencias de la relación de compresión axial y el espesor de pared de la sección de acero de la columna mixta sobre las propiedades estructurales en ambos modos de carga. Para mejorar la tasa de éxito del cálculo, se hicieron las siguientes suposiciones: (1) la calidad de la soldadura en la estructura del marco era confiable. (2) La conexión de la columna compuesta fue confiable y no se produjo agrietamiento durante el proceso de carga.

El modelo se estableció de acuerdo al tamaño de la prueba. La viga de pórtico, las columnas compuestas, los conectores, los pernos, etc. en el modelo eran elementos continuos C3D8I. Debido a que había muchos componentes en el modelo que implicaban contacto, restricción e interacción, este elemento podía realizarse mejor y tenía una mayor precisión de cálculo que otras opciones. El modelo constitutivo para el acero era un modelo trilineal con los datos del material tomados de las pruebas de materiales. El modelo constitutivo del hormigón fue el modelo CDP, el modelo desarrollado por Han18 se utilizó como relación constitutiva de compresión y el modelo de tracción del hormigón se utilizó como relación constitutiva de tracción19. Los parámetros del modelo CDP se dan en la Tabla 8. Debido a la suposición de la calidad de soldadura confiable del modelo, se adoptó una restricción de amarre en las posiciones de soldadura, como viga y manguito, rigidizador y columna, columna y placa de cubierta. Se utilizó contacto superficie a superficie entre pernos y columna, vigas, manguito y entre hormigón y acero de pared delgada conformado en frío, el comportamiento tangencial se consideró junto con la penalización y la fuerza normal se consideró junto con el contacto duro. . Los coeficientes de fricción fueron de 0,6 entre acero y hormigón y de 0,45 entre acero y acero.

Las condiciones de contorno fueron las mismas que en el ensayo. Para la conveniencia de imponer condiciones de contorno y cargas, se establecieron cuatro puntos de referencia RP1 a RP4 en el modelo para imponer el acoplamiento cinemático con una determinada superficie. La placa base (RP1) se consolidó por completo y la parte superior de la columna (RP2, 2RP3) se sometió a restricciones de traslación en la dirección x y restricciones de rotación en las direcciones y y z como puntos de aplicación de carga vertical. El manguito RP4 aplicó una carga alternativa. El modelo y los puntos de referencia se muestran en la Fig. 13. El modelo debía segmentarse en una forma regular y se estableció una cuadrícula global de 30 mm. Luego, se refinaron el manguito, las uniones viga-columna y el orificio del perno.

Modelo y puntos de referencia.

Las Figuras 14a–d muestran la comparación de juntas, curvas de esqueleto, capacidad de carga y curvas de degradación de la rigidez. En la figura, SF (T) representa la muestra de prueba SF y SF (NM) representa el modelo de verificación de elementos finitos SF. La comparación entre la prueba y los resultados de elementos finitos mostró que las curvas de esqueleto de los dos estaban en buen acuerdo. Dado que el modelo de elementos finitos se idealizó parcialmente, hubo algunas diferencias entre los dos cálculos. La resistencia de la curva del esqueleto de la simulación de elementos finitos fue aproximadamente un 10 % menor que la de la prueba, la diferencia en la carga de fluencia es inferior al 4 % y la tendencia de la curva fue constante. En el modelo de elementos finitos, la estructura tenía una gran tensión en la unión entre el ala de la viga y la unión del manguito, lo que concordaba con el fenómeno de que la tensión en la soldadura de la unión era demasiado grande para romperse en el momento de la prueba.

Verificación del modelo de elementos finitos.

El modelo fue sometido a carga cíclica y carga monotónica con relaciones de compresión axial de 0, 0,2 y 0,4. Las curvas de carga-desplazamiento se muestran en la Fig. 15. La Tabla 9 enumera los valores característicos para diferentes relaciones de compresión axial. Para una relación de compresión axial de 0,4, la resistencia para carga positiva disminuyó significativamente y la resistencia para carga negativa disminuyó, pero no significativamente. Las curvas para diferentes relaciones de compresión axial antes de la fluencia esencialmente coincidieron, lo que indica que la carga vertical tuvo poco efecto sobre la rigidez inicial del marco desnudo. Cuando la estructura cedió, la estructura entró rápidamente en la etapa plástica con una relación de compresión axial creciente, lo que indicaba que cuanto mayor era la relación de compresión axial, menor era la resistencia. En el caso de carga monótona, la resistencia de la muestra con una relación de compresión axial de 0,4 se redujo en un 44 % en comparación con la muestra sin compresión axial. La falla del marco desnudo se debió principalmente al desarrollo de plástico en las juntas. Cuanto mayor era la relación de compresión axial, más rápido se desarrollaba la tensión en las juntas del marco, más completo era el desarrollo plástico en las juntas, más rápido fallaba el marco y menor era la resistencia.

Curvas de carga-desplazamiento.

Las curvas de rigidez estructural y capacidad de carga frente a la relación de compresión axial se muestran en la Fig. 16. La rigidez inicial positiva de la estructura fue ligeramente mayor que la rigidez inicial negativa, y la rigidez inicial de la estructura disminuyó ligeramente a medida que aumentó la relación de compresión axial. . La tasa de degradación de la rigidez fue más rápida para una relación de compresión axial de 0,4. La tendencia de la curva de degradación de la capacidad de carga fue consistente. La pequeña relación de compresión axial tuvo poco efecto sobre la rigidez y la capacidad de carga del marco desnudo. Cuando la relación de compresión axial fue de 0,4, la estructura entró en la etapa plástica más rápidamente y el desarrollo plástico fue más rápido.

Curvas de degradación de la rigidez y la capacidad portante.

La Tabla 10 enumera los valores característicos para especímenes con diferentes espesores de pared de sección de acero. La Figura 17 muestra las curvas de carga-desplazamiento del espécimen bajo carga cíclica y carga monótona. Bajo carga monótona, las curvas de carga-desplazamiento de las estructuras mostraron la misma tendencia. Sin embargo, cuando el espesor de pared de la sección de acero de la columna mixta aumentó a 4 mm, la resistencia aumentó entre un 17 y un 27 %, y cuando el espesor de pared aumentó de 4 a 6 mm, el rango de aumento de la resistencia disminuyó. El aumento del espesor de la pared de la sección de acero de la columna compuesta incrementó la resistencia de la estructura, pero la mejora disminuyó a medida que aumentaba el espesor de la pared.

Curvas de carga-desplazamiento.

Las curvas de la rigidez estructural y la capacidad portante cambian con el espesor de la pared de la sección de acero que se muestran en la Fig. 18. Al aumentar el espesor de la pared de la sección de acero, la rigidez inicial de la estructura aumentó. Las tendencias de degradación de la rigidez de los diferentes espesores de pared de las secciones de acero fueron consistentes, pero con el aumento del espesor de pared, la velocidad de degradación de la rigidez se aceleró. Las líneas de tendencia de degradación de la capacidad portante estructural coincidieron esencialmente, lo que indicó que el aumento del espesor de pared de la sección de acero de la columna mixta tuvo poco efecto sobre la capacidad portante estructural.

Curvas de degradación de la rigidez y la capacidad portante.

En este estudio, se llevaron a cabo experimentos y análisis paramétricos de elementos finitos para investigar el comportamiento sísmico de pórticos de acero livianos que consisten en vigas de acero en forma de H y columnas de acero de paredes delgadas rellenas de concreto. Se realizaron experimentos para analizar los efectos de los muros sobre las rigideces iniciales de la estructura y su resistencia a las cargas horizontales. Las influencias de la relación de compresión axial y el espesor de pared de las secciones de acero de las columnas sobre el comportamiento sísmico de los pórticos se analizaron mediante parametrización de elementos finitos.

Cuando los paneles de pared livianos se incrustaron en el marco de acero, tuvieron un impacto significativo en el desempeño sísmico y pudieron mejorar la resistencia y la rigidez inicial de la estructura. La resistencia de la estructura aumentó entre un 79 y un 96% y la rigidez inicial entre un 30 y un 50%. Durante las etapas posteriores de la carga de prueba, la falla del panel de pared hizo que la capacidad del marco relleno se deteriorara más rápido que la del marco desnudo. La conexión efectiva entre el panel de pared liviano y el marco obviamente se debilitó cuando el desplazamiento se cargó a 25 mm. Cuando el desplazamiento se cargó a 70 mm, los paneles de pared livianos se separaron de la columna.

La ductilidad de la estructura se redujo en cierta medida cuando el panel de pared se incrustó en el marco. En la etapa inicial de carga, el consumo de energía de la pared representó el 91% del consumo de energía estructural. El panel de pared liviano fue la primera línea de defensa antisísmica. A medida que aumentaba el daño de la pared, el marco era el principal componente de disipación de energía en las últimas etapas de la carga. La influencia de los paneles de pared livianos incrustados en el marco en el desempeño sísmico de la estructura no fue despreciable.

Para una relación de compresión axial de 0,4, la carga de fluencia y la resistencia del marco desnudo se vieron muy afectadas, con una resistencia un 44 % menor que sin compresión axial. A medida que aumentaba la relación de compresión axial, la tensión en las uniones viga-columna se desarrollaba rápidamente, la plasticidad se desarrollaba rápidamente y el pórtico fallaba más rápidamente. A medida que aumentaba el espesor de la pared de la sección de acero, el espesor tenía poco efecto sobre la capacidad de carga de la estructura.

Todos los datos generados o analizados durante este estudio se incluyen en este artículo publicado.

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Descargar referencias

El autor para correspondencia desea agradecer al Programa Nacional de Investigación y Desarrollo Clave de China durante el "10° Plan Quinquenal" (Subvención No. 2019YFD1101003) y el Proyecto de Investigación Científica del Departamento de Vivienda y Desarrollo Urbano-Rural de la Provincia de Gansu (Subvención No. JK2020- 26). Se agradece su apoyo financiero.

Este trabajo fue apoyado por el Programa Nacional de Investigación y Desarrollo Clave de China durante el "X Plan Quinquenal" (Subvención No. 2019YFD1101003) y el Proyecto de Investigación Científica del Departamento de Vivienda y Desarrollo Urbano-Rural de la Provincia de Gansu (Subvención No. JK2020-26) .

Escuela de Ingeniería Civil, Universidad Tecnológica de Lanzhou, Lanzhou, 730050, China

Hong Jie Hou y Xiu Li Wang

Escuela de Ingeniería Civil, Universidad de TianJin, Tianjin, 300072, China

ZhiHua Chen

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HJH y ZHC propusieron la idea y diseñaron el estudio. HJH simuló el modelo numérico, analizó los resultados, escribió el artículo completo y revisó el artículo. XLW supervisó los aspectos de ingeniería de estructuras de acero de este estudio.

Correspondencia a XiuLi Wang.

Los autores declaran no tener conflictos de intereses.

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Reimpresiones y permisos

Hou, H., Chen, Z. & Wang, X. Estudio experimental sobre el comportamiento sísmico de un marco de viga de acero H compuesto de hormigón y acero de paredes delgadas formado en frío. Informe científico 13, 4486 (2023). https://doi.org/10.1038/s41598-023-31789-0

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Recibido: 27 diciembre 2022

Aceptado: 17 de marzo de 2023

Publicado: 18 de marzo de 2023

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

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