鋼筋套筒灌漿連接受拉性能數(shù)值模擬

周文軒

（上海公路橋梁（集團(tuán)）有限公司，上海 200433）

0 引言

隨著我國產(chǎn)業(yè)結(jié)構(gòu)的升級，可持續(xù)化發(fā)展理念的不斷貫徹，我國的建筑行業(yè)迎來了巨大的變化。傳統(tǒng)的建筑施工方法資源消耗大、建設(shè)周期長、容易造成環(huán)境污染問題。裝配式建筑的引入為建筑行業(yè)注入了新的活力，并得到了國家的大力支持、行業(yè)的普遍認(rèn)同。

套筒灌漿連接是裝配式建筑中最常用的一種連接方式，使節(jié)點(diǎn)接縫具有與現(xiàn)澆混凝土梁相同的整體性能[1-2]。套筒灌漿的基本原理是在鋼筋套筒內(nèi)注入高強(qiáng)早強(qiáng)微膨脹的灌漿料，待其硬化后，將兩端鋼筋連接成一個整體，通過材料間粘結(jié)力、機(jī)械咬合力傳遞構(gòu)件中的作用力?，F(xiàn)有的鋼筋套筒通常為全灌漿套筒和半灌漿套筒兩種類型，因?yàn)橹甭菁y端連接所需的鋼筋錨固長度相較于灌漿連接所需較少，所以半灌漿套筒的接頭尺寸較小。套筒灌漿連接的力學(xué)性能主要受鋼筋、灌漿料、套筒的強(qiáng)度，鋼筋的錨固長度等因素的影響。在施工過程中，如果存在非正常灌漿作業(yè)，使用水泥凈漿替代灌漿料，使用高水灰比灌漿料容易產(chǎn)生鋼筋刮犁式拔出破壞，灌漿料離析等非正常破壞[3]。毛詩洋等[4]通過反復(fù)拉壓荷載試驗(yàn)研究了地震作用對不同飽滿度灌漿套筒接頭力學(xué)性能的影響，驗(yàn)證了灌漿不飽滿會削弱灌漿套筒的力學(xué)性能。王占文等[5]通過單向拉伸試驗(yàn)研究了二次補(bǔ)漿量對半灌漿套筒連接性能影響，分析試件破壞形式、極限承載力、應(yīng)變分布等參數(shù)，研究表明二次補(bǔ)漿可用于工程中，但不宜多次補(bǔ)漿。王鳳等[6]基于室內(nèi)試驗(yàn)和ANSYS 模擬研究表明灌漿料齡期對鋼筋套筒的接頭承載力和變形性能都有較大的影響。陳建偉等[7]設(shè)計(jì)并制作了6 組半灌漿鋼筋套筒試件，研究了鋼筋偏心缺陷對套筒受拉性能的影響，并使用ABAQUS 進(jìn)行數(shù)值模擬和參數(shù)分析，模擬結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合度較好，驗(yàn)證了模擬的可靠性。吳小寶等[8]研究了齡期和鋼筋種類對套筒連接性能的影響，并進(jìn)行單向拉伸和單向重復(fù)拉伸試驗(yàn)，研究表明齡期對鋼筋的非彈性變形和總伸長率有較大影響。段文峰等[9]采用有限元軟件提出一種基于全實(shí)體單元模型的顯式動力分析方法，進(jìn)行了相應(yīng)的參數(shù)分析。

綜上所述，眾學(xué)者通過室內(nèi)試驗(yàn)對套筒灌漿的單向拉伸力學(xué)性能已做了大量研究，得到大批可靠試驗(yàn)數(shù)據(jù)，但室內(nèi)試驗(yàn)的成本高、不確定因素大。借助數(shù)值模擬可進(jìn)行系統(tǒng)的參數(shù)分析，與試驗(yàn)結(jié)果相互印證，鑒于此，本文對已有試驗(yàn)的4個套筒灌漿使用ABAQUS 建模，與試驗(yàn)結(jié)果對比，驗(yàn)證模型的可靠性，并進(jìn)行了進(jìn)一步的參數(shù)分析。

1 試驗(yàn)概況

以吳小寶[8]進(jìn)行的36個試件單調(diào)拉伸和單向重復(fù)拉伸數(shù)據(jù)為參考，選取其中4 組，建立了4個灌漿套筒鋼筋連接試件，試件具體參數(shù)如表1，套筒模型示意圖如圖1所示。

圖1 鋼筋套筒尺寸示意圖Fig.1 Schematic diagram of steel sleeve size

表1 試件參數(shù)Table 1 Specimen parameters

套筒的屈服強(qiáng)度應(yīng)力和極限應(yīng)力分別391 MPa和534 MPa，彈性模量E為2.06×105MPa，伸長率21%，灌漿料齡期28 d的抗壓強(qiáng)度和抗折強(qiáng)度分別為63.9 MPa 和6.33 MPa，彈性模量E為2.35×104MPa。

2 數(shù)值模型

2.1 材料參數(shù)

2.1.1 灌漿料

由于目前尚無灌漿料成熟的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系模型，而混凝土和灌漿料有一定的相似性，故選用混凝土的本構(gòu)模型來模擬。在ABAQUS 軟件中自帶有混凝土塑性損傷模型（Concrete Damaged Plasticity Model，以下簡稱CDP），此模型假定了混凝土材料為連續(xù)介質(zhì)，在受壓應(yīng)力下直至拉伸開裂或壓縮破碎的損傷破壞都是各向同性的，混凝土材料的屈服面或者破壞面的演化用兩個硬化變量來控制，此模型適用于顯性求解分析，因?yàn)橥瑫r考慮了拉、壓塑性應(yīng)變導(dǎo)致的彈性剛度的退化以及循環(huán)荷載作用下剛度的恢復(fù)，具有較好的收斂性，其拉伸狀態(tài)下的單軸應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系曲線表達(dá)式如下[10]：

式中：σt為拉伸應(yīng)力；dt為混凝土材料的單軸拉伸損傷演化系數(shù)；E0為初始彈性模量；εt為拉伸應(yīng)變；εplt為混凝土拉伸塑性應(yīng)變。在建模過程中，使用的CDP塑性模型參數(shù)如表2所示。

表2 CDP模型塑性參數(shù)Table 2 Plastic parameters of CDP model

其中，Ψ為膨脹角；ε為流動勢偏移量；?b0/?c0為雙軸受壓與單軸受壓極限強(qiáng)度比；K為不變量應(yīng)力比；ν為粘滯系數(shù)。

2.1.2 鋼筋

鋼筋的應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系曲線采用雙折線模型。其屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度根據(jù)試驗(yàn)確定，彈性模量取2.06×105MPa，泊松比取0.3。其本構(gòu)關(guān)系如圖2所示。

圖2 鋼筋的應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系曲線Fig.2 Stress-strain curve of the steel bar

2.1.3 套筒

在試驗(yàn)過程中，套筒都處在彈性狀態(tài)中，所以采用理想彈塑性模型，套筒的彈性模量2×105MPa，泊松比取0.3。

2.2 有限元模型建立

在ABAQUS 模擬過程中，采用顯示動力學(xué)（ABAQUS/Explicit）進(jìn)行求解分析。顯示動力學(xué)求解是對時間進(jìn)行差分，不存在迭代和收斂問題，具有較好的穩(wěn)定性。而若使用隱式分析求解，往往會因?yàn)椴牧系耐嘶褪У葐栴}導(dǎo)致不收斂，所以顯示動力學(xué)常被用來求解需要分成許多時間增量來達(dá)到高精度的高度動力學(xué)以及復(fù)雜的非線性問題。對鋼筋、套筒、灌漿料的單元庫類型選擇顯式，族為三維應(yīng)力，單元控制均采用C3D8R單元（8 節(jié)點(diǎn)六面體線性縮減積分單元），此單元在彎曲荷載下不易發(fā)生剪切自鎖現(xiàn)象，對位移的求解結(jié)果比較精確，且網(wǎng)格存在扭曲變形時，分析的精度不會受到太大的影響。為了確保模擬的精確度，對整個模型的網(wǎng)格采用掃略網(wǎng)格劃分技術(shù)，網(wǎng)格尺寸5 mm。

在試驗(yàn)過程中，灌漿料的粘結(jié)力良好，無論是鋼筋刮犁式拔出還是鋼筋拉斷，都沒有發(fā)生灌漿料拔出破壞，所以將灌漿料與套筒，灌漿料與鋼筋都設(shè)置為綁定約束。為了實(shí)現(xiàn)鋼筋的單向拉伸，在上側(cè)鋼筋端部添加一個參考點(diǎn)，并將此參考點(diǎn)與鋼筋端部設(shè)置為耦合約束。接著在此參考點(diǎn)上采用位移加載，位移加載與試驗(yàn)一致為20 mm。邊界條件設(shè)置為下部鋼筋端部完全固定，上部鋼筋限制除了軸向外的其他兩側(cè)位移和轉(zhuǎn)角。

為了更加貼近實(shí)際鋼筋，增加鋼筋與灌漿料的機(jī)械咬合力，在鋼筋的兩端各設(shè)置了三條肋。A1各部件與整體模型網(wǎng)格劃分如圖3所。

圖3 A1試件部件與整體模型網(wǎng)格劃分Fig.3 Mesh generation of component and whole model of A1 specimen

2.3 有限元模型驗(yàn)證

模擬結(jié)果中灌漿料粘結(jié)效果良好，鋼筋拉斷破壞均發(fā)生在套筒外，鋼筋套筒的應(yīng)力分布云圖如同4所示。如圖5、6所示，為A2和A4的荷載—位移曲線，由于原試驗(yàn)中鋼筋的位移取的整個構(gòu)件的總位移，而模擬中所測是一側(cè)鋼筋的位移，所以將試驗(yàn)測得的位移減半。由圖可知，模擬所得曲線與試驗(yàn)測得曲線有相同的發(fā)展規(guī)律。在彈性階段，試件模擬值與試驗(yàn)值基本吻合，呈直線上升趨勢，達(dá)到屈服點(diǎn)后，經(jīng)過一個短暫的屈服平臺，進(jìn)入強(qiáng)化階段，繼續(xù)上升后達(dá)到極限強(qiáng)度，隨后荷載值開始下降。模擬值的屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度都略高于試驗(yàn)值，模擬所得A2、A4 峰值荷載分別為241.27 kN 和255.23 kN 與試驗(yàn)結(jié)果誤差為5.36%和2.5%。分析原因?yàn)楝F(xiàn)實(shí)情況下灌漿料會有細(xì)微的裂紋，導(dǎo)致粘結(jié)強(qiáng)度有微小的降低，其次單向拉伸試驗(yàn)中，拉拔過程會產(chǎn)生小偏心，進(jìn)一步降低了鋼筋的承載力。通過對比，驗(yàn)證了有限元模型的可靠性。模擬與試驗(yàn)結(jié)果匯總?cè)绫?所示。

圖4 鋼筋套筒應(yīng)力分布圖Fig.4 Stress distribution of steel sleeve

圖5 A2試件模擬與試驗(yàn)結(jié)果荷載—位移關(guān)系曲線Fig.5 Load-displacement curve of A2 specimen simulation and test results

圖6 A4試件模擬與試驗(yàn)結(jié)果荷載—位移關(guān)系曲線Fig.6 Load-displacement curve of A4 specimen simulation and test results

表3 模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比Table 3 The comparison of simulation results and experimental results

2.4 灌漿缺陷破壞參數(shù)分析

在實(shí)際施工過程中，因?yàn)槁{、少漿、回流等原因?qū)е鹿酀{缺陷是比較常見的灌漿質(zhì)量問題，灌漿不飽滿是影響鋼筋套筒的受力性能的重要因素。對A2、A4 試件分別模擬漏漿10%、20%、30%、40%四種情況，分析鋼筋種類和灌漿不飽滿程度對套筒連接力學(xué)性能的影響，灌漿不飽滿的模擬通過改變鋼筋的錨固長度來實(shí)現(xiàn)。由于灌漿不飽滿，在單向拉伸試驗(yàn)中可能發(fā)生鋼筋拔出破壞，所以將鋼筋與灌漿料的綁定接觸改為通用接觸，將法向接觸定義為“硬接觸”；切向接觸選用“罰接觸”，摩擦系數(shù)為0.65，其荷載—位移曲線如圖7所示。

圖7 不同灌漿缺陷下套筒荷載—位移曲線Fig.7 Load-displacement curve of sleeve under different grouting defects

漏漿10%時，荷載-位移曲線仍可分為彈性階段、屈服階段、強(qiáng)化階段以及下降階段，在套筒外的鋼筋段發(fā)生頸縮后被拉斷破壞，與灌漿飽滿時的鋼筋套筒力學(xué)性能基本一致。漏漿20%時，鋼筋的強(qiáng)度超過了屈服極限，鋼筋與灌漿料之間有微小的滑移使鋼筋的極限強(qiáng)度有所降低，鋼筋發(fā)生頸縮破壞，鋼筋套筒的總體力學(xué)性能基本達(dá)標(biāo)。漏漿大于等于30%時，鋼筋的錨固長度少于5d，鋼筋與灌漿料之間有明顯的滑移，發(fā)生鋼筋拔出破壞，其區(qū)別為漏漿30%時的鋼筋依舊能達(dá)到屈服極限，但在還未達(dá)到極限強(qiáng)度前就被拉出破壞，而漏漿40%時，鋼筋未達(dá)到屈服強(qiáng)度即被拔出破壞。對比HRB500 和HRB400 鋼筋，相同直徑的情況下，HRB500 鋼筋的連接性能要高于HRB400，HRB400 鋼筋與灌漿料的相對滑移要大于HRB500 鋼筋，所以HRB500 鋼筋會更快的到達(dá)極限強(qiáng)度，隨后荷載值急劇下降，不過兩種鋼筋荷載—位移曲線總體的變化趨勢相同。

3 結(jié)論

通過有限元軟件ABAQUS，建立了灌漿套筒三維模型，并對單調(diào)拉伸試驗(yàn)進(jìn)行數(shù)值模擬，驗(yàn)證模擬的可靠性后，分析了灌漿缺陷對套筒力學(xué)性能的影響，得出以下結(jié)論：

（1）數(shù)值模擬鋼筋套筒灌漿單向受拉試驗(yàn)得到的極限抗拉荷載值會略小于試驗(yàn)所得值。

（2）鋼筋套筒灌漿連接中，使用強(qiáng)度較高的鋼筋可以獲得更高的抗拉承載力。

（3）灌漿缺陷對鋼筋套筒的受拉性能影響較大，當(dāng)灌漿缺陷大于等于30%時，鋼筋與灌漿料之間會產(chǎn)生明顯的滑移現(xiàn)象，套筒受拉的荷載峰值急劇下降，并發(fā)生鋼筋拔出破壞。