吳俊俊, 王占良, 童科挺, 吳時旭, 何佳偉, 李玉順

基于有限元模擬的鋼-竹組合梁柱節(jié)點膠層力學性能研究

吳俊俊1, 王占良2, 童科挺1, 吳時旭1, 何佳偉1, 李玉順3*

（1.寧波大學 土木與環(huán)境工程學院, 浙江 寧波 315211; 2.寧波建工工程集團有限公司, 浙江 寧波 315100; 3.青島農(nóng)業(yè)大學 建筑工程學院, 山東 青島 266109）

利用ABAQUS有限元軟件建立了鋼-竹組合梁柱節(jié)點的三維模型, 并采用雙線性內(nèi)聚力模型建立了膠層單元, 與試驗進行了對比, 分析了組合節(jié)點膠層界面的應力變化和剛度退化. 結果表明: 建立的有限元模型能很好地模擬鋼-竹組合梁柱節(jié)點的加載過程, 驗證了雙線性內(nèi)聚力模型模擬膠層的有效性, 加載過程中膠層應力呈現(xiàn)出兩端大、中間小的特點, 膠層從兩端開始失效, 逐漸向中部延伸, 膠層的失效是極少數(shù)的、局部的, 與試驗所得的現(xiàn)象吻合良好. 在膠層完全失效前, 設置膠層模型的荷載—位移曲線與整體建模的荷載—位移曲線基本一致, 兩者極限承載力相差僅為0.63%. 因此, 對模型進行了簡化, 膠層失效前鋼材和竹膠板可視為一個整體, 將鋼材與竹膠板綁定, 采用整體建模的方式, 對鋼-竹組合構件進行分析, 為后續(xù)進行鋼-竹組合結構的模擬提供了參考.

鋼-竹組合節(jié)點; 膠層內(nèi)聚力模型; 膠層應力; 剛度退化; 極限承載力

建筑業(yè)作為能耗和二氧化碳排放大戶, 其可持續(xù)發(fā)展正面臨著挑戰(zhàn). 傳統(tǒng)建筑形式諸如砌體結構、混凝土結構等的生產(chǎn)加工環(huán)節(jié)會消耗大量水泥、石材等, 不能體現(xiàn)節(jié)能減排及環(huán)保的原則[1-2]. 竹材作為一種綠色環(huán)保、可再生的建筑材料, 已經(jīng)被人類使用了幾千年[3], 作為竹子的原產(chǎn)國和產(chǎn)竹大國, 我國的竹類資源非常豐富, 竹子的種植面積和積蓄量均為世界第一[4]. 竹膠板具有自重輕、韌性好、可再生等特點[5-7], 冷彎薄壁型鋼具有材質均勻、強度高等優(yōu)點. 將竹膠板和冷彎薄壁型鋼通過結構膠合劑復合形成一種新型的組合結構, 可以充分發(fā)揮竹材與鋼材優(yōu)良的力學性能[8]. 寧波大學課題組已經(jīng)對鋼-竹組合梁、鋼-竹組合柱、鋼-竹組合樓板、鋼-竹組合節(jié)點等組合結構構件進行了一系列研究, 在對鋼-竹組合結構構件進行的力學性能試驗中發(fā)現(xiàn), 膠層在加載后期均會產(chǎn)生局部脫膠現(xiàn)象[9], 可見結構膠層對組合構件的力學性能影響較大. 因此, 本文以受力明確的鋼-竹組合梁柱節(jié)點膠層界面作為研究對象, 對組合結構的膠層界面性能進行研究.

對鋼-竹組合梁柱節(jié)點膠層界面性能的研究可采用試驗研究和有限元模擬等方法. Leffler等[10]對經(jīng)典端部缺口彎曲試樣進行試驗, 給出了試樣膠層的剪切應力分布情況. Tsai等[11]對單搭接與雙搭接膠結接頭進行試驗與理論分析, 得出膠層粘結剪切應力的分布與最大值, 并改進了計算結果, 可用來預測膠層剪切的最大值. Zou等[12]根據(jù)經(jīng)典層壓板理論建立了單搭接膠接結構的模型, 得出了膠層應力的解析解以及膠層應力的分布情況. 對界面膠層直接進行試驗研究的難度較大, 因此本文采用有限元模擬分析的方法對界面膠層進行研究, 并對模型進行參數(shù)化研究, 提高分析效率.

對膠層界面進行模擬, 可采用虛擬裂紋閉合技術, 但通常無法確定初始裂紋萌生的位置. 另一種方法是基于內(nèi)聚力模型建立膠層單元, 可以描述膠層界面的損傷萌生與擴展. 在模擬膠層失效時, 采用內(nèi)聚力模型的方法更合適. Campilho等[13]使用三角形內(nèi)聚力模型研究了內(nèi)聚力參數(shù)對接頭膠層的影響. Mohsen等[14]建立了復合材料層壓板與鋼板膠結結構三維模型, 采用內(nèi)聚力模型模擬膠層失效的過程, 研究了不同的失效模式、損傷區(qū)域長度、內(nèi)聚力模型的形狀對結構體系強度的影響. Ribeiro等[15]對不同的搭接長度與膠層材料建立了復合材料板與鋁板的三維內(nèi)聚力模型來模擬膠層的失效過程, 認為結構的強度和失效模式高度依賴于膠層.

本文針對竹膠板與冷彎薄壁型鋼之間的膠層界面建立雙線性內(nèi)聚力模型, 并通過對鋼-竹組合梁柱節(jié)點試件加載試驗的有限元模擬, 觀察膠層界面的失效過程, 分析粘結界面膠層的應力變化, 對比整體建模與設置膠層的兩個模型的荷載—位移曲線以及極限承載力, 并對模型進行簡化, 為后續(xù)進行鋼-竹組合結構的有限元模擬提供參考.

1 竹膠板與冷彎薄壁型鋼粘結膠層界面內(nèi)聚力模型

圖1 雙線性內(nèi)聚力模型應力—位移關系

采用二次名義應力準則作為初始失效判斷準則.

損傷演化采用通過能量來描述的B-K準則[16].

2 鋼-竹組合節(jié)點有限元模型建立

對鋼-竹組合梁柱節(jié)點進行梁端低周反復加載試驗, 得到組合節(jié)點的荷載—位移曲線, 并且研究鋼-竹組合梁柱節(jié)點膠層界面的受力特征與失效過程, 與有限元模擬結果進行對比. 加載試驗在寧波大學結構工程實驗室進行, 組合梁端采用MTS電液伺服作動器以位移控制的方式進行加載, 加載裝置以及MTS和組合梁端的固定方式如圖2所示.

圖2 鋼-竹組合梁柱節(jié)點試驗裝置示意(mm)

應用ABAQUS軟件建立鋼-竹組合梁柱節(jié)點有限元模型, 如圖3所示, 分別建立竹膠板、冷彎薄壁型鋼、螺栓的有限元模型, 采用雙線性內(nèi)聚力模型, 建立膠層界面單元, 研究膠層失效與膠層界面的應力變化.

圖3 鋼-竹組合梁柱節(jié)點有限元模型

組合節(jié)點模型包含的部分較多, 節(jié)點受力復雜, 不同材料力學性能差異較大, 且考慮內(nèi)聚力膠層單元失效, 膠層材料失效會導致有限元收斂的問題, 因此采用顯式有限元分析.

2.1 竹膠板單元及其本構模型

竹膠板是以原竹材料作為架構和填充材料, 通過高壓施膠和組坯形成的復合材料, 參考重組竹的研究結果, 包茜虹[17]的研究表明, 重組竹可以簡化為橫觀各向同性材料, 即重組竹在同一方向上的拉壓強度相等, Hill準則[18]可以較好地描述重組竹的力學性能. 竹膠板采用八結點線性六面體減縮積分單元(C3D8R), 竹膠板力學性能試驗參照《GB-T 17657-2013人造板及飾面人造板理化性能試驗方法》及竹膠板生產(chǎn)廠家給出的參數(shù), 具體數(shù)據(jù)見表1. 竹膠板塑性階段采用適于各向異性材料的Hill準則:

表1 竹膠板主要力學性能指標

注: 參數(shù)下標1、2、3分別表示竹膠板的順紋、橫紋和組坯方向.

2.2 冷彎薄壁型鋼及其本構模型

在組合節(jié)點擬靜力試驗中, 未出現(xiàn)鋼材被拉斷的現(xiàn)象, 且冷彎薄壁型鋼相較于竹膠板較薄, 采用八結點四邊形面內(nèi)減縮積分通用連續(xù)殼單元(SC8R)和線性隨動強化模型. 冷彎薄壁型鋼的應力—應變曲線運用不考慮強度下降段的雙折線模型, 如圖4所示.

圖4 冷彎薄壁型鋼的應力—應變雙折線模型

由于鋼材是各向同性材料, 故采用Mises屈服準則. Mises屈服準則下材料的等效應力為

對于服從Mises屈服準則的冷彎薄壁型鋼, 塑性階段采用下式:

2.3 螺栓及其本構模型

螺栓采用八結點線性六面體減縮積分單元(C3D8R), 螺栓的研究參照謝曉彪[19]、張鵬飛[20]與柳多駿[21]對高強螺栓力學性能的研究結果, 參照《GB/T 3098.1-2010緊固件機械性能——螺栓、螺釘和螺柱》確定螺栓的屈服強度和抗拉強度, 4.8級螺栓屈服強度為320MPa, 抗拉強度為400MPa, 螺栓采用和冷彎薄壁型鋼相同的本構模型, 螺栓材料的屈服準則、流動法則和強化模型均與冷彎薄壁型鋼相同.

2.4 膠層界面內(nèi)聚力單元

采用八結點三維黏性單元(COH3D8)模擬竹膠板與冷彎薄壁型鋼之間的膠層, 本文節(jié)點膠層較薄, 厚度上為一層, 層厚1mm, 本構模型采用圖1所示的雙線性內(nèi)聚力模型. 建立膠層內(nèi)聚力單元的主要參數(shù)參考趙寧等[22]的研究, 具體見表2.

表2 環(huán)氧樹脂膠材料參數(shù)

3 計算結果及理論分析

3.1 模擬計算結果

鋼-竹組合梁柱節(jié)點采用整體建模和設置膠層建模, 運用上述本構模型以及單元進行非線性有限元模型分析. 為了提高節(jié)點極限承載力, 更好地觀察膠層的破壞情況, 對比的兩個模型試件T型連接件翼緣板厚取8mm. 計算在Inter Xeon E5- 2620v4×2處理器、32GB內(nèi)存工作站平臺進行, 設置膠層的模型計算耗時約35h, 可見加入膠層后, 采用顯式求解器對組合節(jié)點進行計算耗時較長, 單次加載耗時基本上達到了整體建模模型低周反復加載整個周期的2倍. 結構膠層的初始失效率和最終剛度退化率如圖5所示.

圖5 結構膠層的初始失效率和最終剛度退化率

加載初期, 鋼-竹梁柱組合結點膠層界面完好, 單次加載后期, 出現(xiàn)了竹膠板與冷彎薄壁型鋼膠層邊緣脫膠的現(xiàn)象. 從圖5可以看出, 有限元模型在組合梁端位移達到100mm時, 無論是開始失效的單元還是完全失效的單元(膠層脫膠)占總單元的比例都極小, 且這些單元均分布在節(jié)點核心區(qū). 加載試驗和有限元模型的膠層脫膠部位對比如圖6所示, 從中可以看出兩者的脫膠位置高度吻合.

圖6 加載試驗和有限元模型脫膠部位對比

3.2 鋼-竹組合梁柱節(jié)點膠層應力分布曲線

取梁上的膠層進行分析, 膠層的應力分布曲線如圖7所示, 其中為端部加載位移. 從圖中可知, 膠層中間位置的應力較小, 膠層兩端的應力較大, 因此膠層的脫膠現(xiàn)象易發(fā)生在兩端.

圖7 節(jié)點膠層應力分布曲線

當達到25mm時, 端部膠層的應力較大, 中間膠層的應力很小, 僅為0.005MPa, 可忽略不計, 最大的膠層應力為11.3MPa; 當達到50mm時, 膠層中的應力仍較小, 為0.05MPa; 當達到75 mm時, 膠層應力開始增大, 膠層中部的應力為1.64MPa, 且75mm的膠層應力與100mm加載位移的膠層應力大致相同, 位移75mm時, 膠層已經(jīng)開始出現(xiàn)脫膠現(xiàn)象; 當達到100mm時, 膠層中部的應力為1.94MPa, 膠層中最大應力為23.3MPa, 出現(xiàn)在節(jié)點附近區(qū)域, 且靠近螺栓孔處, 只在這一很小的區(qū)域里有較大的膠層應力. 由此可得, 節(jié)點加載過程中, 膠層所受的應力較小, 粘結界面膠層中大部分應力都比較低, 應力較高的區(qū)域很小, 且集中在加載端部和梁柱節(jié)點損傷部位附近, 說明加載端部與節(jié)點損傷部位附近的膠層傳遞與承擔荷載的能力大于中部膠層, 大部分荷載是通過端部和節(jié)點附近較小區(qū)域的膠層傳遞的. 膠層應力最大的是節(jié)點核心區(qū)域和加載處, 這兩處應力最為集中, 導致?lián)p傷結構與膠層發(fā)生脫膠.

3.3 膠層失效

為了查看模擬膠層內(nèi)聚力單元的失效情況, 驗證模型計算的合理性, 在模型中選取一個已失效(=1)的內(nèi)聚力單元, 輸出其節(jié)點的Mises應力—最大主對數(shù)應變曲線, 如圖8所示. 從圖中可以看出, 膠層內(nèi)聚力模型的失效曲線完全符合模型的參數(shù)設置, 單元失效符合雙線性內(nèi)聚力模型的特點, 且Mises為15.8MPa, 和輸入的膠層材料參數(shù)一致, 證明了模型計算的可靠性.

圖8 失效膠層內(nèi)聚力單元Mises應力—最大主對數(shù)曲線

在鋼-竹組合梁柱節(jié)點有限元模型中, 得到梁端加載位移不同階段膠層的圖(圖9)來體現(xiàn)膠層的損傷狀態(tài),等于0時, 表明膠層單元完好無損;等于1時, 表明膠層單元完全破壞, 失去承載能力. 當位移達到25mm時, 膠層邊緣開始出現(xiàn)損傷現(xiàn)象. 當位移達到50mm時, 膠層損傷區(qū)域開始擴大. 位移從50到75mm時, 膠層損傷的區(qū)域進一步擴大, 且損傷區(qū)域有向膠層中部延伸的趨勢, 位移達到75mm時, 膠層損傷加深, 第一次出現(xiàn)完全失效的膠層單元. 當位移達到100mm時, 可以看出, 膠層出現(xiàn)失效的區(qū)域在兩端, 膠層完全失效的部分較少, 中間部分的膠層失效較少, 可見膠層結構具有良好的性能.

圖9 膠層界面S變化

從膠層出現(xiàn)損傷至最終失效, 節(jié)點附近區(qū)域膠層失效較多, 且節(jié)點核心區(qū)附近失效的區(qū)域大于端部區(qū)域, 符合強節(jié)點弱構件的結構設計要求, 與試驗觀察到的現(xiàn)象基本相同. 從有限元分析中也可得到, 加載端由于荷載的作用, 使得膠層的失效略微有向膠層中部延伸的趨勢, 也說明了膠層結構中部應力較小, 膠層剝離脫落易發(fā)生在兩端.

3.4 螺栓孔對膠層應力與失效的影響

節(jié)點中心區(qū)域的膠層剛度退化多于端部, 膠層存在應力分布不均勻的現(xiàn)象, 如圖8、9所示, 且節(jié)點螺栓孔附近的膠層剛度退化較大, 可見螺栓孔的存在對膠層的力學性能有一定程度的影響. 螺栓孔存在應力集中現(xiàn)象, 由于接觸的高度非線性, 螺桿穿過區(qū)域的膠層會受到擠壓而受力變形, 和預應力相似, 螺桿也發(fā)生了一定的松弛, 螺桿擠壓膠層, 使得膠層發(fā)生擠壓破壞而失效, 螺栓將部分力傳遞給了膠層, 可能導致膠層損傷擴展, 出現(xiàn)膠層破壞的現(xiàn)象.

3.5 改進有限元建模方式

膠層單元的失效是局部的、極少量的, 為研究極少量失效單元對模型承載力的影響, 本文將整體建模和設置膠層的組合節(jié)點的荷載—位移曲線進行了對比, 如圖10所示. 由圖可見, 在膠層完全失效前, 雖然設置了膠層的有限元模型節(jié)點的加載曲線伴隨著膠層單元的部分失效存在小幅波動, 但整體建模的荷載—位移曲線與設置膠層的模型荷載—位移曲線基本吻合, 設置膠層模型的極限承載力為15.804kN, 整體建模模型的極限承載力為15.904kN, 兩者極限承載力相差僅為0.63%. 因此, 可對模型進行簡化, 將鋼材與竹膠板綁定, 采用整體建模的方式對鋼-竹組合構件進行分析.

圖10 整體建模與設置膠層的模型荷載—位移曲線對比

4 結論

(1)本文建立的鋼-竹組合梁柱節(jié)點有限元模型很好地模擬了節(jié)點加載的過程, 驗證了雙線性內(nèi)聚力模型模擬膠層的有效性, 加載所得荷載—位移曲線與試驗所得荷載—位移曲線基本吻合.

(2)內(nèi)聚力模型可以較好地模擬梁柱組合膠層界面的損傷和破壞, 有限元模型的膠層失效部位與加載試驗的脫膠部位高度吻合. 采用的模型中失效內(nèi)聚力單元的Mises應力—最大主對數(shù)應變曲線完全符合模型的參數(shù)設置, 單元失效符合雙線性內(nèi)聚力模型的特點, 且和輸入的膠層材料參數(shù)一致, 證明了模型計算的可靠性.

(3)鋼-竹組合梁柱節(jié)點在加載過程中, 竹膠板和冷彎薄壁型鋼之間結構膠層的破壞是局部的, 膠層應力分布特征為兩端應力大, 中間應力小, 且螺栓孔附近的膠層應力較大. 隨著位移的增加, 失效的膠層單元逐漸增加, 單元失效符合雙線性內(nèi)聚力模型的特點.

(4)在達到極限承載力前, 雖然設置了膠層的有限元模型節(jié)點的加載曲線伴隨著膠層單元的部分失效存在小幅波動, 但整體建模的模型荷載—位移曲線與設置膠層的模型荷載—位移曲線基本吻合, 兩者極限承載力相差僅為0.63%. 因此, 可對模型進行簡化, 將鋼材與竹膠板綁定, 采用整體建模的方式對鋼-竹組合構件進行分析, 為后續(xù)進行鋼-竹組合結構的模擬提供參考.

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Mechanical properties of steel-bamboo composite beam-column joint adhesive layer based on finite element simulation

WU Junjun1, Wang Zhanliang2, TONG Keting1, WU Shixu1, HE Jiawei1, LI Yushun3*

( 1.School of Civil and Environmental Engineering, Ningbo University, Ningbo 315211, China; 2.Ningbo Construction Engineering Group Co., Ltd, Ningbo 315100, China; 3.School of Civil Engineering, Qingdao Agricultural University, Qingdao 266109, China )

This paper uses ABAQUS finite element software to establish a three-dimensional model of the steel-bamboo composite beam-column joint, and uses a bilinear cohesive force model to establish a glue layer element. The comparison with the experiment is carried out, and the stress change and stiffness degeneration of the glue layer interface of the combined joint are analyzed. The results show that the established finite element model can simulate the loading process of the steel-bamboo composite beam-column joints, and verify the effectiveness of the bilinear cohesive force model in simulating the adhesive layer. During the loading process, the adhesive layer stress appears large at both ends. The characteristic of the middle is small. The adhesive layer starts to fail at both ends and gradually extends to the middle. The failure of the adhesive layer is very small and occurs only locally, which is in good agreement with the experimental results. Before the adhesive layer fails completely, the load-displacement curve of the adhesive layer model is basically the same as the overall modeled load-displacement curve, and the difference in ultimate bearing capacity between the two is only 0.63%. Therefore, the model is simplified. Before the glue layer fails, the steel and the bamboo plywood can be bound together and regarded as a whole one body. The analysis on the steel-bamboo composite component by overall modeling can provide a reference for future simulation of the steel-bamboo composite structure.

steel-bamboo composite node; adhesive layer cohesion model; adhesive layer stress; stiffness degradation; ultimate bearing capacity

TU398

A

1001-5132（2022）03-0038-07

2021?09?15.

寧波大學學報（理工版）網(wǎng)址: http://journallg.nbu.edu.cn/

吳俊?。?996－）, 女, 重慶人, 在讀碩士研究生, 主要研究方向: 組合結構. E-mail: 18782197514@163.com

通信作者:李玉順（1968－）, 女, 黑龍江五常人, 博士/教授, 主要研究方向: 組合結構. E-mail: lys0451@163.com

（責任編輯 韓 超）