1、 总第3 1 6期交 通 科 技S e r i a lN o.3 1 6 2 0 2 3第1期T r a n s p o r t a t i o nS c i e n c e&T e c h n o l o g yN o.1F e b.2 0 2 3D O I 1 0.3 9 6 3/j.i s s n.1 6 7 1-7 5 7 0.2 0 2 3.0 1.0 0 8收稿日期:2 0 2 2-1 0-1 2第一作者:周焕廷(1 9 6 9-),男,教授,博士。通信作者:肖心雷(1 9 9 5-),男,硕士。*国家自然科学基金项目(5 1 8 7 8 5 2 8)资助高强钢-混凝土组合梁抗火性
2、能参数分析*周焕廷 肖心雷(武汉理工大学土木工程与建筑学院 武汉 4 3 0 0 7 0)摘 要 为研究Q 4 6 0高强工字型钢-混凝土组合梁的抗火性能,采用A B AQU S建立了组合梁有限元模型,研究了初始残余应力、端部约束及钢材强度等关键参数对高强钢-混凝土组合梁抗火性能的影响规律。结果表明,初始残余应力主要通过影响高强钢组合梁截面纵向应力分布从而改变梁的抗弯刚度,当残余应力对梁截面抗弯刚度产生有利贡献时,梁的抗火性能得到一定提升;约束高强钢组合梁升温后期产生的悬链线效应减缓了梁跨中挠度的增加速率,组合梁临界温度提高;随着温度的升高,采用Q 4 6 0高强钢的组合梁跨中挠度下降速率更为
3、缓慢,临界温度较Q 2 3 5钢-混凝土组合梁提高了约1 1%。关键词 组合梁 抗火性能 数值分析 高强钢中图分类号 U 4 4 1 随着大跨度桥梁的兴起,普通强度的钢材已很难满足桥梁设计的要求。因此,为了进一步提高组合梁桥的承载性能,高强钢材逐渐被广泛应用到组合梁桥之中。由于桥梁火灾事故的频繁发生,对组合梁桥的安全性提出挑战。考虑到高强钢的高温力学性能与普通钢有较大区别,因此对高强钢-混凝土组合梁的抗火性能研究很有必要。目前针对高强钢构件已有较为系统的试验、理论分析,以及数值模拟研究,结果表明,提高钢材强度对构件常温和高温下的承载能力均有一定程度的提高。代力等1采用A B AQU S对钢-混
4、凝土组合梁进行了关于极限承载力的研究,结果表明,钢材强度对组合梁极限承载力影响较大,当钢梁强度由2 3 5MP a提升至3 9 0MP a时,组合梁极限承载力提升了4 3.7%。考虑到初始残余应力对高强钢构件力学性能有不可忽视的影响,周焕廷等2通过有限元软件分析了不同钢梁残余应力模式对预应力连续普通钢-混凝土组合梁抗火性能的影响机理,分析结果表明,残余应力的分布并不总是对预应力钢-混凝土组合梁的高温性能产生不利影响。为了研究高强钢构件在约束条件下的抗火性能,A l i等3开展了施加不同轴向约束强度下的蜂窝组合梁抗火试验研究,结果表明,在轴向约束作用下组合梁在升温后期都产生了悬链线效应,由此促使
5、组合梁在较高温度时仍未发生破坏。考虑到高强钢构件的承载性能及破坏机理较普通钢构件有明显不同,因此有必要开展高强钢-混凝土组合梁火灾下的承载性能研究。为此,本文采用有限元模拟的方法,建立高强工字型钢-混凝土组合梁模型,对影响组合梁抗火性能的因素开展研究,重点讨论初始残余应力、端部约束及钢材强度的影响。1 有限元模型1.1 有限元建模1.1.1 几何构造高强钢-混凝土组合梁净跨为44 0 0mm,钢梁尺寸为3 0 0mm1 5 0mm8mm1 0mm,混凝土板尺寸为8 0 0mm1 0 0mm。组合梁立面图和截面构造图见图1。图1 高强钢-混凝土简支组合梁结构(单位:mm)1.1.2 材料热工参数
6、本文研究所采用的混凝土为C 3 0普通商品混凝土,其热传导系数及比热容根据E u r o c o d e44建议的公式进行选取,热膨胀系数按L i e等5推荐的公式进行选取。钢梁采用Q 4 6 0高强钢。目前国内外关于高强钢高温下物理性能的研究成果较少,已有研究结果表明,高强钢在高温下的物理特性与普通钢材区别较小,因此本文采用的高强钢热工参数均与普通钢材一致,其热传导系数、比热容及热膨胀系数均参考E u r o c o d e4建议的公式进行选取。1.1.3 材料高温力学性能混凝土的本构模型采用单轴拉压状态下的应力-应变曲线,混凝土破坏采用A B AQU S自带的塑性损伤模型,高温下的抗压强度
7、、抗拉强度及弹性模量均按E u r o c o d e4建议的公式进行折减。高温下混凝土的泊松比变化较小,故取为常数0.2。Q 4 6 0钢采用有屈服平台的本构模型,本构模型图见图2。高温下的屈服强度及弹性模量按照文献6 给出的拟合公式进行折减,泊松比取常数0.3。图2 Q 4 6 0钢的本构模型钢筋的应力-应变曲线采用理想弹塑性模型,高温下的屈服强度、弹性模量及泊松比与普通钢一致。1.1.4 栓钉剪切-滑移参数及连接方式常 温 下 栓 钉 的 剪 切-滑 移 本 构 参 考O l l-g a a r d7得出的拟合曲线,高温下的抗剪承载力按文献8 中的拟合公式进行折减。栓钉连接方式采用A B
8、 AQU S线性连接单元C ONN 3 D 2中C a r-t e s i a n-A l i g n属性进行栓钉的模拟,即通过设置轴向上的非线性关系来模拟其纵向滑移。1.1.5 单元选择在热分析中钢梁、加劲肋和端板均采用壳单元D S 4,混凝土板采用实体单元D C 3 D 8,钢筋采用桁架单元D C 1 D 2。热力耦合计算模型中,钢梁、加劲肋和端板均采用壳单元S 4 R,混凝土板采用实体单元C 3 D 8 R,钢筋采用桁架单元T 3 D 2。划分网格后的组合梁模型图见图3。图3 组合梁网格划分1.1.6 加载方式及边界条件组合梁计算简图见图4,简支组合梁在跨内两点加载,受火方式为三面受火,
9、采用恒载升温的方式进行模拟计算,其中温度场为I S O 8 3 4国际标准升温模型。施加的边界条件为一端U1=U2=U3=U R2=U R3=0,另一端U1=U2=U R2=U R3=0,其中,U1、U2、U3分别为X、Y、Z轴方向上的位移,U R2、U R3分别为绕Y、Z轴方向的转角位移。图4 组合梁计算简图(单位:mm)1.2 有限元模型的验证考虑到目前已有研究中关于高温下高强钢-混凝土组合梁的研究成果较少,本文对文献9 中高温下预应力简支组合梁的试验采用本文的分析方法进行模拟,并与试验结果进行对比验证。提取2组组合梁跨中挠度随温度的变化曲线与试验结果进行对比,对比结果图见图5。63周焕廷
10、 肖心雷:高强钢-混凝土组合梁抗火性能参数分析2 0 2 3年第1期图5 有限元结果与试验结果对比由图5可见,模拟结果与试验结果变化趋势较为 一 致,其 中P C B-3梁 的 临 界 温 度 偏 差 为6.7%,P C B-4梁的临界温度偏差为2.6%,由此验证了本文高温模拟方法的正确性。2 参数研究在标准升温的情况下,研究了钢梁残余应力、端部约束,以及钢材强度对高强钢-混凝土组合梁抗火性能的影响,因为在高温状况下,这些因素分别对梁截面应力、端部轴力和钢材屈服强度有所影响,从而影响组合梁跨中挠度和临界温度的变化。2.1 参数定义及临界状态的确定本文中荷载比定义为施加的荷载值与结构达到极限承载
11、力时所承受最大荷载值的比值;在恒载升温条件下,由于材料性能退化导致结构在某温度时不能继续承受所施加的荷载,即认为结构达到相应的临界状态,此状态下的温度即定义为临界温度。除特殊说明外,下文图中选取的温度及临界温度均为钢梁跨中截面下翼缘温度。2.2 初始残余应力的影响为研究高强工字钢梁初始残余应力对组合梁抗火性能的影响,选取了3种初始残余应力模式进行有限元计算,残余应力分布模型见图6。图6 3种Q 4 6 0高强钢焊接工字形截面残余应力分布模型(单位:MP a)不同残余应力模式下组合梁跨中挠度随温度变化的曲线见图7 a)。图7 初始残余应力对高强钢组合梁抗火性能的影响 由图7 a)可见,不同模式下
12、挠度随温度变化曲线趋势较为一致,这里以残余应力模式1的情况进行分析。根据曲线曲率大小将变化情况分为图中I、I I 2个阶段。第I阶段(2 05 5 0),组合梁跨中挠度随温度升高增大,但增大幅度较小,这是由于高强钢和混凝土材料性能在此温度影响下退化较慢,梁的抗弯性能仍较强,挠度的增长主要由于沿梁截面高度方向的热梯度引起的梁弯曲所致。第I I阶段(5 5 06 5 7),组合梁挠度随温度升高急剧增大,这是由于此温度下材料性能退化很快,组合梁抗弯能力大幅度减小,导致梁挠曲变形快速发展。同时,从图7 b)、7 c)中可见,不同残余应力模式下组合梁跨中挠度随温度变化的情况也有所差异。第I阶段,4种工况
13、下组合梁挠度变化趋势基本一致。第I I阶段,具有初始残余应力的组合梁挠度变化较无残余应力梁更缓慢,施加残余应力模式1的梁挠度变化较模式2、3更缓慢。上述挠度变化趋势的原因可通过观察图7 b)、c)中不同残余应力模式下高强钢梁跨中截面纵向应力的分布来解释。当温度为3 0 0 时,各工况下组合梁跨中截面均未达到屈服强度,钢材切线模量相732 0 2 3年第1期周焕廷 肖心雷:高强钢-混凝土组合梁抗火性能参数分析同,截面弯曲刚度也一致,因此挠度变化趋势基本相同。当温度为6 4 0 时,沿截面高度2 0 0mm以下均达到屈服强度,且应力大小基本一致。但是沿截面高度2 0 0mm以上,只有施加残余应力模
14、式1的钢梁仍全部处于弹性状态,其切线模量较之其他工况下的钢梁更大,截面弯曲刚度也更大,因此具有残余应力模式1的组合梁挠度变化相比之下更为缓慢。由此可见,初始残余应力对高强钢组合梁的挠曲影响并不完全是不利的。2.3 端部约束的影响组合梁边界约束形式图见图8。图中Ka、Kr分别为梁端部受到的轴向约束刚度和转角约束刚度。表示约束作用大小的轴向约束刚度比和转角约束刚度比分别定义为=Ka/K0(1)=Kr/K1(2)式中:K0、K1分别为常温下梁的轴向弹性线刚度和转角线刚度。图8 组合梁边界约束形式不同轴向约束比下组合梁端部轴力、由轴力产生的附加弯矩及跨中挠度随温度变化的曲线见图9 a)c)。图9 轴向
15、约束对高强钢组合梁抗火性能的影响 由图9可见,不同轴向约束比下的组合梁跨中挠度、端部轴力,以及附加弯矩随温度变化过程类似,这里以轴向约束比为0.4时的计算结果进行分析。根据曲线变化趋势将计算过程大致分为3个阶段:第I阶段(2 04 8 3),由于热膨胀和端部轴向约束的原因,组合梁端部产生轴压力,且随着温度升高轴压力增长较快,在温度为4 8 3 时达到峰值-14 4 4k Nm,此时由轴力与跨中挠度产生的附加弯矩也逐渐增加到-1 5 1k Nm,产生的P-效应对组合梁的不利影响逐渐增大。但由于组合梁材料性能退化较小,跨中挠度增大较为缓慢。第I I阶段(4 8 36 8 3),高强钢及混凝土材料性
16、能退化加快,组合梁抗弯刚度减小,导致梁挠度快速增加。同时,由于梁弯曲变形增加速率显著大于热膨胀产生的轴向伸长量,导致轴压力逐渐减小至0,附加弯矩也减小为0。在此阶段,对组合梁产生不利影响的P-效应较为明显,这反过来又加剧了跨中挠度的增加。第I I I阶段(6 8 37 7 6),梁端部轴力由压力转变为拉力,产生的对组合梁抗弯有利的悬链线弯矩导致梁挠度下降速率变慢,并随着轴拉力的增大悬链线效应也增强。对比不同轴向约束比组合梁及无端部约束简支组合梁的挠度-温度曲线(见图7)可以发现,轴向约束对梁挠度的影响主要发生在第I I、I I I阶段。在第I I阶段,同一温度时轴向约束比越大挠度越大,原因主要是此阶段产生的P-效应对挠度变化产生不利影响,且轴向约束比越大时产生的附加弯矩越大,从而导致跨中挠度变化更快。6 8 3之后,随着轴向约束比的增大,对梁抗弯性能有利的悬链线效应越明显,减缓梁挠度下降速率的效果也越明显,组合梁临界温度也得到提高。不同轴向约束比下组合梁达到临界状态时梁端的变形云图见图1 0。83周焕廷 肖心雷:高强钢-混凝土组合梁抗火性能参数分析2 0 2 3年第1期图1 0 高强钢
