黃楊成，薛東焱，張益多

(江蘇科技大學(xué) 土木工程與建筑學(xué)院，鎮(zhèn)江 212100)

在鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)中，鋼與混凝土之間的抗剪承載力是結(jié)構(gòu)設(shè)計的關(guān)鍵問題之一[1].目前，常用的剪力連接件有焊釘剪力連接件和開孔板剪力連接件等[2].其中，開孔板連接件抗剪承載力較高，抗疲勞性能好，因而得到越來越廣泛的應(yīng)用[3].

為了提高開孔板連接件的抗剪性能，近年來提出了一種T型彎曲翼緣開孔板連接件.文獻(xiàn)[4-5]通過對其進(jìn)行推出試驗，測試了這種連接件的基本力學(xué)性能，并通過15組極限承載力和破壞形式試驗，對比分析不同參數(shù)對T型彎曲翼緣開孔板連接件承載力和破壞形式的影響.結(jié)果顯示，相對于傳統(tǒng)開孔板連接件，T型彎曲翼緣開孔板連接件具有較高的抗剪性能和良好的延性.

為進(jìn)一步研究T型彎曲翼緣開孔板連接件抗剪性能的影響因素，文中將運用非線性有限元分析的方法，通過模擬推出試驗，對混凝土強度、開孔板厚度、開孔直徑和翼緣寬度等關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行研究，得出關(guān)鍵參數(shù)對T型彎曲翼緣開孔板連接件抗剪承載力影響的關(guān)系方程式.

1 試驗試件設(shè)計

典型的推出試驗試件如圖1、圖2為T型彎曲翼緣開孔板細(xì)節(jié).

圖1 推出試件布置圖(單位：mm)

圖2 T型彎曲翼緣開孔板細(xì)節(jié)圖

根據(jù)參考文獻(xiàn)[4-5]，分析得出極限承載力影響因素主要有混凝土強度、開孔板板厚、開孔直徑和翼緣寬度，將針對這4個主要影響因素進(jìn)行參數(shù)分析.表1列出了17個T型彎曲翼緣開孔板連接件推出試驗的試件參數(shù).

表1 推出試驗試件參數(shù)

2 有限元分析

2.1 概述

運用ABAQUS軟件模擬T型彎曲翼緣開孔板連接件的推出試驗，有限元模型如圖3.為簡化模擬過程，每個試件都選取實際試驗試件的一半進(jìn)行模擬，并采用靜態(tài)顯式方法考慮材料幾何非線性.

圖3 有限元模型

2.2 網(wǎng)格劃分與網(wǎng)格屬性

文中數(shù)值模擬的推出試驗采用對稱約束建模，網(wǎng)格劃分情況如圖3，其中混凝土、H型鋼梁、貫穿鋼筋、T型彎曲翼緣開孔板部分的網(wǎng)格屬性為八節(jié)點線性六面體單元(C3D8R)，混凝土中結(jié)構(gòu)鋼筋的網(wǎng)格屬性為二節(jié)點線性三維桁架單元(T3D2).

模型的網(wǎng)格全局尺寸為10 mm，在T型彎曲翼緣和對應(yīng)的混凝土部分采用更精細(xì)的5 mm局部網(wǎng)格尺寸，同時在扭曲嚴(yán)重空間布置形狀更靈活的四面體和楔形單元，其中四面體單元的網(wǎng)格屬性為四節(jié)點線性四面體單元(C3D4)，楔形單元網(wǎng)格屬性為六節(jié)點線性三棱柱單元(C3D6).

2.3 邊界條件與相互作用

邊界條件詳見圖4，面1的所有節(jié)點被限制為沿Z軸負(fù)方向勻速滑移30 mm，等效于在均布荷載作用下的滑移；面2所有節(jié)點在Y方向固定、X與Z方向的彎矩為零，其他方向自由的邊界條件(U1=UR2=UR3=0)；面3所有節(jié)點在X和Z方向固定，Y方向彎矩為零(U1=U3=UR2=0).

圖4 邊界條件

混凝土板與H型鋼梁、T型彎曲翼緣開孔板之間的切向和法向相互作用分別定義為無摩擦和硬接觸.對于貫穿鋼筋，采用表面-表面的綁定約束(*BINDING ELEMENT)使之與混凝土相互作用，使用ABAQUS中的嵌入約束(* EMBEDDED ELEMENT)將結(jié)構(gòu)鋼筋嵌入混凝土板中[6-9].

2.4 混凝土材料本構(gòu)模型

文中參考ABAQUS軟件中基于Lubliner以及Lee和Fenves等人提出的混凝土損傷塑性(CDP)模形[10]，混凝土材料特性為：膨脹角ψ= 30°[11-12]，偏心率ε= 0.1，雙軸抗壓強度與單軸抗壓強度(fb0/fc0)之比為1.16，粘度參數(shù)μ為0[13-14].對于混凝土在抗壓和抗拉中的材料非線性，用受壓應(yīng)力-應(yīng)變曲線和受拉應(yīng)力-裂縫寬度曲線表示.

采用如圖5的混凝土本構(gòu)模型.受壓應(yīng)力-應(yīng)變曲線分為三部分.第一部分(I)為彈性階段，比例極限應(yīng)力為0.4fc，其中fc為混凝土圓柱體抗壓強度.對應(yīng)于峰值應(yīng)力fc的應(yīng)變表示為峰值應(yīng)變εcp，彈性模量Ec由式(1)確定[15]：

(1)

式中：Ec為彈性模量，GPa；Ec0=21.5 GPa；αE=1；fc為混凝土圓柱體抗壓強度[15].文中的混凝土強度為立方體強度，采用R.L Hermite Conversion法則[16-17]進(jìn)行換算，如式(2):

(2)

式中：fc為直徑150 mm，高300 mm的圓柱體強度(psi)；fcube為邊長150 mm的立方體強度(psi)，1psi=6.895×10-3N/mm2.

第二部分(II)對應(yīng)圖5中曲線部分，應(yīng)力變化范圍從比例極限應(yīng)力為0.4fc到峰值應(yīng)力fc.該部分由式(3)確定[15]:

(3)

式中：σc為應(yīng)力，MPa；k為塑性指數(shù)，k=Ec·εcp/fc；η為應(yīng)變與峰值應(yīng)變之比，η=εc/εcp，εcp=0.002 5；fc為混凝土圓柱體強度，MPa[15].

第三部分(Ⅲ)為線性下降段，由峰值應(yīng)力fc下降到其85%，對應(yīng)的應(yīng)變?yōu)棣力與p.經(jīng)多次試算，因子α =10時較符合試驗情況.

混凝土受拉狀態(tài)本構(gòu)模型如圖5(b)，計算公式為：

(4)

圖5 混凝土本構(gòu)模型

2.5 鋼材本構(gòu)模型

文中研究重點是開孔板和貫穿鋼筋，為保證結(jié)果的可靠性，建立了實體模型，同時采用了較為細(xì)致的本構(gòu)模型；而混凝土中普通鋼筋不是研究的重點，模型采用了簡化的梁單元，同時使用了簡略的本構(gòu)模型以降低運算負(fù)荷.

普通鋼筋本構(gòu)關(guān)系如圖6，計算公式為：

(5)

圖6 鋼筋應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系

式中：σy為屈服強度，εy為達(dá)到屈服強度時對應(yīng)的屈服應(yīng)變，Es為鋼筋的彈性模量.

貫穿鋼筋和鋼梁的本構(gòu)模型采用三線式應(yīng)力-應(yīng)變曲線表示[18-19]，如圖7，計算公式為式(6).T形彎曲翼緣開孔板、混凝土板內(nèi)的鋼筋和焊釘?shù)牟牧蠀?shù)見表2.

(6)

圖7 鋼材應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系

表2 鋼梁、開孔板和鋼筋材料參數(shù)

3 模擬結(jié)果與分析

3.1 荷載-滑移曲線特征與驗證

如圖8，有限元分析得到的荷載(P)-滑移(u)曲線與試驗結(jié)果擬合度較高.其中，TPS-1和TPS-2的加載方式為線性遞增，TPS-3的加載方式為循環(huán)加卸載7次后，單一加載直至破壞[5].T型彎曲翼緣開孔板的荷載-滑移曲線大致可以分為三階段：

圖8 荷載-滑移曲線與試驗結(jié)果對比

(1) 彈性階段：當(dāng)滑移u<0.8 mm時，H型鋼與混凝土相對滑移量小且增長緩慢，荷載隨滑移量增大呈線性遞增，結(jié)構(gòu)處于彈性階段；

(2) 彈塑性階段：當(dāng)滑移量在0.8 mm

(3) 破壞階段：當(dāng)荷載達(dá)到極值后，H型鋼與混凝土相對滑移快速增長，其抗剪剛度不斷下降，結(jié)構(gòu)承載力緩慢下降.

為驗證文中有限元分析的推出試驗的可靠性，以相同條件下的實際試驗為參考進(jìn)行對比研究.3次推出試驗結(jié)果[5]與不同網(wǎng)格尺寸下數(shù)值模擬結(jié)果對比如表3，取每個試件的最大荷載作為其極限抗剪承載力.其中，Qs為極限承載力，Qu，10、Qu,15、Qu,25分別為模型的全局網(wǎng)格尺寸為10、15和25 mm時得到的極限承載力.結(jié)果表明，當(dāng)全局網(wǎng)格尺寸為10 mm時，數(shù)值模擬結(jié)果與實際試驗的結(jié)果最為接近.

表3 分析與試驗結(jié)果對比

3.2 混凝土強度的影響

如圖9(a)，TPS-1、TPS-2、TPS-3、TPS-4和TPS-5構(gòu)件的極限承載力分別為1 309.90、873.32、1 150.89、1 396.58、1 484.26 kN，當(dāng)混凝土抗壓強度從30 MPa增加到36.9、53.1、59.3和70 MPa時，極限抗剪承載力分別提高31.8%、50.0%、59.9%和67.9%.如圖9(b)，擬合得到混凝土抗壓強度與極限抗剪承載力關(guān)系的曲線方程為：Q=-0.35fc,t2+48.23fc,t-214.98.研究結(jié)果表明，混凝土強度對構(gòu)件極限抗剪承載力有顯著影響，構(gòu)件極限承載力隨混凝土強度的增加而增加.

圖9 混凝土強度的影響

3.3 板厚的影響

如圖10(a)，TPS-1、TPS-6、TPS-7、TPS-8和TPS-9構(gòu)件的極限承載力分別為1 309.90、922.68、1 205.69、1 479.41、1 602.72 kN，當(dāng)板厚從8 mm增加到12、16、20和24 mm時，極限抗剪承載力分別提高30.67%、41.97%、60.34%和73.71%.如圖10(b)，擬合得到開孔板板厚與極限抗剪承載力關(guān)系的方程為：Q=40.85tp+650.56.研究結(jié)果表明：開孔板板厚對構(gòu)件極限抗剪承載力有顯著影響，構(gòu)件極限承載力隨板厚的增加呈線性遞增趨勢.

圖10 板厚的影響

3.4 開孔直徑的影響

如圖11(a)，TPS-1、TPS-10、TPS-11、TPS-12和TPS-13構(gòu)件的極限承載力分別為1 309.90、1 391.27、1 312.17、1 245.06、1 100.54 kN，當(dāng)開孔直徑從40 mm增加到50、60、70和80 mm時，極限抗剪承載力分別降低6.03%、6.22%、11.75%和26.42%.如圖11(b)，擬合得到開孔直徑與極限抗剪承載力關(guān)系的曲線方程為：Q=-0.14dh2+10dh+1 191.5.研究結(jié)果表明：開孔直徑對構(gòu)件極限抗剪承載力有一定影響，構(gòu)件極限承載力隨開孔直徑的增加而降低.

圖11 開孔直徑的影響

3.5 翼緣寬度的影響

如圖12(a)， TPS-1、TPS-14、TPS-15、TPS-16和TPS-17構(gòu)件的極限承載力分別為1 309.90、1 213.68、1 303.92、1 329.03、1 393.46 kN，當(dāng)翼緣寬度從100 mm增加到140、180、220和260 mm時，極限抗剪承載力分別提高7.43%、7.93%、9.51%和14.81%.

圖12 翼緣寬度的影響

如圖12(b)，擬合得到翼緣寬度與極限抗剪承載力關(guān)系的方程為：Q=0.96bp+1 136.89.研究結(jié)果表明：翼緣寬度對構(gòu)件極限抗剪承載力有一定影響，構(gòu)件極限承載力隨翼緣寬度的增加呈線性小幅遞增趨勢.

4 結(jié)論

文中運用有限元軟件，通過模擬推出試驗，對T型彎曲翼緣開孔板連接件力學(xué)性能的影響因素進(jìn)行了研究，擬合出主要參數(shù)和極限承載力關(guān)系的方程，得到如下主要結(jié)論：

(1) T型彎曲翼緣開孔板連接件的荷載-滑移曲線可以劃分為3個階段：彈性階段、彈塑性階段和破壞階段.

(2) 混凝土強度對構(gòu)件極限抗剪承載力有顯著影響，構(gòu)件極限承載力隨混凝土強度的增加而增加.

(3) 開孔板板厚對構(gòu)件極限抗剪承載力有顯著影響，構(gòu)件極限承載力隨板厚的增加呈線性遞增趨勢.

(4) 開孔直徑對構(gòu)件極限抗剪承載力有一定影響，構(gòu)件極限承載力隨開孔直徑的增加而降低.

(5) 翼緣寬度對構(gòu)件極限抗剪承載力有一定影響，構(gòu)件極限承載力隨翼緣寬度的增加呈線性小幅遞增趨勢.