[28]確定混凝土斷裂能的取值： GfI其中，fc是軸心抗壓強度，單位MPa；本文的混凝土視作普通粒徑，取α為0.03；GFI的單位為N/mm。鋼材的本構(gòu)選用理想彈塑性，如公式（2-4）和（2-5）所示： σs= σs=其中，σs是鋼材的應(yīng)力，單位MPa；εs是鋼材的應(yīng)變；εy是鋼材的屈服應(yīng)變；fy是屈服強度，單位MPa；彈模Es取1.06×105MPa。泊松比取0.3，密度取7850kg/m3。輸入應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系時需要注意，本構(gòu)模型中的應(yīng)力、應(yīng)變都是名義上的應(yīng)力、應(yīng)變，需要計算出真實的應(yīng)力、應(yīng)變才能輸入ABAQUS。名義應(yīng)力計算公式： σ=F名義應(yīng)變計算公式： ε=△公式（2-6）中的A為試件最開始的截面積，公式（2-7）中的L為試件初始長度。實際變形過程中，物體變形時，其截面面積會隨之發(fā)生改變。而公式（2-6）和（2-7）并未考慮這一點，計算所得的名義應(yīng)力、應(yīng)變必然與真實的應(yīng)力、應(yīng)變之間存在誤差。下面給出真實應(yīng)力、真實應(yīng)變的計算公式推導(dǎo)。一個長度為L0的桿件，如果被拉伸一個極其微小的長度?L，則應(yīng)變的增量為?L/L0，現(xiàn)在將其拉伸至最終長度為L，通過積分可以得到真實應(yīng)變值： ε=L求解應(yīng)力時截面面積近似選取最終長度L時的A，根據(jù)物體體積不變有： A0L所以真實應(yīng)力值的公式為： σ=FA輸入ABAQUS的是真實的屈服應(yīng)力和真實的塑性應(yīng)變，計算公式如下： εpl=1.2.3相互作用和邊界條件相互作用的設(shè)置如圖1.4所示，鋼板與混凝土選用綁定約束（Tie）。Tie約束中，從表面和主表面綁定在一起，與主表面之間不發(fā)生分離或相對滑動，位置容差（PositionTolerance）這一參數(shù)的含義是，從表面上到主表面距離小于容差值的節(jié)點都會被綁定。需要注意的是，如果不選默認容差值而自己指定，需要取消“調(diào)整從表面初始位置”（AdjustSlaveSurfaceInitialPosition），否則會根據(jù)容差值將主表面所有的從屬節(jié)點向主表面拉近，使得網(wǎng)格畸變，導(dǎo)致計算過程出錯而中斷。圖1.SEQ圖2.\*ARABIC4相互作用設(shè)置由于結(jié)構(gòu)幾何對稱、約束對稱以及荷載對稱，所以采用一半的模型建模，以提高計算速度。由于選取一半的模型建模，所以跨中截面處約束轉(zhuǎn)角和軸向位移（U3、UR1）；鋼板底面接觸支座的地方設(shè)置簡支約束條件（U1、U2），約束X和Y兩個方向的位移；為了模擬試驗實際加載條件而限制樓板寬度方向兩側(cè)的側(cè)向位移（U1）。如圖1.5所示。圖1.SEQ圖2.\*ARABIC5荷載及邊界條件設(shè)置1.2.4網(wǎng)格尺寸劃分網(wǎng)格前，在Part模塊中對混凝土樓板進行剖切，這樣可以使得劃分的單元形狀全部是規(guī)則的六面體。近似全局尺寸為25mm；最小尺寸“按占全局尺寸的比例”進行控制，比例取為0.1。模型中總共有6624個實體單元，2448個殼單元。網(wǎng)格如圖1.6、圖1.7所示。圖1.SEQ圖2.\*ARABIC6混凝土板網(wǎng)格劃分圖1.SEQ圖2.\*ARABIC7鋼板網(wǎng)格劃分網(wǎng)格劃分完成后，可以使用Verify命令檢查網(wǎng)格單元質(zhì)量，減少計算時報錯的可能。本文中創(chuàng)建的均是非獨立實例，所以在劃分網(wǎng)格時是分別對混凝土和鋼板兩個部件劃分網(wǎng)格，且兩部件網(wǎng)格的全局種子設(shè)置方式一致，保證了兩個部件網(wǎng)格的節(jié)點位置相互對應(yīng)。需要注意的是，當(dāng)部件的尺寸發(fā)生改變，裝配件中根據(jù)該部件創(chuàng)建的相關(guān)實例都會發(fā)生改變。非獨立實例只能對部件劃分網(wǎng)格（MeshOnPart），要想對實例劃分網(wǎng)格，可以將實例變?yōu)楠毩⒌模∕akeIndependent），這樣就可以直接對實例劃分網(wǎng)格。對一個部件來說，創(chuàng)建的實例不是獨立就是非獨立，不能二者兼有，當(dāng)需要對一個部件創(chuàng)建多個實例時，顯然非獨立實例更方便，只需對原來的部件劃分網(wǎng)格，提高了建模的效率。1.2.5載荷與分析步分析步（Step）中除了初始分析步（Initial）之外設(shè)置一個施加載荷的分析步“l(fā)oad”（靜力，通用），時間長度為1。上節(jié)中所述邊界條件均創(chuàng)建在初始分析步中，并傳遞到分析步“l(fā)oad”中。分析步“l(fā)oad”考慮大變形的非線性效應(yīng)，最大增量步數(shù)設(shè)置為1000。每個增量步會進行多次迭代計算，5次縮減增量步步長后計算仍然不能收斂就會中斷計算分析；如果某次迭代計算收斂了，那么進入下一個增量步時ABAQUS會自動增大增量步步長。當(dāng)增量步步長減小到小于我們設(shè)置的最小增量步步長時，也會中斷計算分析。結(jié)構(gòu)中包括兩種荷載，均定義在分析步“l(fā)oad”中。一是自重荷載，采用載荷中的Gravity進行設(shè)置：Z方向加速度即重力加速度設(shè)置為-9.8m/s2，X方向和Y方向加速度設(shè)置為0；二是在組合樓板跨度的四分點處施加的兩個對稱的集中荷載。試驗采用分配梁加載集中力，所以先在相互作用模塊中將組合樓板上部與加載梁接觸的區(qū)域耦合到一個參考點（ReferencePoint）上，再對這個參考點施加載荷，便于輸出荷載-位移曲線。參考點和加載梁加載區(qū)域之間的耦合約束（Coupling）選用運動耦合（Kinematic）。對參考點采用位移加載：在載荷模塊中的邊界條件選項中，選擇“位移/轉(zhuǎn)角”類型的邊界條件，設(shè)置在分析步“l(fā)oad”中，選中“U2”，根據(jù)試驗曲線設(shè)置大致的加載位移值，荷載施加的方向與坐標(biāo)系Y方向相反，所以設(shè)置的位移值為負值。這里有個提高建模效率的注意點：可以先建立集合（Set），然后選擇對應(yīng)的集合施加載荷和邊界條件。1.3有限元模型的驗證1.3.1算例1對文獻[1]中所做剪切粘結(jié)標(biāo)準試驗的4塊試件進行了有限元分析，壓型鋼板型號為Econdek65-555，如圖1.8所示，波距為185mm，板肋高65mm，寬555mm，厚度1mm。圖1.SEQ圖2.\*ARABIC8壓型鋼板Econdek65-555截面幾何參數(shù)試驗有125mm和150mm兩種不同厚度的組合樓板，分別有550mm和850mm大小兩種剪跨。加載方式為四點彎曲加載，且加載位置為板跨的4分點；支座中心線距離板端100mm；支座和加載分配梁的寬度為100mm。4塊試件的參數(shù)如表1.1所示。表1.SEQ表2.\*ARABIC1算例1試驗構(gòu)件參數(shù)試件編號樓板厚/mm總跨/mm凈跨/mm剪跨/mmE125×55012524002200550E125×85036003400850E150×55015024002200550E150×85036003400850鋼板屈服強度為475MPa。混凝土強度等級為C30。輸入的混凝土抗壓及抗拉強度采用文獻中的試驗實測值。有限元結(jié)果如圖1.9、圖1.10、圖1.11、圖1.12所示。小剪跨的兩塊樓板抗彎承載力計算值與試驗較符合，抗彎剛度相比試驗結(jié)果偏大；大剪跨的兩塊樓板抗彎剛度與試驗較符合，抗彎承載力相比試驗結(jié)果偏低?？箯潉偠绕蟮脑蚩赡苁菦]有考慮混凝土和鋼板之間的剪切滑移，采用的tie約束過強地模擬了二者之間的界面性能，導(dǎo)致剛度偏大。但四塊樓板的有限元計算結(jié)果偏差趨勢不一致，小剪跨剛度偏大，大剪跨剛度較吻合，所以二者界面上的剪切滑移對承載力的影響需要進行更深入的研究。圖1.SEQ圖2.\*ARABIC9E125×550試驗-有限元結(jié)果對比圖1.SEQ圖2.\*ARABIC10E125×850試驗-有限元結(jié)果對比圖1.SEQ圖2.\*ARABIC11E150×550試驗-有限元結(jié)果對比圖1.SEQ圖2.\*ARABIC12E150×850試驗-有限元結(jié)果對比對于極限承載力，結(jié)果的對比如表1.2所示，小剪跨的樓板承載力有限元結(jié)果比試驗偏大，大剪跨的樓板承載力有限元結(jié)果比試驗偏小，誤差存在一定的規(guī)律性，可進行進一步的研究，初步猜想可能是剪跨的大小影響了組合樓板的破壞模式，而本文沒有考慮混凝土和鋼板之間的縱向剪切強度。極限承載力的誤差都小于16%，表明計算結(jié)果與試驗比較吻合。表1.SEQ表2.\*ARABIC2算例1試驗-有限元結(jié)果對比試件編號承載力-試驗/kN承載力-有限元/kN誤差/%E125×55081.289.79.12E125×85063.056.2-10.79E150×550117.6118.40.68E150×85088.274.7-15.311.3.2算例2對文獻[23]中所剪切粘結(jié)標(biāo)準試驗的5塊試件進行了有限元分析，壓型鋼板型號為Econdek65-675，如圖1.13所示，波距為225mm，板肋高65mm，寬675mm。圖1.SEQ圖2.\*ARABIC13壓型鋼板Econdek65-675截面幾何參數(shù)加載方式與算例1相同，為四點彎曲加載，且加載位置位于板跨的4分點；支座中心線距離板端100mm；支座和加載分配梁的寬度為100mm。試件有115mm、150mm和200mm三種不同厚度，每種厚度的樓板分別有兩種大小的剪跨。鋼板的屈服強度均為550MPa?；炷辆鶠镃30，立方體抗壓強度及壓型鋼板的厚度見表1.3，輸入的混凝土抗壓強度采用表1.3中的試驗實測值計算得到輸入的fc。5塊試件的參數(shù)如表1.3所示。表1.SEQ表2.\*ARABIC3算例2試驗構(gòu)件參數(shù)試件編號樓板厚/mm總跨/mm凈跨/mm剪跨/mm鋼板厚/mm混凝土實測強度/MPaE115×350115140012003500.7535.7E115×750320030007500.7536.1E150×90015037003500900135.9E200×60020025002300600134.4E200×95040003800950137.5有限元計算分析所得荷載-位移曲線如圖1.14、圖1.15、圖1.16、圖1.17、圖1.18所示。第一塊樓板E115×350的抗彎剛度相比試驗偏大，其余四塊樓板的抗彎剛度有限元結(jié)果比試驗都偏小?？傮w而言，有限元計算的極限承載力結(jié)果與試驗符合的很好。圖1.SEQ圖2.\*ARABIC14E115×350試驗-有限元結(jié)果對比圖1.SEQ圖2.\*ARABIC15E115×750試驗-有限元結(jié)果對比圖1.SEQ圖2.\*ARABIC16E150×900試驗-有限元結(jié)果對比圖1.SEQ圖2.\*ARABIC17E200×600試驗-有限元結(jié)果對比圖1.SEQ圖2.\*ARABIC18E200×950試驗-有限元結(jié)果對比對于極限承載力，結(jié)果的對比如表1.4所示。除了編號為E200×600的有限元計算承載力與試驗誤差達到了15%，其余的試件誤差均在5%以內(nèi)，說明計算結(jié)