預(yù)制壓型鋼板混凝土組合板和鋼梁連接及其有限元分析

王連廣, 蒙玉琪, 王梓晴

(東北大學(xué) 資源與土木工程學(xué)院, 遼寧 沈陽(yáng) 110819)

在壓型鋼板混凝土組合板中,壓型鋼板不僅可以用作永久模板和施工平臺(tái),其與混凝土板組合還可充當(dāng)構(gòu)件中的受拉鋼筋.壓型鋼板混凝土組合板具有減輕自重、節(jié)省材料、縮短工期等優(yōu)點(diǎn),與鋼梁連接形成水平支撐,對(duì)整體結(jié)構(gòu)起到類似加勁肋的作用,能夠提高結(jié)構(gòu)的整體性和抗震性[1-2].Siddh等[3]對(duì)壓型鋼板混凝土組合板的跨中撓度和端部滑移進(jìn)行了試驗(yàn)研究.He等[4]對(duì)不同截面形式的大跨度壓型鋼板混凝土組合板分別進(jìn)行了推出試驗(yàn)和承載能力試驗(yàn)研究.Li等[5]通過試驗(yàn)研究了大跨度閉口型壓型鋼板輕骨料混凝土組合板的縱剪承載力.Ali等[6]使用ANSYS分別建立了壓型鋼板混凝土組合板模型和素混凝土板模型,并通過計(jì)算分析得出了在同等條件下壓型鋼板混凝土組合板比素混凝土板節(jié)省20%混凝土材料的結(jié)論.王承承[7]對(duì)壓型鋼板再生細(xì)骨料混凝土組合板進(jìn)行了縱剪承載力試驗(yàn)研究.國(guó)內(nèi)外學(xué)者通過試驗(yàn)或數(shù)值模擬的方法,研究了壓型鋼板混凝土組合板的彎曲性能和剪切性能,并對(duì)新型材料組合板的受力性能進(jìn)行研究.上述研究中的壓型鋼板混凝土組合板大多用現(xiàn)澆工藝制作而成,對(duì)裝配式結(jié)構(gòu)中壓型鋼板混凝土組合板連接節(jié)點(diǎn)的受力性能研究尚不充分.

壓型鋼板混凝土組合板在裝配式結(jié)構(gòu)中具有廣泛的應(yīng)用前景.在裝配式結(jié)構(gòu)連接節(jié)點(diǎn)方面,戎賢等[8]提出了一種新型裝配式鋼管混凝土柱和鋼梁連接的栓焊式節(jié)點(diǎn),并通過試驗(yàn)研究了其抗震性能.焦圣倫[9]提出了一種新型的異形鋼管混凝土柱-鋼梁連接節(jié)點(diǎn),并通過數(shù)值模擬和參數(shù)分析的方式對(duì)該節(jié)點(diǎn)構(gòu)造進(jìn)行了優(yōu)化.Subhani等[10]針對(duì)壓型鋼板混凝土組合板-鋼梁連接節(jié)點(diǎn)提出了包含CFRP板、鋼板和高強(qiáng)螺栓的混合加固方案,并通過試驗(yàn)得出了該混合加固方案能夠提高節(jié)點(diǎn)極限承載力的結(jié)論.Katwal等[11]建立了壓型鋼板混凝土組合板-鋼梁連接節(jié)點(diǎn)的有限元模型,并分析了其荷載-變形關(guān)系及抗剪栓釘?shù)募袅?滑移關(guān)系.文獻(xiàn)[12-14]研究了壓型鋼板混凝土組合板-鋼梁連接節(jié)點(diǎn)中抗剪連接件的受力性能.國(guó)內(nèi)學(xué)者對(duì)裝配式結(jié)構(gòu)連接節(jié)點(diǎn)的研究大多集中在梁-柱連接節(jié)點(diǎn)上,對(duì)壓型鋼板混凝土組合板-鋼梁連接節(jié)點(diǎn)的研究相對(duì)較少.國(guó)外雖然已有對(duì)壓型鋼板混凝土組合板-鋼梁連接節(jié)點(diǎn)的研究成果,但局限于對(duì)其抗剪連接件受力性能的研究,沒有系統(tǒng)地、全面地分析影響節(jié)點(diǎn)承載能力、變形能力的因素.

本文提出一種新型的壓型鋼板混凝土組合板和鋼梁整體預(yù)制的法蘭板-螺栓連接節(jié)點(diǎn),利用ABAQUS有限元軟件分別建立預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型和現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)模型.通過靜載下的全過程分析,比較兩者的承載和變形能力,并對(duì)預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型進(jìn)行參數(shù)分析.分析了栓釘數(shù)、組合板的厚度和長(zhǎng)度、螺栓數(shù)和法蘭板厚度對(duì)預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型受力性能的影響,從而優(yōu)化預(yù)制節(jié)點(diǎn)構(gòu)造.

1 節(jié)點(diǎn)構(gòu)造

按設(shè)計(jì)要求預(yù)制壓型鋼板混凝土組合板(以下簡(jiǎn)稱組合板),將組合板和鋼梁連接成整體,現(xiàn)場(chǎng)施工時(shí)再將整體預(yù)制組合構(gòu)件通過法蘭板和螺栓連接到一起.提出了組合板和鋼梁整體預(yù)制的法蘭板-螺栓連接節(jié)點(diǎn)的3種構(gòu)造形式.

1.1 節(jié)點(diǎn)構(gòu)造形式一

全厚度預(yù)制組合板與鋼梁間法蘭板-螺栓連接如圖1所示.當(dāng)采用全厚度預(yù)制組合板時(shí),整體預(yù)制組合構(gòu)件形式如圖1a、圖1b所示,其連接節(jié)點(diǎn)構(gòu)造如圖1c、圖1d所示.

圖1 全厚度預(yù)制組合板與鋼梁間法蘭板-螺栓連接

1.2 節(jié)點(diǎn)構(gòu)造形式二

端部壓型鋼板外露的預(yù)制組合板與鋼梁間法蘭板-螺栓連接,如圖2所示.當(dāng)預(yù)制組合板端部的壓型鋼板外露時(shí),整體預(yù)制組合構(gòu)件形式如圖2a所示,其連接節(jié)點(diǎn)構(gòu)造如圖2b所示.

1.3 節(jié)點(diǎn)構(gòu)造形式三

端部半厚度帶孔的預(yù)制組合板與鋼梁間法蘭板-螺栓連接,如圖3所示.當(dāng)預(yù)制組合板端部制作成半厚度預(yù)留孔的形式時(shí),整體預(yù)制組合構(gòu)件形式如圖3a所示,其連接節(jié)點(diǎn)構(gòu)造如圖3b所示.

圖2 端部壓型鋼板外露的預(yù)制組合板與鋼梁間法蘭板-螺栓連接

圖3 端部半厚度帶孔的預(yù)制組合板與鋼梁間法蘭板-螺栓連接

2 數(shù)值模擬

使用ABAQUS有限元軟件分別建立全厚度組合板和鋼梁整體預(yù)制的法蘭板-螺栓連接的現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)模型和預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型.以下詳細(xì)介紹預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型建模過程.

為簡(jiǎn)化計(jì)算模型,使計(jì)算過程更易于收斂,作基本假定:鋼筋均勻分布在混凝土板中;壓型鋼板與混凝土板之間連接可靠;后澆混凝土與預(yù)制混凝土完全一致,協(xié)同工作;后澆混凝土與預(yù)制混凝土層、鋼梁、栓釘間膠結(jié)良好,協(xié)同受力;忽略壓型鋼板與混凝土板孔.

2.1 現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)模型和預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型

現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)模型包含整塊組合板和鋼梁,兩者通過栓釘連接;預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型包含2塊整體預(yù)制組合構(gòu)件,兩者通過法蘭板和螺栓連接.

為更直觀地呈現(xiàn)連接節(jié)點(diǎn)的受力性能,將連接節(jié)點(diǎn)設(shè)置在跨中處.建立的現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)模型和預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型分別如圖4和圖5所示.

圖4 現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)模型

圖5 預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型

2.2 材料本構(gòu)和模型參數(shù)

混凝土本構(gòu)模型選取的是塑性損傷模型[15-16],鋼材的本構(gòu)模型選取的是彈塑性雙折線模型.

預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型參數(shù)如圖6所示.

圖6 預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型參數(shù)(mm)

壓型鋼板使用YXB51-165-660型號(hào),厚度1 mm,長(zhǎng)度3 600 mm.混凝土厚度149 mm,長(zhǎng)3 600 mm.鋼材均使用Q235鋼,混凝土強(qiáng)度等級(jí)選用C40.栓釘使用ML15材料,栓釘頭部直徑32 mm,栓桿長(zhǎng)度75 mm.螺栓使用8.8級(jí)M16高強(qiáng)螺栓,螺母直徑24 mm,螺母厚度10.75 mm.

2.3 網(wǎng)格劃分、相互作用和加載方式

對(duì)預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型中的組合板、鋼梁、栓釘和法蘭板等部件進(jìn)行網(wǎng)格劃分,如圖7所示.單元類型均為C3D8R.

壓型鋼板和鋼梁之間、法蘭板對(duì)接面、鋼梁對(duì)接面及螺帽和法蘭板之間設(shè)置為“接觸”約束,均考慮接觸面間的摩擦作用,并允許接觸面間存在水平滑動(dòng),切向定義為“罰”摩擦約束,罰摩擦約束系數(shù)為0.65.螺栓桿與孔壁之間只定義為表面硬接觸.選擇“內(nèi)置區(qū)域”將栓釘嵌入到組合板中.其余約束為“綁定”約束.

定義邊界條件時(shí),在鋼梁兩端底部設(shè)置墊塊,約束墊塊的各向位移,將邊界條件設(shè)置為鉸結(jié).為研究連接節(jié)點(diǎn)處的受力性能,按照鋼梁翼緣寬度在組合板上表面施加面荷載,如圖8所示.

2.4 現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)模型和預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型的對(duì)比

使用ABAQUS有限元軟件計(jì)算,設(shè)置75%為應(yīng)力的平均閾值,即當(dāng)相對(duì)應(yīng)力小于75%時(shí),對(duì)該應(yīng)力進(jìn)行平均.ABAQUS有限元軟件中的應(yīng)力σ按照Mises準(zhǔn)則計(jì)算并輸出,在應(yīng)力云圖上,不同單元的Mises應(yīng)力對(duì)應(yīng)顯示不同的顏色.現(xiàn)澆、預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型在荷載作用下的應(yīng)力云圖如圖9所示.圖9中的Mises應(yīng)力單位為Pa.

圖7 預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型網(wǎng)格劃分

圖8 預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型的邊界條件和加載方式

圖9 節(jié)點(diǎn)模型應(yīng)力云圖對(duì)比

由圖9可知,現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)模型受力較為均勻,而預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型的應(yīng)力主要分布在跨中法蘭板處和兩側(cè)支座處,通過法蘭板-螺栓連接的兩段鋼梁應(yīng)力分布具有良好的連續(xù)性.這說明法蘭板-螺栓連接能有效傳遞荷載,工作性能良好,新型連接方式并沒有影響結(jié)構(gòu)的整體性能.

在每條荷載-位移曲線上標(biāo)出3個(gè)斜率突變的特征點(diǎn)來分析受力過程,預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型的特征點(diǎn)標(biāo)號(hào)為1，對(duì)應(yīng)A1，A2，A3；現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)模型的特征點(diǎn)標(biāo)號(hào)為2,對(duì)應(yīng)B1，B2，B3如圖10所示.

圖10 節(jié)點(diǎn)模型的荷載-位移曲線對(duì)比

由圖10可知,在相同條件下,預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型的屈服荷載及位移、極限荷載及位移相較現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)模型略有降低.B1和B2點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的屈服荷載分別為極限荷載的0.92倍和0.95倍.說明在整個(gè)破壞過程中,預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型先于現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)模型屈服.預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型相較于現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)模型的屈服荷載、極限荷載和極限位移分別減小了7.78%,5.37%和9.19%,均小于10%.數(shù)值模擬結(jié)果表明預(yù)制節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能基本等同現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn).

3 參數(shù)分析

通過ABAQUS有限元軟件計(jì)算分析了栓釘數(shù)、組合板的厚度和長(zhǎng)度、螺栓數(shù)和法蘭板厚度對(duì)預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型承載能力和變形能力的影響,并根據(jù)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行節(jié)點(diǎn)優(yōu)化.

3.1 栓釘數(shù)的影響

栓釘沿鋼板縱向分別采用單排和雙排布置,橫向在每個(gè)壓型鋼板凹肋處采用兩等分和三等分方式布置.不同栓釘數(shù)對(duì)預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型力學(xué)性能的影響如圖11所示.

圖11 栓釘數(shù)對(duì)預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型受力性能的影響

由圖11可知,隨栓釘數(shù)的增加,預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型的極限荷載增大較明顯.當(dāng)栓釘個(gè)數(shù)為24時(shí),極限荷載及位移較小.當(dāng)栓釘個(gè)數(shù)由48增加到96時(shí),極限荷載增大不明顯.隨著栓釘數(shù)的增加,預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型的變形能力和延性顯著提高.栓釘個(gè)數(shù)由24增加到96時(shí),極限荷載提高了24.89%.

由本組模擬結(jié)果可知,布置96個(gè)栓釘,即每個(gè)壓型鋼板凹肋處布置4個(gè)栓釘.

3.2 組合板厚度的影響

采用不同組合板厚度對(duì)預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型力學(xué)性能的影響如圖12所示.

由圖12可知,組合板厚度對(duì)預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型的屈服荷載和極限荷載影響較大,組合板厚度從100 mm增大至250 mm,屈服荷載和極限荷載增幅先增大后減小,變形能力和延性也呈先增大后減小的趨勢(shì).組合板厚度由100 mm增加至150,200,250 mm時(shí),極限荷載分別提高了18.72%,22.07%,11.50%.

從本組模擬結(jié)果可知,建議選用200 mm左右厚的組合板.

圖12 組合板厚度對(duì)預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型力學(xué)性能的影響

3.3 組合板長(zhǎng)度的影響

當(dāng)組合板厚度不變時(shí),采用不同組合板長(zhǎng)度對(duì)預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型受力性能的影響如圖13所示.

圖13 組合板長(zhǎng)度對(duì)預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型力學(xué)性能的影響

由圖13可知,當(dāng)組合板長(zhǎng)度為2.1～6.6 m時(shí),預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型的屈服荷載、極限荷載、極限位移和延性均有較明顯的增大.當(dāng)組合板長(zhǎng)度為6.6～8.1 m時(shí),荷載-位移曲線幾乎重合.組合板長(zhǎng)度由2.1～3.6,5.1,6.6,8.1 m時(shí),極限荷載分別提高了11.90%,8.71%,6.92%,1.01%.

由本組模擬結(jié)果可知,建議選用長(zhǎng)度在5.1～6.6 m范圍內(nèi)的組合板.

3.4 螺栓數(shù)的影響

鋼梁之間的連接依靠螺栓和法蘭板實(shí)現(xiàn),螺栓數(shù)對(duì)節(jié)點(diǎn)的強(qiáng)度影響較大.不同螺栓數(shù)對(duì)預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型力學(xué)性能的影響如圖14所示.

由圖14可知,隨螺栓數(shù)的增加,預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型的屈服荷載和極限荷載顯著增大,尤其是屈服荷載增大較多,極限位移和延性先增大后減小.當(dāng)螺栓從8個(gè)增至10個(gè)時(shí),節(jié)點(diǎn)模型力學(xué)性能的提高幅度較螺栓從6個(gè)增至8個(gè)時(shí)明顯減小.螺栓數(shù)由6個(gè)分別增至8個(gè)和10個(gè)時(shí),極限荷載分別提高了13.84%和8.29%.

圖14 螺栓數(shù)對(duì)預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型力學(xué)性能的影響

由本組模擬結(jié)果可知,建議選用8個(gè)螺栓.

3.5 法蘭板厚度的影響

采用不同法蘭板厚度對(duì)預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型力學(xué)性能的影響,如圖15所示.

圖15 法蘭板厚度對(duì)預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型力學(xué)性能的影響

由圖15可知,隨法蘭板厚度的增加,預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型的屈服荷載增加較多,極限荷載也有所增加,荷載-位移曲線走向趨于平緩.法蘭板厚度由 5～7.5,10,12.5 mm 時(shí),極限荷載分別提高了9.11%,11.74%,5.66%.

從本組模擬結(jié)果可知,建議選用10 mm左右厚的法蘭板.

4 結(jié) 論

1) 通過有限元計(jì)算分析可知,預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型的屈服荷載是自身極限荷載的0.92倍,而現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)模型的屈服荷載則是自身極限荷載的0.95倍.預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型相較于現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)模型,屈服荷載和極限荷載分別減小了7.78%,5.37%.說明相對(duì)于整個(gè)破壞過程,預(yù)制節(jié)點(diǎn)模型要先于現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)模型破壞.

2) 預(yù)制節(jié)點(diǎn)的承載能力、變形能力與同等條件下的現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)相差不大.

3) 在設(shè)計(jì)預(yù)制節(jié)點(diǎn)時(shí),建議采用96個(gè)栓釘,8個(gè)螺栓,并選用厚200 mm、長(zhǎng)5.1～6.6 m的組合板及10 mm厚的法蘭板.