CFRP加固偏壓H型鋼柱承載力數(shù)值模擬分析

完海鷹， 查曉瑋， 陳安英

(合肥工業(yè)大學(xué) 土木與水利工程學(xué)院，安徽 合肥 230009)

隨著現(xiàn)有鋼結(jié)構(gòu)建筑構(gòu)件的損傷不斷加劇,傳統(tǒng)加固方法雖較為成熟,但會造成原建筑結(jié)構(gòu)自重增加、原構(gòu)件新添損傷等不利影響,而CFRP加固技術(shù)避免了傳統(tǒng)加固技術(shù)的缺點。CFRP加固后鋼結(jié)構(gòu)的極限承載能力、剛度及耐腐蝕性等都得到提高。

目前國內(nèi)外學(xué)者對于CFRP加固受壓鋼構(gòu)件已進(jìn)行了一些研究,如王軍偉研究了12根短柱的承載能力在持載百分比、CFRP粘貼方式和CFRP粘貼層數(shù)下的變化。唐紅元等研究了CFRP粘貼層數(shù)、CFRP環(huán)布粘貼間距對軸壓冷彎薄壁C型鋼長構(gòu)件極限承載力的影響,將CFRP環(huán)向粘貼間距與腹板高度的比值作為衡量加固效果的標(biāo)準(zhǔn)。Jimmy HaedirXiaoLing Zhao研究了CFRP粘貼方式和層數(shù)對四種截面圓鋼管承載力的影響。MCSundarraja等研究了環(huán)向粘貼CFRP對軸壓方鋼管短柱極限承載力和剛度的影響。本文采用數(shù)值模擬分析的方法研究偏壓荷載下粘貼碳纖維布加固H型鋼柱的穩(wěn)定性能承載力。

1 模擬研究

1.1 試件設(shè)計及材料性能

試驗設(shè)計6根偏壓H型鋼柱構(gòu)件,構(gòu)件長度L為1500mm,截面高H=100mm,截面寬B=100mm,外翼緣厚t=8mm,腹板厚t=6mm,計算可知H型鋼柱構(gòu)件長細(xì)比λ=36.24。為了實現(xiàn)H型鋼柱可以沿著強(qiáng)軸屈曲,在H型鋼柱兩端焊接開槽加載端板形成單項鉸接,并通過單刀鉸支座進(jìn)行加載。H型鋼試件尺寸如圖1所示。試驗中粘貼CFRP布使用的結(jié)構(gòu)膠為E2500S的碳纖維布浸漬脫氧樹脂膠。H型鋼材料屬性的定義,選用三折線模型,因為CFRP布的極限抗拉強(qiáng)度遠(yuǎn)大于鋼材的抗拉強(qiáng)度,所以在模擬計算的過程中認(rèn)為CFRP布一直處于彈性階段,且CFRP布為單向受力性能較好的材料,因此定義為彈性單向板,H型鋼的材料性能和CFRP布材料屬性定義如表1所列。

表1 材料屬性

1.2 單元的選取

H型鋼和端板為實體模型,選用8節(jié)點線性六面體減縮積分單元,即C3D8R單元。與完全積分單元相比,線性減縮積分單元僅在單元中心包含1個積分點,在彎曲作用下不易發(fā)生剪切自鎖現(xiàn)象,對位移求解結(jié)果較精確,網(wǎng)格扭曲變形對計算精度影響不大。

CFRP布為殼模型,選用4節(jié)點減縮殼單元,即S4R單元。此單元為通用殼單元既可用于薄殼又可用于厚殼,采用減縮積分方式,包含沙漏模型控制。

1.3 邊界條件與加載方式

本模型在H型鋼柱的兩端建立了端板,邊界條件應(yīng)施加在端板上。H型鋼柱非加載端設(shè)置為只能繞X軸旋轉(zhuǎn)約束,即U1=U2=U3=UR2=UR3=0;加載端設(shè)置為可繞X軸旋轉(zhuǎn)、Z軸位移的約束,即U1=U2=UR2=UR3=0,如圖2所示。

本模型在特征屈曲分析中采用力加載,在靜力非線性分析中采用位移加載,位移加載速率通過設(shè)置位移加載幅值控制,該方法有利于模型的收斂。對偏心距的控制,則通過移動H型鋼柱兩端的端板構(gòu)造出設(shè)計的偏心距,再按上述方法進(jìn)行加載。

1.4 模擬結(jié)果

輸出每根試件達(dá)到極限穩(wěn)定承載力時的H型鋼柱的縱向應(yīng)力、應(yīng)變云圖和CFRP布沿纖維方向的應(yīng)力云圖如圖3至圖8所示。

圖3 試件H-1Z10E的應(yīng)力云圖

圖4 試件H-1Z20E的應(yīng)力云圖

圖5 試件H-2Z10E的應(yīng)力云圖

圖6 試件H-2Z20E的應(yīng)力云圖

圖7 試件H-3Z10E的應(yīng)力云圖

圖8 試件H-3Z20E的應(yīng)力云圖

由應(yīng)力圖可知,縱向粘貼的CFRP布與H型鋼柱的變形一致,且應(yīng)力應(yīng)變的分布也基本相同,應(yīng)力最大值都出現(xiàn)在柱中部位,所有試件最終均發(fā)生了整體失穩(wěn)破壞,與預(yù)期的破壞形式相吻合。

1.5 模擬結(jié)果對比分析

本模擬設(shè)計的偏心距分為e=10mm和e=20mm兩種,分別繪制荷載柱中側(cè)向位移(N-δ)曲線對CFRP粘貼層數(shù)進(jìn)行分析。如圖9和圖10所示。

圖9 e=10mm構(gòu)件N-δ關(guān)系曲線

圖10 e=20mm構(gòu)件N-δ關(guān)系曲線

圖9為試件1Z10E、2Z10E、3Z10E的N-δ關(guān)系曲線。由圖可見,在試件受壓前期,荷載未超過350kN時,各N-δ曲線斜率基本不變,說明試件處于彈性階段。粘貼CFRP布層數(shù)越多的構(gòu)件N-δ曲線斜率越大,說明粘貼CFRP布對H型鋼柱的側(cè)向變形有一定的約束作用,使其剛度增大。在加載中期,當(dāng)荷載值在350kN極限荷載值范圍內(nèi)時,試件進(jìn)入塑性階段,N-δ曲線斜率變小。粘貼CFRP布層數(shù)越多的構(gòu)件,極限承載力越高。同時對比各構(gòu)件到達(dá)極限承載力時的柱中側(cè)向位移,大致在同一范圍內(nèi),說明粘貼CFRP布延緩了構(gòu)件的變形。

圖10為試件1Z20E、2Z20E、3Z20E的N-δ關(guān)系曲線。由圖可見,在試件受壓前期,荷載未超過300kN時,各N-δ曲線斜率基本不變,說明試件處于彈性階段。粘貼CFRP布層數(shù)越多的構(gòu)件N-δ曲線斜率越大,說明粘貼CFRP布對H型鋼柱的側(cè)向變形有一定的約束作用,使其剛度增大。在加載中期,當(dāng)荷載值在300kN極限荷載值范圍內(nèi)時,試件進(jìn)入塑性階段,N-δ曲線斜率變小。粘貼CFRP布層數(shù)越多的構(gòu)件,極限承載力越高。同時對比各構(gòu)件到達(dá)極限承載力時的柱中側(cè)向位移,大致在同一范圍內(nèi),說明粘貼CFRP布延緩了構(gòu)件的變形。

由圖9和圖10對比可以看出,在粘貼CFRP布層數(shù)相同的條件下,偏心距大的H型鋼柱的極限承載力小于偏心距小的H型鋼柱;偏心距大的H型鋼柱達(dá)到極限承載力時,柱中側(cè)向位移較小。

2 理論計算方法

參照我國《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》GB50017-2017中對于未加固的實腹式受壓構(gòu)件平面內(nèi)穩(wěn)定性計算公式,按照英國CIRIA編制的《外部粘合纖維增強(qiáng)聚合物強(qiáng)化金屬結(jié)構(gòu)指南(Strengthening Metallic Structures Using Externally Bonded FibreReinforced Polymers)》中關(guān)于CFRP加固軸心受壓構(gòu)件時的考慮方式,將所加固的CFRP截面按強(qiáng)度等效的方法,轉(zhuǎn)化為對應(yīng)的鋼結(jié)構(gòu)構(gòu)件截面,與被加固構(gòu)件整體進(jìn)行計算。得到碳纖維布加固實腹式受壓構(gòu)件平面內(nèi)穩(wěn)定性計算公式如式(1):

(1)

其中,N為所計算構(gòu)件范圍內(nèi)軸心壓力設(shè)計,N;φx為彎矩作用平面內(nèi)軸心受壓構(gòu)件穩(wěn)定系數(shù);At為復(fù)合構(gòu)件的換算截面面積;f為鋼材的抗拉強(qiáng)度設(shè)計值,N/mm2;βmx為等效彎矩系數(shù);Mx為所計算構(gòu)件段范圍內(nèi)的最大彎矩設(shè)計值,N·mm;γx為截面塑性發(fā)展系數(shù);W1x為彎矩作用平面內(nèi)受壓最大纖維的毛截面模量,mm3;N'Ex為參數(shù)。

ABAQUS有限元模型對試驗試件的極限穩(wěn)定承載力模擬結(jié)果和理論計算的極限穩(wěn)定承載力結(jié)果如表2所列,其中H為試件;Z為縱向粘貼的CFRP布,前面數(shù)字為層數(shù)、E為偏心距,前面數(shù)字為偏心大小。

表2 ABAQUS模型分析極限承載力結(jié)果與計算結(jié)果對比

3 結(jié) 論

通過分析得到的結(jié)論如下:① 粘貼CFRP布加固后偏壓H型鋼柱最終呈現(xiàn)彎曲失穩(wěn)破壞模式,柱中側(cè)向位移較大;② 偏心距相同時,粘貼CFRP布層數(shù)越多,偏壓H型鋼柱的極限承載力越高;③ CFRP粘貼層數(shù)相同時偏心距越大的H型鋼柱,其極限承載力越低,偏心距大的構(gòu)件加固效果好。