Estudio experimental sobre el comportamiento sísmico de un resfriado.

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

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Detalles de métricas

Para estructuras de armazón de acero livianas que consisten en vigas en 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 la 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 bordes de los paneles de pared y los conectores. Los paneles de pared mejoraron significativamente la rigidez inicial del marco, la disipación temprana de energía y la resistencia, y la tasa de disipación de energía del panel de pared fue inicialmente tan grande como 91%. A medida que aumentaba la relación de compresión axial, la resistencia de la estructura disminuía significativamente. Bajo carga monótona, 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 la pared de las secciones de acero de las columnas aumentó la capacidad de carga de la estructura, pero el aumento disminuyó al aumentar el espesor de la pared.

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 atención de la industria. La estructura de marco con paneles de pared livianos incrustados (es decir, marco relleno), que consta de columnas de acero conformadas en frío rellenas de concreto y vigas de acero laminadas en caliente en forma de H, se usa principalmente en edificios de poca altura en áreas rurales con alta actividad sísmica. intensidad de fortificación. El daño al marco está controlado principalmente por la carga horizontal. Aunque el efecto de segundo orden bajo carga horizontal aumenta el daño de una estructura, tiene poca influencia en toda la estructura del edificio de poca altura.

Los académicos han estudiado miembros de construcción de acero de paredes delgadas conformados en frío1,2,3,4,5, incluida la resistencia al corte de las paredes, la capacidad de carga de los miembros verticales, el desempeño de los pisos compuestos, las uniones de las columnas del marco de la pared y el piso. viga, el rendimiento de conexión del tornillo autorroscante y el rendimiento sísmico de las estructuras, y los resultados muestran que estas estructuras tienen un buen rendimiento sísmico. También se ha estudiado el comportamiento de columnas de acero de paredes delgadas conformadas en frío y vigas mixtas6,7,8, y se ha obtenido la correspondiente fórmula de cálculo de la capacidad portante. Se ha investigado la resistencia al fuego y la capacidad de compresión de columnas de acero conformadas en frío rellenas de hormigón9,10, y las columnas compuestas exhibieron una mayor resistencia a la compresión. Los académicos han realizado muchos trabajos sobre el desempeño de pórticos con paredes rellenas11,12,13, y se han estudiado las propiedades sísmicas de estructuras de pórticos de hormigón reciclado, al igual que las de estructuras de pórticos con paneles de pared livianos. Además, se han realizado ensayos con mesa vibratoria de estructuras de pórtico con paneles de pared externos14 y se ha estudiado el comportamiento 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 conformados en frío, principalmente para edificios de varios pisos y de gran altura. Se han realizado pocos estudios sobre el comportamiento sísmico de estructuras ligeras de acero prefabricadas de poca altura adecuadas para zonas rurales. Es necesario investigar más a fondo el comportamiento sísmico de pórticos de acero ligeros compuestos por columnas de acero de paredes delgadas conformadas en frío y rellenas de hormigón y vigas de acero en forma de H. Además, la influencia de los paneles de pared livianos integrados y sus conexiones en el rendimiento de este tipo de estructura de acero liviano aún necesita más investigación.

Cuando las paredes están dispuestas adecuadamente, las paredes y el marco se unen para resistir la carga horizontal, que no sólo se ve afectada por el material de la pared sino también por las conexiones entre las paredes y la estructura. El espesor de la pared de la sección de acero de la columna compuesta es pequeño y, por lo tanto, es necesario investigar más a fondo el rendimiento general de la conexión perno-soldadura y el modo de falla de la estructura general. Las uniones entre los paneles de pared ligeros y la estructura de acero suelen realizarse en 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 mediante el método de elementos finitos. Se tuvieron en cuenta las influencias de la relación de compresión axial y el espesor de la pared del acero de paredes delgadas conformado en frío de las columnas sobre el rendimiento estructural. Se obtuvieron las propiedades sísmicas de estructuras livianas de acero, las cuales brindan una referencia para el diseño de estructuras livianas de acero ensambladas en áreas rurales.

Se diseñaron dos ejemplares modelo a escala 1:2 de un solo tramo y un solo piso. El acero era Q235B y el grado de resistencia del hormigón era C35. El tamaño y la calidad del material del grupo de modelos 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 consistía en dos canales de acero con labios de paredes delgadas conformados en frío. Las columnas se rellenaron con hormigón para evitar el pandeo local causado por las ramas anchas y las paredes delgadas del componente. Las uniones de las columnas se conectaron mediante conectores planos 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 junta superior al final de cada columna tenía la forma de un manguito exterior que estaba conectado al manguito mediante pernos de tensión, y la 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 compuestas y uniones (unidad: mm).

La pared constaba de tres piezas de paneles de pared livianos incrustados en el marco mediante conectores en forma de U y mortero de cemento. Un panel de pared ligero es una pared prefabricada energéticamente eficiente que está recubierta por 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.

Diagrama general SFW (unidad: mm).

De acuerdo con las disposiciones del ensayo de tracción para metales16, el tamaño de las muestras 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 prueba 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 probetas físicas de probetas de tracción (unidad: mm).

Durante la prueba, la carga se detuvo cuando ocurría cualquiera 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 un corte de pernos; (3) se produjo un pandeo local significativo de los extremos de las vigas y columnas o una deformación excesiva de los extremos de las vigas; (4) la esquina del panel de la pared fue aplastada o separada 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 una 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 extensométricas 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 tramo, y los extensímetros restantes midieron principalmente la deformación del manguito en las uniones viga-columna y la deformación en la viga. Se dispusieron tres medidores de desplazamiento, D1-D3, en cada muestra, cerca del pie de la columna, en el medio del eje de la columna y en el medio de la manga. 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 probetas se muestra en la Fig. 5.

Disposición de los puntos de medición.

La falla parcial de la muestra después de la carga de prueba se muestra en la Fig. 6. Cuando se cargó a 17 mm, la columna compuesta en la muestra SF emitió un ligero sonido y la tensión en la junta de la columna comenzó a aumentar; rápidamente superó el valor elástico del acero. Aparecieron pequeñas grietas en las soldaduras de la unión 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 de la probeta SF se concentró en las uniones viga-columna, y se caracterizó por una rotura de la soldadura entre la viga de acero y el manguito de la columna en la unión viga-columna, con deformación significativa de la unión del manguito. En el momento de la prueba, el sistema de adquisición de datos observó la variabilidad de la deformación en los nodos. Cuando se cargaron 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 un pequeño número de puntos de medición todavía mostraron una tendencia lineal ascendente. Cuando aparecieron pequeñas grietas en la soldadura entre la viga y el manguito de la columna, la tensión en el área de soldadura donde se produjeron las pequeñas grietas aumentó al aumentar la carga, se desarrollaron los anchos y largos de las grietas y se disipó más energía mediante el desarrollo de las grietas. No hubo daños aparentes en el marco durante la prueba y la estructura aún mostró una ductilidad superior durante las últimas etapas de carga. Cuando la unión viga-columna se unió mediante un patrón de soldadura de perno, 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 fallas de muestras.

Para la muestra 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 desconchó. Cuando se cargó a 17 mm, el panel del panel de pared ③ resultó parcialmente dañado. Cuando se cargó hasta 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, la esquina superior izquierda del panel de pared ① quedó aplastada; cuando se cargó a 50 mm, el panel de revestimiento de la pared en la parte posterior del panel de pared ① quedó destruido. 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 movió y se formó una grieta en la costura entre los paneles de pared que tenía 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 fue ahusado, 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 obvio en la muestra SFW. La muestra SFW exhibió una asimetría de carga positiva y negativa más obvia que la 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 el ensayo.

Dependencia temporal de las curvas carga-desplazamiento.

A medida que aumentó la carga, la línea de soldadura cerca del área de la junta de la muestra de SF se agrietó y luego la tensión se concentró en el área de la grieta. La tensión en el área de la grieta continuó aumentando y el grado de la grieta en el lugar donde apareció la microgrieta se volvió cada vez más severo. No hubo nuevas grietas en otras partes de la estructura. A medida que las pequeñas grietas en las juntas continuaron desarrollándose, la deformación residual de la muestra aumentó, la curva carga-desplazamiento de la muestra se ensanchó gradualmente y se disipó más energía. El mortero entre el marco y el panel de la pared en la muestra SFW se exfoliaba continuamente. Debido al desajuste de rigidez entre el marco y el panel de pared, la deformación no fue coordinada, lo que resultó en daños 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 gradualmente se dañaban y fallaban, lo que debilitaba la conexión entre la pared y el marco y disminuía el consumo de energía de la pared. El efecto de puntal equivalente de la pared durante la última etapa de carga permitió que la pared continuara disipando energía.

La pendiente de la curva disminuyó con la carga, y la tendencia decreciente de la pendiente fue más obvia en las 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 jugó un buen papel y mejoró la rigidez general de la muestra. A medida que avanzaba la carga, el mortero entre el panel de pared y el marco se fue cayendo gradualmente, y la deformación continua del conector debilitó el efecto de conexión entre la pared y el marco, de modo que el rendimiento del trabajo cooperativo disminuyó y el consumo de energía del marco dominó gradualmente. En la última etapa de 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 mediante el método que se muestra en la Fig. 8a. Los valores característicos se muestran en la Tabla 6 y la curva del esqueleto se muestra en la Fig. 8b. Las curvas del esqueleto de los especímenes SF y SFW eran líneas doblemente discontinuas. La estructura aún era capaz de 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 al fallo. La carga de fluencia de la muestra SFW fue de 30 a 40% mayor que la de las muestras SF, mientras que el aumento en la resistencia fue más cercano al 79 a 96%, lo que indicó que la pared tuvo un efecto más obvio sobre la resistencia de la estructura. La pendiente de la curva del esqueleto fue mayor para la muestra SFW que para la muestra SF, lo que indicó que la rigidez inicial de la estructura fue significativamente mayor cuando el panel de pared liviano estaba incrustado en el marco.

Curva esqueleto.

La muestra de SF estuvo 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, se seguían desarrollando grietas y se acumulaban daños. Durante la etapa de carga inicial, el mortero de la muestra SFW en la unión entre el marco y la pared no se cayó por completo, y el marco estaba en una etapa de deformación elástica, durante la cual la rigidez de las muestras SFW fue mayor. Luego, el mortero se fue cayendo y despegando gradualmente, y apareció un gran espacio entre la pared y el marco, que se fue separando gradualmente. En las últimas etapas de carga, aunque las paredes se separaron del marco y sufrieron graves daños, 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, aumentó ligeramente y luego disminuyó, mientras que la rigidez de la muestra SF disminuyó continuamente. El aumento de la rigidez del SFW se relacionó principalmente con la compacidad de la conexión entre el panel de pared y el marco. El muro se instaló durante el invierno. El mortero de las juntas se vio afectado por las inclemencias del tiempo y la pared y el marco no se rellenaron por completo. Cuando se estresó la muestra, la unión se ajustó más estrechamente 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 la muestra SFW se debió al mayor espacio entre la pared rellena y el marco y a la menor capacidad de ambos para cooperar. La rigidez de la probeta difería notablemente bajo carga positiva y carga negativa, lo que estaba 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 30 a 50% mayor que la de la muestra SF. Después de la carga, la rigidez de ambas probetas disminuyó 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 fue determinada principalmente por el marco bajo carga tardía. La conexión efectiva entre el panel de pared y el marco se debilitó gradualmente y desapareció con la carga, y la influencia del muro sobre las propiedades sísmicas de la estructura disminuyó gradualmente debido al agravamiento del daño local del muro.

La curva de degradación de la capacidad de carga se muestra en la Fig. 10. Cuando Δ > 50 mm, la curva de degradación de la capacidad de carga de la muestra SF fue relativamente plana con poca variación numérica, lo que indica que la capacidad de carga de la muestra no disminuyó mucho y la el espécimen continuó soportando carga. Cuando Δ <50 mm, el coeficiente de degradación de la capacidad de carga 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 de carga fue menor en la muestra SFW que en la muestra SF, lo que refleja el efecto de la resistencia de la pared sobre la carga horizontal. Bajo carga frontal, la diferencia entre las curvas de degradación de la capacidad de carga de las dos muestras fue pequeña y las partes medias de las curvas se superpusieron. El motivo principal fue que la pared quedó muy dañada y se desprendió del marco, que desempeñaba un papel importante en aquella época. 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 parcialmente medidos se muestran en la Fig. 11. Cuando el desplazamiento de la carga excedió los 40 mm, la tensión en algunos puntos de medición de la muestra SF excedió el límite elástico. La tensión medida cerca de la base de la columna estaba cerca del límite elástico del acero y debería reforzarse en los diseños. La tensión de la columna del marco se desarrolló rápidamente desde el comienzo de la carga, pero cuando alcanzó los 40 mm, la tensión aumentó lentamente en todas partes excepto en la región de la junta. Después de la aparición de una pequeña grieta en el nodo, el nodo soportó una carga horizontal mayor.

Curvas deformación-desplazamiento.

Las tensiones en las uniones de la muestra SFW estaban dentro del límite elástico, pero las tensiones en la base de la columna aún eran grandes. La tensión sobre 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 hasta 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 disponerse 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 extensímetro eran mayores cerca de las esquinas. En esta etapa actuó principalmente el puntal diagonal equivalente del muro, 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 se extendió gradualmente a través de 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 el alcance del daño al marco. A medida que el daño a la pared empeoraba y el marco soportaba más carga, la tensión aumentaba y la energía se disipaba continuamente. En una etapa posterior, el muro todavía actuaba como un puntal equivalente, pero a medida que aumentaban los daños en las esquinas del muro, el punto de contacto entre el muro y las uniones viga-columna se movía hacia abajo.

La capacidad de disipación de energía de las muestras se muestra en la Tabla 7, donde E es el coeficiente de disipación de energía y ξe es el coeficiente de amortiguación viscosa 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 amortiguación viscosa equivalente en el pico fueron mayores para la muestra SF que para la muestra SFW. Esto indicó que el deslizamiento entre la pared y el marco era más obvio en la muestra 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 de la muestra de SF debido a la incrustación del panel de pared, lo que significó que la muestra de SF tuvo un mayor daño estructural. En la etapa inicial de carga, el coeficiente de amortiguamiento viscoso equivalente de la muestra de 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 amortiguación viscosa equivalente para la muestra SFW en la etapa inicial de carga sugirió que la fricción entre el panel de pared y el conector jugó 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 a la pared. En momentos posteriores, ξe aumentó más rápidamente para la muestra SF que para la muestra 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 de la muestra SFW se basaba principalmente en la pared y gradualmente se convirtió en un marco capaz de soportar más cargas y disipar más energía. Al inicio ambos especímenes se encontraban en etapa elástica, por lo que se calculó que el consumo de energía del muro en el espécimen SFW era cercano al 91%, lo que indicaba que el muro actuaba como la 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 pared se debilitó. Posteriormente, los valores de consumo energético de los dos ejemplares 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 desempeñaba el papel principal en este momento.

ABAQUS estableció un modelo de la estructura de estructura de acero liviana para el análisis de parámetros. Se investigaron las influencias de la relación de compresión axial y el espesor de la pared de la sección de acero de la columna compuesta 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 produjeron grietas durante el proceso de carga.

El modelo se estableció según el tamaño de la prueba. La viga del marco, las columnas compuestas, los conectores, los pernos, etc. en el modelo eran todos elementos continuos C3D8I. Debido a que había muchos componentes en el modelo que involucraban contacto, restricción e interacción, este elemento podía realizarse mejor y tenía una mayor precisión de cálculo que otras opciones. El modelo constitutivo del acero fue un modelo trilineal con los datos del material tomados de las pruebas de materiales. El modelo constitutivo para el hormigón fue el modelo CDP, como relación constitutiva de compresión se utilizó el modelo desarrollado por Han18 y como relación constitutiva de tracción el modelo de tracción del hormigón19. Los parámetros del modelo CDP se dan en la Tabla 8. Debido a la suposición de una calidad de soldadura confiable del modelo, se adoptó una restricción de unión en las posiciones de soldadura, como viga y manguito, refuerzo y columna, columna y placa de cubierta. Se utilizó el contacto superficie a superficie entre pernos y columna, vigas, camisa y entre concreto y acero de paredes delgadas conformado en frío, se consideró el comportamiento tangencial junto con la penalización y la fuerza normal 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 la prueba. Para facilitar la imposición de condiciones límite y cargas, se establecieron cuatro puntos de referencia RP1 a RP4 en el modelo para imponer un acoplamiento cinemático con una determinada superficie. La placa base (RP1) se consolidó completamente 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 necesitaba 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 para pernos.

Modelo y puntos de referencia.

Las Figuras 14a-d muestran la comparación de uniones, curvas de esqueleto, capacidad de carga y curvas de degradación de la rigidez. En la figura, SF (T) representa la muestra de prueba de SF y SF (NM) representa el modelo de verificación de elementos finitos de SF. La comparación entre la prueba y los resultados de los elementos finitos mostró que las curvas esqueléticas de los dos concordaban bien. Dado que el modelo de elementos finitos estaba parcialmente idealizado, hubo algunas diferencias entre los dos cálculos. La resistencia de la curva 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 menor del 4% y la tendencia de la curva fue consistente. 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 era consistente 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 cargas cíclicas y cargas monótonas 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 a la carga positiva disminuyó significativamente y la resistencia a la carga negativa disminuyó, pero no significativamente. Las curvas para diferentes relaciones de compresión axial antes de la fluencia coincidieron esencialmente, 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 indicó que cuanto mayor era la relación de compresión axial, menor era la resistencia. En el caso de carga monótona, la resistencia de la probeta con una relación de compresión axial de 0,4 se redujo en un 44% en comparación con la probeta sin compresión axial. El fallo del marco desnudo se debió principalmente a la formación 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 carga-desplazamiento.

Las curvas de rigidez estructural y capacidad de carga versus 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 aumentaba 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 constante. 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 rigidez y capacidad portante.

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

Curvas carga-desplazamiento.

Las curvas de rigidez estructural y capacidad de carga cambian con el espesor de la pared de la sección de acero se muestran en la Fig. 18. Al aumentar el espesor de la pared de la sección de acero, la rigidez inicial de la estructura aumenta. Las tendencias de degradación de la rigidez de diferentes espesores de pared de secciones de acero fueron consistentes, pero a medida que aumentaba el espesor de la pared, la velocidad de degradación de la rigidez se aceleraba. Las líneas de tendencia de degradación para la capacidad portante estructural coincidieron esencialmente, lo que indicó que el aumento del espesor de la pared de la sección de acero de la columna compuesta tuvo poco efecto sobre la capacidad portante estructural.

Curvas de degradación de rigidez y capacidad portante.

En este estudio, se realizaron experimentos y análisis paramétricos de elementos finitos para investigar el desempeño sísmico de estructuras de acero livianas 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 cargas horizontales. Las influencias de la relación de compresión axial y el espesor de la pared de las secciones de acero de las columnas sobre el comportamiento sísmico de los pórticos se analizaron mediante parametrización de elementos finitos.

Cuando se incrustaron paneles de pared livianos en la estructura de acero, tuvieron un impacto significativo en el desempeño sísmico y pudieron mejorar la resistencia y rigidez inicial de la estructura. La resistencia de la estructura aumentó entre un 79 y un 96%, y la rigidez inicial aumentó entre un 30 y un 50%. Durante las últimas etapas de la carga de prueba, la falla del panel de pared provocó 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 hasta cierto punto 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 ligero panel de pared fue la primera línea de defensa antisísmica. A medida que aumentaba el daño a las paredes, 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 sobre el comportamiento 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 aumentó la relación de compresión axial, la tensión en las uniones viga-columna se desarrolló rápidamente, la plasticidad se desarrolló rápidamente y el marco falló 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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El autor correspondiente desea reconocer el Programa Nacional Clave de Investigación y Desarrollo de China durante el “Décimo 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 Clave de Investigación y Desarrollo de China durante el “Décimo 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

HongJie Hou y XiuLi 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 lo revisó. XLW supervisó los aspectos de ingeniería de la estructura 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 de columna compuesta de acero y hormigón de paredes delgadas conformado en frío. Representante científico 13, 4486 (2023). https://doi.org/10.1038/s41598-023-31789-0

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Recibido: 27 de diciembre de 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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