雙不銹鋼板混凝土組合梁抗剪性能有限元分析

段文峰，劉紅林，劉文淵,，虞家立，朱峰葦

1吉林建筑大學(xué) 土木工程學(xué)院,長春 130118 2南京理工大學(xué)泰州科技學(xué)院,江蘇 泰州 225300

0 引言

隨著建筑工程及大型防護工程的發(fā)展,普通的鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)已經(jīng)不能滿足工程要求.于是,科研人員逐漸在組合結(jié)構(gòu)方向?qū)ふ彝黄瓶?而鋼板混凝土組合結(jié)構(gòu)是將鋼板和混凝土通過連接件組合成整體,該組合結(jié)構(gòu)可使鋼板和混凝土充分發(fā)揮各自優(yōu)勢.聶建國等[1]人通過試驗發(fā)現(xiàn)鋼板混凝土剪力墻在地震作用下有很好延性和耗能能力.李春月[2]在前人試驗基礎(chǔ)上提出了鋼-混凝土組合梁在彈性階段承載力公式,利用ANSYS對組合梁受力性能進行了參數(shù)分析.王澤芳[3]提出了在沖切荷載作用下,不同栓釘間距組合板的三種不同破壞模式.滕培賓[4]通過試驗研究了鋼板混凝土梁在靜力和低速沖擊下不同的受力機理.嚴加寶等[5]人提出了用槽鋼當作連接件的鋼板混凝土梁,分析了影響構(gòu)件抗彎承載力的參數(shù).采用有限元軟件進行驗證,證明了試驗的正確性.范建華[6]通過有限元軟件ABAQUS 建立雙層鋼板混凝土組合梁(板)模型，研究了在豎向集中荷載作用下，角鋼、加勁肋、鋼板厚度、縱向隔板、橫向隔板等參數(shù)對組合梁(板)極限承載力的影響.

碳素鋼板在潮濕環(huán)境下容易銹蝕,其耐久性和耐火性方面表現(xiàn)出較差的性能.隨著時間的推移,碳素鋼板結(jié)構(gòu)在工程上逐漸暴露出了劣勢,而不銹鋼材具有良好的耐腐蝕性、耐久性、耐火性且美觀大方,其在建設(shè)工程中的應(yīng)用也越來越廣泛.本文提出雙不銹鋼板混凝土組合梁，其通過將鋼筋和栓釘焊接在不銹鋼板上形成鋼性骨架,然后在雙面不銹鋼板骨架之間澆筑混凝土.由于雙鋼板混凝土組合結(jié)構(gòu)表現(xiàn)出來的良好的抗剪承載力、抗沖擊性能、抗爆性能、防水性能,該結(jié)構(gòu)被越來越來多地運用到海底隧道、核電站安全殼以及超高層房屋中[7-8].

1 有限元模型

1.1 單元和網(wǎng)格

雙不銹鋼板混凝土組合梁由不銹鋼板、鋼筋、栓釘和混凝土組成,鋼筋采用三維二節(jié)點T3D2線性桁架單元,雙不銹鋼板混凝土組合梁試件中另外部件均采用三維八結(jié)點線性六面體實體單元C3D8R模擬.支座和墊塊采用離散剛體殼單元模擬,此類單元在計算過程中不會隨荷載增大發(fā)生變形.鋼筋和鋼板網(wǎng)格大小為20 mm,混凝土網(wǎng)格大小為35 mm,栓釘網(wǎng)格大小為5 mm,網(wǎng)格劃分過大會導(dǎo)致試件變形不協(xié)調(diào),網(wǎng)格太小格明顯減慢計算速度,上述網(wǎng)格尺寸能較好地分析實際試件的變形情況.

1.2 材料本構(gòu)模型

1.2.1 混凝土塑性損傷(Concrete damaged plasticity,簡稱CDP)模型

基于鋼板混凝土組合構(gòu)件的擬靜力試驗特性,選用ABAQUS中混凝土的塑性損傷模型,該模型能較好地模擬混凝土破壞時拉裂和壓碎,也能較好地模擬受力性能.混凝土本構(gòu)模型采用《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》[9]附錄C中的混凝土單軸應(yīng)力-應(yīng)變曲線,如圖1所示.

1.2.2 鋼筋與栓釘本構(gòu)模型

鋼筋和栓釘?shù)谋緲?gòu)關(guān)系采用彈塑性模型,其好處是可得到的鋼筋和栓釘應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系具有規(guī)律性,有利于保證模擬時計算收斂,本構(gòu)關(guān)系曲線如圖2所示.

圖1 混凝土單軸應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.1 Uniaxial stress-strain curve of concrete

圖2 鋼筋、栓釘本構(gòu)關(guān)系曲線Fig.2 Constitutive relation curve of reinforcement and stud

1.3 接觸及邊界條件

鋼筋與上下部不銹鋼板之間的焊接通過合并作用模擬,形成鋼性骨架.栓釘和上下部鋼板之間通過綁定作用模擬焊接固定,混凝土與鋼板的接觸面采用面面接觸,切向為摩擦接觸,摩擦系數(shù)取0.3,法向采用硬接觸;上下部鋼板和墊塊之間接觸作用通過綁定模擬.鋼筋和混凝土之間采用“嵌入”的約束方式.將左邊支撐墊塊設(shè)為固定支座,右邊墊塊設(shè)為活動鉸支座用來模擬實際支座方式.

1.4 荷載和分析方法

在加載墊塊上設(shè)置參考點,并對其實施位移加載.在加載點對應(yīng)的下部鋼板上設(shè)置參考點,方便后處理時提取豎向位移,分析方法采用顯式分析，該分析方法在確保動能小于內(nèi)能的5 %～10% 時，可忽略動力效應(yīng)用于進行靜力加載的數(shù)值模擬.同時,該模擬方法可避免計算中收斂性問題,對模擬這類復(fù)雜的非線性問題具有較大優(yōu)勢.

2 有限元模型驗證

為考察基于上述方法采用ABAQUS建立鋼板混凝土組合梁模型的可行性,模型建立和邊界條件設(shè)置按照上述方法進行.選用文獻[10]中SC4北段鋼板混凝土組合梁剪力-位移關(guān)系曲線,試件的截面尺寸L=4 572 mm,寬高分別為304 mm和406 mm,試件北段抗剪鋼筋縱向間距為127 mm,試件頂部和底部鋼板厚度為4.8mm,雙鋼板之間采用直徑為6.5mm鋼筋連接.鋼筋和鋼板的力學(xué)性能參數(shù)均采用文獻中實測值,詳見表1.

表1 鋼筋、鋼板力學(xué)性能參數(shù)Table 1 Mechanical property parameters of reinforcement and steel plate

混凝土本構(gòu)模型的彈性參數(shù)中密度取2 420×10-12t/mm3,彈性模量E為34 500 MPa,泊松比ν為0.2.混凝土單軸抗拉強度ft為2.64MPa,混凝土單軸抗壓強度fc為41.4MPa.在規(guī)范給出的混凝土應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系的基礎(chǔ)上,引入損傷因子,通過損傷因子描述卸載時材料剛度退化現(xiàn)象.

圖3給出了試驗與有限元分析的剪力-位移驗證對比曲線.在加載前中期,有限元分析結(jié)果比試驗值略低,誤差范圍在10 kN～18 kN之間.造成差異的主要原因是混凝土本構(gòu)具有較大的離散性,同時邊界條件也有所差異,從而導(dǎo)致模擬值與試驗值存在差異.從圖4試件應(yīng)力云圖可知,混凝土側(cè)面加載點處和加載點對應(yīng)的下部混凝土應(yīng)力最大,在上部鋼板加載點處出現(xiàn)翹曲現(xiàn)象,下部鋼板和混凝土間出現(xiàn)滑移現(xiàn)象.總體來看,模擬結(jié)果與試驗結(jié)果能較好吻合,充分表明采用本文方法進行雙鋼板混凝土組合梁分析具有較好的可行性.

圖3 模擬驗證Fig.3 Simulation verification

圖4 試件應(yīng)力云圖Fig.4 Stress nephogram of specimen

3 有限元參數(shù)分析

3.1 試件設(shè)計

本文中有限元模擬采用6根雙不銹鋼板混凝土組合梁,其截面尺寸采用曾憲锃[11]試驗中使用的4/9倍美國AP1000核電站安全殼切條,為b×h=304 mm×406 mm,跨度L=4 572 mm.試件頂部和底部鋼板采用9.8 mm厚的S30408不銹鋼板,栓釘直徑為10 mm,混凝土強度等級為C50,每個試件分別進行A,B兩段加載試驗.試驗設(shè)計主要控制參數(shù)為抗剪鋼筋直徑和間距,為滿足ACI349-06[12]抗剪鋼筋的構(gòu)造要求,SCS1選用直徑為6.5 mm鋼筋,其中SCS1-A段鋼筋間距為203 mm,SCS1-B段鋼筋間距為178 mm.SCS2梁鋼筋間距為152 mm,其中A段鋼筋直徑為6.5 mm,B段鋼筋直徑為8mm,上述鋼筋和栓釘力學(xué)性能參數(shù)均采用文獻中實測值.ρt,ACI為規(guī)范規(guī)定的最小抗剪配筋率,ρt,test為試件實際抗剪配筋率.加載點對應(yīng)的下部鋼板上的位移為試件位移.因為各個試件均采用三點加載方式,將模擬得到的荷載P轉(zhuǎn)換成試件承受的真實剪力,A段為0.756P,B段為0.656P.試件加載和配筋方式如圖5和圖6所示,試件的研究參數(shù)見表2.

圖5 A段加載和配筋方式Fig.5 Load and reinforcement mode of section A

圖6 B段加載和配筋方式Fig.6 Load and reinforcement mode of section B

表2 試件參數(shù)Table 2 Specimen parameters

3.2 材料性能

因為不銹鋼材料中含有鉻、鎳、鈦、鉬等合金成分,與普通低碳鋼相比,不銹鋼材料應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線無明顯的屈服點,不銹鋼材料在加載初期表現(xiàn)出非線性特征.在加載后期,曲線上的應(yīng)力有明顯硬化現(xiàn)象和很高的延性.一般取殘余應(yīng)變0.2 %所對應(yīng)的應(yīng)力σ0.2為不銹鋼材料的名義屈服應(yīng)力.本文不銹鋼力學(xué)性能參數(shù)采用文獻[13]中進行的S30408奧氏體不銹鋼力學(xué)材性試驗,見表3.

表3 S30408不銹鋼力學(xué)性能參數(shù)Table 3 Mechanical property parameters of s30408 stainless steel

不銹鋼非線性材料本構(gòu)關(guān)系模型采用Ramberg和Osgood[14]提出的,即：

(1)

(2)

f0.2≤σ≤fu

(3)

式中，f0.2為名義屈服強度標準值，MPa；E0為初始彈性模量，MPa；n為應(yīng)變強化系數(shù)；fu為抗拉強度標準值，MPa；m為計算系數(shù)；E0.2為應(yīng)力為f0.2時對應(yīng)的切線彈性量，MPa；εu為極限抗拉強度fu對應(yīng)的極限應(yīng)變.在ABAQUS軟件中設(shè)置材料參數(shù)時輸入不銹鋼材料的真實應(yīng)力-應(yīng)變曲線上一系列點到軟件中.

本文中模擬時栓釘、鋼筋力學(xué)性能參數(shù)見表4所示.

表4 栓釘、鋼筋力學(xué)性能參數(shù)Table 4 Mechanical property parameters of stud and reinforcement

3.3 有限元分析結(jié)果

3.3.1 構(gòu)件云圖

圖7和圖8分別是SCS1-A段混凝土受拉損傷云圖和鋼骨架應(yīng)力云圖.

圖7 混凝土受拉損傷云圖Fig.7 Nephogram of concrete tensile damage

圖8 鋼骨架應(yīng)力云圖Fig.8 Stress nephogram of steel skeleton

從圖7可知,在混凝土側(cè)面加載點和左支座間斜向區(qū)域混凝土受拉損傷最為集中,試件表現(xiàn)為剪切破壞,且損傷云圖發(fā)展方向與剪力傳遞方向一致;加載點和右支座區(qū)域混凝土出現(xiàn)豎向的受拉損傷,這與試件受彎破壞時加載初期拉側(cè)混凝土受拉開裂有關(guān).

通過觀察圖8可知,鋼骨架和混凝土之間有明顯的滑移現(xiàn)象,部分栓釘和抗剪鋼筋在受力過程中應(yīng)力水平較高,出現(xiàn)明顯的屈服現(xiàn)象,而受拉鋼板及受壓鋼板應(yīng)力低于板件屈服強度.

綜合上述現(xiàn)象可以判斷試件表現(xiàn)為受剪破壞,因此采用該模型進行試件剪切性能研究較為合理.

3.3.2 剪力-位移曲線

SCS1-A段剪力-位移曲線如圖9所示.由圖9曲線并結(jié)合試件中應(yīng)力情況可得，在曲線上升段,剪力達到94 kN附近時,加載點下方混凝土首先出現(xiàn)受拉損傷,損傷趨勢沿受拉鋼板豎直向上;剪力上升到約203 kN時,不銹鋼板和混凝土界面間觀察到滑移現(xiàn)象;試件界面滑移后承載力仍可持續(xù)增加，試件抗剪承載力達到242 kN時出現(xiàn)峰值.

此后,曲線出現(xiàn)下降段,試件承受剪力約226 kN時,在加載點與支座間的斜向區(qū)域內(nèi)混凝土受拉損傷明顯高于周圍混凝土,位移繼續(xù)增大后,鋼板與混凝土之間界面滑移更加明顯.剪力約為172 kN時,隨著加載點下方部分抗剪鋼筋和栓釘屈服,試件破壞后仍有一定的殘余抗剪承載力.

3.4 影響因素分析

3.4.1 抗剪鋼筋間距

圖9為SCS1-A,SCS1-B,SCS3-A試件在不同抗剪鋼筋間距下剪力-位移曲線.從模擬結(jié)果可以得到,隨著抗剪鋼筋間距減小即抗剪配筋率的增大,抗剪鋼筋間距越小的試件曲線越陡,試件初始剛度越大,試件極限抗剪承載力也逐步增加,且達到極限承載力時對應(yīng)的位移也有減小的趨勢.這是由于更密集的抗剪鋼筋承擔(dān)鋼板與混凝土間的豎向剪力,鋼筋與混凝土間機械咬合力及銷栓作用增強了鋼骨架和混凝土之間的組合作用,使其共同承擔(dān)外部荷載,有效延緩組合梁裂縫發(fā)展,從而提升了試件的強度.

圖9 不同鋼筋間距Fig.9 Different reinforcement spacing

圖10 不同鋼筋直徑Fig.10 Different reinforcemen diameters

3.4.2 抗剪鋼筋直徑

圖10為SCS2-A,SCS2-B,SCS4-A試件在不同抗剪鋼筋直徑下剪力-位移曲線.以SCS2-A為基準試件,隨著抗剪鋼筋直徑增大,試件極限抗剪承載力隨之增大.加載時,直徑更大的鋼筋與混凝土產(chǎn)生更強的作用力,增大抗剪鋼筋直徑增強了試件的整體抗剪承載力.通過模擬得到,在加載初期,不同抗剪鋼筋直徑的試件曲線幾乎重合,說明試件初始剛度相同,這可能由于此時栓釘及抗剪鋼筋的縱向抗剪承載力已足夠大,改變抗剪鋼筋的直徑對提高縱向抗剪承載力并不顯著，從而出現(xiàn)初始剛度不變的情況;加載中后期,隨著混凝土開裂和抗剪鋼筋屈服,試件抗剪承載能力出現(xiàn)下降,但還具有一定的殘余抗剪承載力;通過增大抗剪鋼筋直徑來提高配筋率,使得試件端部抗剪鋼筋的銷栓作用更為顯著,在加載后期鋼板出現(xiàn)拉力膜效應(yīng),使得殘余抗剪承載力出現(xiàn)強化現(xiàn)象.

4 結(jié)論

通過有限元軟件ABAQUS建立實體與桁架混合單元模型,并進行顯式分析.先對有限元模型進行模擬驗證,然后在改變抗剪鋼筋縱向間距及鋼筋直徑進行參數(shù)分析.根據(jù)分析結(jié)果,得到以下結(jié)論:

(1) 通過實體與桁架混合單元建立的有限元模型,模擬得出的試件破壞形態(tài)、剪力-位移曲線與試驗驗證結(jié)果吻合較好.可見,本文提出的有限元模型可用于開展雙不銹鋼板混凝土組合梁抗剪性能的研究.

(2) 從模擬的損傷及應(yīng)力云圖可以看出,雙不銹鋼板混凝土組合梁先在加載點附近出現(xiàn)混凝土拉裂,然后小剪跨區(qū)域出現(xiàn)混凝土剪切破壞,并伴有栓釘及抗剪鋼筋屈服;而大剪跨區(qū)域僅發(fā)生受拉測混凝土豎向拉裂;試件破壞過程及形態(tài)與普通鋼板混凝土梁較為一致.根據(jù)破壞現(xiàn)象可判斷雙不銹鋼板混凝土組合梁在剪跨比為2.5區(qū)域,試件表現(xiàn)為抗剪破壞.

(3) 抗剪鋼筋直徑相同,抗剪鋼筋縱向間距在127 mm～203 mm變化時,抗剪鋼筋縱向間距小的試件極限抗剪承載力大,且試件的初始剛度也較大.

(4) 抗剪鋼筋縱向間距均為152 mm時,增大抗剪鋼筋直徑可提高試件的極限抗剪承載力,但在該縱向抗剪連接構(gòu)造水平上,增加抗剪鋼筋直徑對試件初始剛度基本沒有影響.

(5) 可通過提高抗剪配筋率來提高試件的極限抗剪承載力,在兩端設(shè)置直徑更大的抗剪鋼筋有助于試件加載后期拉力膜效應(yīng)的發(fā)揮.