英语原文共 10 页，剩余内容已隐藏，支付完成后下载完整资料
体外筋梁预应力混凝土组合梁非弹性屈曲数值研究
陈史明，贾元林
中国上海同济大学土木工程学院
文章历史：2008年10月20日收到
2009年10月10日收到修改版
2009年10月21日接受
2009年11月13日挂网
关键词：屈曲，预应力组合梁，几何缺陷，修正长细比
摘要：
连续组合梁的极限承载力由畸变侧向屈曲，或局部屈曲控制，或由畸变侧向屈曲和局部屈曲共同控制，两者的相互作用模式与裸钢梁的扭转屈曲模式截然不同。建立有限元模型，在此基础上，考虑初始几何缺陷和残余应力分布，对负弯矩作用下组合梁的非弹性有限元分析进行了研究，发现有限元结果与试验结果吻合较好。对体外预应力组合梁负弯矩区进行了参数分析，分析了影响预应力组合梁承载性能和抗屈曲弯矩的因素，如初始几何缺陷，钢梁残余应力，用来表示梁中预应力和负筋程度的力比，以及腹板，翼缘和梁的长细比。采用有限元法，通过改变截面参数，对25组初始几何缺陷，残余应力和不同受力比的负均匀弯曲组合梁进行研究，总数200根。将计算得到的屈曲弯矩比与作者提出的修正长细比进行对比，并与中国规范钢柱设计曲线进行了比较。结果表明，基于中国规范设计曲线的试设计方法可用于按修正长细比评定组合梁的屈曲强度。
- 介绍
在钢-混凝土连续组合梁中，当混凝土板受拉，钢梁下翼缘受压时，容易发生屈曲，这限制了梁的承载力发挥。连续组合梁的屈曲模态可以是局部屈曲模态，也可以是畸变模态，其特征是受压翼缘发生侧向屈曲，靠近内支撑的腹板发生面外变形。这种畸变屈曲模式不采用通常的Vlasov假设，即截面保持不变形。负弯矩作用下组合梁的畸变屈曲问题已有大量研究。布拉德福和肯普[ [ 1 ]和罗纳[ [ 2 ]都有相关文献。1983年，Johnson和Bradford [提出了基于合理屈曲分析的组合梁整体屈曲设计准则。然后由Bradford和Johnson [ 4 ]基于非弹性有限元和有限条分析进一步发展了局部屈曲和畸变屈曲的设计规则。
为了评估连续组合梁在侧向屈曲开始时的临界应力，斯文森[ 5 ]将梁的受压翼缘视为弹性支承的支柱，并对最常见的弯矩梯度和边界条件给出了数值解。该方法基于弹性解，不考虑由于腹板屈服和变形而引起的刚度降低。在英国组合桥梁方法( bs 5400 :第3部分) [ 6中，连续组合梁临界屈曲应力的计算与基于侧向弹性约束压杆的底部翼缘的有效长细比有关。Weston和nethecot [ 7 ]在对24根腹板长细比变化较大的连续组合梁进行弹塑性有限元参数研究的基础上，考虑到腹板变形，对这种有效长细比进行了修正。EC4 [ 8 ]提出了一种评估临界屈曲力矩的更为复杂的方法，其中腹板变形采用连续弹性约束来模拟。在华威大学( Johnson and Fan [ 9 )和Johnson and Chen [ 10 )进行了一系列梁试验，研究了连续构件的畸变侧向屈曲破坏。试验证实屈曲的模态可分为局部或限制畸变。结果表明，局部屈曲与侧向畸变屈曲的相互作用决定了试件的极限强度，并受到初始缺陷的强烈影响。
通常，装配式钢梁固有的初始几何缺陷和残余应变将导致组合梁的极限强度降低和延性劣化。在设计实践中，采用经验屈曲曲线(如Perry - Robertson方法)来处理这些非线性，其长细比和折减系数是通过对具有残余应力和几何缺陷实际值的足尺构件的试验结果来确定的。
由于薄壁结构对缺陷的固有敏感性，几何缺陷的测量与建模研究一直是一个活跃的研究领域。schafer和Peko˙z [ [ 11 ]提出了用傅立叶变换和光谱来描述测量的缺陷的问题。将该方法应用于实验数据，得到了明显的半波长和缺陷大小。传统的方法是将缺陷建模为分解弹性屈曲模式的线性组合。De Ville De Goyet [ 12 ]利用商用有限元软件包中的标准特性，即通过将初始位移叠加为弹性屈曲分析得到的振型来改变理想几何形状，对一根深悬臂钢梁进行了高级分析。在评估载荷对局部位移响应时，最终检测到振幅的突变和振型的变化。研究还发现，腹板最终的弹塑性倒塌模式与用于模拟几何缺陷的弹性局部屈曲模式有显著不同。然而，当局部屈曲和畸变横向屈曲相互作用时，几何缺陷对连续组合梁屈曲现象的影响机理尚不清楚。
与普通组合梁相比，高强度体外预应力组合梁具有许多优点。文献中对负弯矩作用下预应力组合梁的受力性能研究较少。艾育等人。[ [ 13 ]对5根预应力组合梁进行了负弯矩试验，建立了预应力组合梁屈服极限承载力的分析模型。然而，Ayyub等人开发的分析模型。[ 14 ]基于增量变形迭代，不能预测局部或畸变侧屈曲。陈[在负弯矩区对两榀十字形体外预应力钢-混凝土组合梁进行了四次试验。结果表明，负弯矩作用下体外预应力组合梁的极限承载力受畸变屈曲和局部屈曲以及两者相互作用的影响。对于截面紧凑的梁，当截面完全塑性时，负弯矩可以达到塑性弯矩，而对于非紧凑截面，负弯矩可以达到屈服弯矩。Chen等人进一步对预应力钢-混凝土组合梁进行了试验研究。[ 16 ]。在试验的两个连续组合梁中，一个是普通组合梁，另一个是体外预应力组合梁。在每根梁的跨中截面处形成全塑性；然而，在内支撑处获得的最大弯矩由畸变侧向屈曲、局部屈曲或两者的相互作用模式控制，这与复合材料截面的长细比有关。Chen等人还研究了初始几何缺陷对组合梁负弯矩区屈曲性能和承载力的影响。[ 17 ]用有限元法。
本文对体外预应力连续组合梁的非弹性屈曲进行了数值研究。基于所提出的有限元屈曲模型，研究了组合梁负弯矩区的非弹性屈曲分析，并与试验结果进行了比较。分析了初始几何缺陷、钢梁残余应力、轴压比以及腹板、翼缘和梁的长细比等因素对预应力组合梁承载性能和抗弯承载力的影响。通过改变截面参数，研究了初始几何缺陷和残余应力为负均匀弯曲条件下的25组组合梁，以及4种不同的受力比。定义了普通组合梁的修正长细比，并与中国规范进行了比较，结果表明，采用中国编订钢柱设计曲线的试探设计方法，可以用于对预应力复合梁的屈曲强度进行评价。
2 .有限要素模型
2.1。非线性屈曲分析
屈曲分析涉及广义特征值问题的解，表达式如下:
其中K是刚度矩阵，G是由于载荷向量r引起的几何刚度，l是特征值的对角矩阵，并且是相应特征向量(振型)的矩阵。
特征值屈曲分析预测理想线性弹性结构的理论屈曲强度(分叉点)。然而，缺陷和非线性阻碍了大多数实际结构达到其理论弹性屈曲强度。非线性屈曲分析是一种大挠度主动静力分析，可扩展到结构达到极限荷载或最大荷载的位置。其它非线性如塑性可包括在分析中。
在随后的组合梁非线性屈曲分析中，两次分析采用相同的模型定义: ( a )在第一次分析中，对“完美”结构进行特征值屈曲分析，以建立可能的倒塌模式，并验证网格对这些模式的离散精度。( b )在第二次分析运行中，通过将这些屈曲模式添加到“完美”几何结构中，引入了几何结构中的缺陷。( c )对结构进行了几何非线性荷载位移分析。
2.2。软件、单元类型及网格构建方法
本研究采用有限元软件包ABAQUS 6.5。在体外预应力钢-混凝土组合梁的建模中，如图1所示，采用8节点实体单元C3D8R对混凝土板进行建模，采用支柱单元t3d 2对埋入混凝土板中的钢筋进行建模。腹板、翼缘和加劲肋采用8节点薄壳单元建模，每个节点采用6个自由度，积分点减少。这些类型的元素在ABAQUS中被指定为S8R。采用t3d 2单元对体外预应力筋进行建模，通过降低温度施加预应力。
采用一组弹簧单元模拟混凝土与钢顶翼缘之间的剪切连接。为了避免混凝土中应力集中，每个柱螺栓由四个双节点弹簧元件代替，如图1所示。翼缘和加劲肋采用等网格划分方法，腹板采用摊铺机网格划分方法。
通过约束适当的自由度，在解析模型中模拟了组合梁的支承和受力情况。
采用牛顿迭代法分析了梁在荷载作用下的非线性响应.分析中的公式和计算细节可从ABAQUS手册中找到。
2.3. 材料构成
如图2所示，Hongnestad提出的混凝土采用的应力-应变关系模型。极限压缩应变为0.0038，极限拉伸应变为0.00056。
工字钢梁和钢筋被模拟为具有应变硬化的经典弹塑性金属材料。图3中的三线曲线用于描述钢梁和钢筋的应力-应变关系。在数值分析中，预应力钢(外部钢筋束)使用双线性应力-应变曲线，如图3b所示。材料屈服由冯·米塞斯和希尔屈服函数定义。模型尺寸和性能直接取自实验样品的测量值。
2.4。初始缺陷和残余应力模式
初始几何缺陷由弹性屈曲的分解主模态引入。在中国钢结构工程施工规范中，有限元研究中使用的钢底部翼缘的几何缺陷的最大振幅限制为钢梁长度的1 / 1000或5 mm，以较小者为准，如图4 ( a )所示。
在组合梁的非线性屈曲分析中还分别引入了如图4 ( b )和( c )所示的轧制钢和焊接钢板截面的残余应力模式: ( a )初始缺陷，( b )残余应力:轧制截面，和( c )残余应力:焊接板截面。
3 .有限元建模验证
对本文所采用的有限元建模技术进行了实验验证。选择两个样品BH1和BH2 (由[ 15 ]测试)进行初始验证。两个试件均为简支倒向组合梁，跨中集中荷载作用，使每根梁处于负弯矩区，来模拟两跨连续组合梁的负弯矩区。在每个单独的梁上施加后预应力，其中钢腹板的每一侧都有两个外部钢筋束直接延伸到梁的两端。每根梁的跨度为5m。梁的高度和横截面示于图5中，梁的横截面尺寸示于表1中。
材料性能: fy、fu、屈服强度和极限强度分别为327.7 MPa和492.6 MPa；钢腹板fy、fu分别为406.5 MPa和593.6 MPa；Es钢的弹性模量为2*10^5MPa；钢筋fy和fu分别为344 MPa和460 MPa；钢束的fy和fu分别为1680 MPa和1860 MPa。混凝土的立方强度为41.4 MPa，比抗拉强度为2.9 MPa。
纵向钢筋面积如下:试样BH1 ( 3Phi;25 2Phi;10 ) Ar = 1629 mm2，BH2的( 5 Phi;25 )Ar = 2263 mm2。梁被设计成在钢腹板的每一侧紧邻钢顶部凸缘处具有两个7Phi;5高强度股，每个股具有137.4 mm2 ( Ap )的标称横截面。外部钢筋束在横截面中的位置示于图5中。
根据EC4，两个梁的翼缘长细比均为1级，但梁BH1的钢腹板长细比为2级，BH2的钢腹板长细比为3级，因此BH1和BH2的截面分别为2级和3级。
表1右栏中给出的塑性弯矩阻力Mp是各截面的预测理想塑性弯矩阻力。在评估BH2的塑性弯矩抗力时，采用EC4中建议的2类有效截面，即减去1类带法兰截面和3类腹板截面的腹板部分面积。
为了更好地描述梁的缺陷，在有限元模型中引入了与梁的初始弹性屈曲模态相对应的几何缺陷。这是通过基于特征模式数据定义5 mm的缺陷来实现的，该缺陷包括具有相同模型定义的两次分析运行。在第一次运行中，对完美结构进行特征值屈曲分析，以建立可能的坍缩模式。在第二次运行中，通过使用缺陷选项将屈曲模式添加到完美几何中，在几何中引入缺陷。
结果表明，两个梁均发生了横向屈曲破坏，腹板发生了较大变形。梁BH1和BH2的荷载-挠度曲线如图6所示。非线性有限元分析得到的计算曲线与试验曲线吻合较好。有限元非线性屈曲分析预测的最大弯矩强度和后屈曲特征与试验结果一致。试验中测量的最大力矩和计算的最大力矩也在表1中给出。
计算结果与实验数据吻合较好。通过有限元计算得到的BH1和BH2的极限弯矩分别为192 kN·m和358 kN·m，比相应的试验值分别低1.1 %和4.8 %。
在非线性有限元分析中发现了两个梁的畸变横向屈曲。横向屈曲是通过在每个梁的最大弯矩截面处底部凸缘中的两个平行壳单元的轴向应力差来检测的。如图7所示，梁横向弯曲，伴随着严重的腹板变形。
在进一步的有限元分析中还尝试了不同的缺陷数据，研究了初始几何缺陷对梁极限承载力的影响。
图8 : ( a )示出梁BH1的载荷-挠度曲线。给出了由有限元分析得到的四条荷载-挠度曲线，每条曲线对应于受压底部法兰的初始几何缺陷0.1、5.15和25 mm，其中5 mm的几何缺陷是中国钢结构构件规范[ 18中钢结构制造的允许公差( L / 1000 )。有限元分析曲线与钢屈服前的试验曲线以及钢法兰变形屈曲的设置吻合较好。试验中达到的最大力矩介于初始缺陷为0.1和5 mm的有限元分析的最大值。随着初始几何缺陷从0.1 mm增加到25 mm，最大力矩从0.97 MP下降到0.81 MP
图8 ( b )示出了梁BH2的载荷-挠度曲线。由于截面具有1类凸缘和3类腹板，因此使用2类有效截面来预测等效塑性弯矩阻力Mp，其为352 kN·m，而试验中测得的最大弯矩为378 kN·m。结果表明:当初始缺陷为5 mm时，基于有限元分析的最大弯矩略低于试验中的最大弯矩；当初始缺陷减小到0.1 mm时，有限元分析结果略高于试验结果。观察到初始几何缺陷对梁的最大载荷能力的影响与梁BH1相似。
从以上比较可以看出，有限元模型是可靠的。在接下来的章节中，将应用该模型来研究控制和影响抗屈曲性的因素，并为具有外部钢筋束的预应力钢-混凝土组合梁制定初步的屈曲设计曲线。
4 .参数研究
4.1。分析参数
在有限元分析试验验证的基础上，进一步对预应力组合梁负弯矩屈曲问题进行了参数化研究。梁均承受均匀的负弯矩。研究中考虑的参数包括预应力、残余应力模式、腹板和翼缘长细比以及梁的跨度。在随后的参数分析中，梁跨度的基本参数为12m，混凝土板的宽度和厚度为
全文共11027字，剩余内容已隐藏，支付完成后下载完整资料
资料编号：[9087]，资料为PDF文档或Word文档，PDF文档可免费转换为Word
以上是毕业论文外文翻译，课题毕业论文、任务书、文献综述、开题报告、程序设计、图纸设计等资料可联系客服协助查找。
