高溫后套筒灌漿連接受拉力學(xué)性能分析與仿真

王珍吾王玉梅歐陽(yáng)鷺霞?xì)W陽(yáng)希劉良林，*

（1.井岡山大學(xué)建筑工程學(xué)院，吉安 343009；2.同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院，上海 200092）

0 引言

套筒灌漿連接是預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)構(gòu)件鋼筋連接的主流方式之一，在實(shí)際工程中應(yīng)用廣泛。針對(duì)其力學(xué)性能，國(guó)內(nèi)外開展了大量的套筒灌漿連接受拉試驗(yàn)研究，普遍認(rèn)為發(fā)生套筒外鋼筋斷裂是套筒灌漿連接成功的標(biāo)志［1-3］，即實(shí)現(xiàn)了接頭性能不低于被連接鋼筋的基本要求。相對(duì)試驗(yàn)研究周期長(zhǎng)、成本高、參數(shù)有限，仿真分析日益受到重視［4］，已成為量化多種基礎(chǔ)參數(shù)影響及形成設(shè)計(jì)方法的迫切需要［5］。國(guó)內(nèi)外學(xué)者開展了系列套筒灌漿連接受拉力學(xué)性能的有限元仿真分析：考慮套筒的內(nèi)部凸肋影響，Zheng等［2］利用Ansys軟件分析的研究發(fā)現(xiàn)明顯的應(yīng)力集中，是導(dǎo)致連接發(fā)生套筒外鋼筋斷裂、套筒斷裂的原因；對(duì)于套筒內(nèi)部螺紋的影響，Henin與Morcous［6］利用Ansys軟件分析后建議材料界面摩擦系數(shù)應(yīng)取不低于1.0；考慮鋼筋黏結(jié)長(zhǎng)度、套筒直徑為變量，Liu等［7］采用Abaqus軟件分析，結(jié)果表明，套筒直徑越小、模擬對(duì)象承載力越高，鋼筋黏結(jié)長(zhǎng)度大于7d（d為鋼筋直徑）時(shí)模擬對(duì)象發(fā)生套筒外鋼筋斷裂；同樣的失效模式下，高向玲與李梓燊［8］采用Abaqus軟件分析發(fā)現(xiàn)，d≤25 mm時(shí)，HRB400、HRB500、HRB600級(jí)鋼筋的黏結(jié)長(zhǎng)度應(yīng)分別不低于7d、7d、8d；谷凡等［9］采用Abaqus軟件分析火災(zāi)高溫作用下套筒灌漿連接受拉的力學(xué)性能，發(fā)現(xiàn)高溫影響接頭力學(xué)性能的程度取決于灌漿料的應(yīng)力狀態(tài)。由上述研究發(fā)現(xiàn)，套筒灌漿連接受拉性能的影響因素眾多，有必要分析其傳力機(jī)理，探討關(guān)鍵影響因素。此外，已有的仿真分析研究較好地實(shí)現(xiàn)了套筒灌漿連接荷載、荷載-位移曲線、材料損傷等力學(xué)性能的模擬，但尚未展示套筒外鋼筋斷裂失效現(xiàn)象以及荷載-位移曲線的下降段，影響套筒灌漿連接抗拉可靠性的判斷?；诖?，本文分析套筒灌漿連接受拉力學(xué)性能，結(jié)合仿真分析與實(shí)測(cè)結(jié)果，探討套筒灌漿連接受拉力學(xué)性能的一般性規(guī)律。

1 套筒灌漿連接受拉特征

1.1 傳力機(jī)理

套筒灌漿連接包括套筒、套筒灌漿料與被連接鋼筋三部分。當(dāng)套筒灌漿連接受拉力F作用時(shí)［圖1（a）、（b），L為套筒長(zhǎng)度］，鋼筋與套筒灌漿料界面相互擠壓，在鋼筋橫肋表面形成擠壓合力［1，10-11］，且該合力R可分解成縱向、法向分量Rz、Rn，見圖1（c）。在圖1（c）中，縱向分量Rz在鋼筋橫肋頂部與套筒灌漿料接觸處形成剪切作用，法向分量Rn的上抬作用克服套筒灌漿料與鋼筋的化學(xué)膠結(jié)力，使得套筒灌漿料擠壓套筒，套筒發(fā)揮約束作用反向擠壓套筒灌漿料。在縱向剪切與徑向擠壓共同作用下，首先在靠近套筒端部的鋼筋橫肋形成楔入效應(yīng)導(dǎo)致套筒灌漿料開裂并在橫肋前部形成壓碎區(qū)［圖1（d）］，隨著荷載的增大，壓碎區(qū)逐漸增長(zhǎng)，直至覆蓋鋼筋橫肋高度范圍，破壞了套筒灌漿料與鋼筋界面局部的機(jī)械咬合作用并發(fā)生界面相對(duì)滑移，表現(xiàn)為套筒灌漿料鍵被剪斷而退出工作，并引發(fā)相鄰套筒灌漿料鍵相繼投入，直至鋼筋黏結(jié)長(zhǎng)度范圍內(nèi)套筒灌漿料鍵全部剪斷形成剪切面［圖1（e）］，黏結(jié)滑移快速增大，發(fā)生套筒灌漿料與鋼筋黏結(jié)滑移失效。

圖1 套筒灌漿連接受力機(jī)理Fig.1 Force mechanism of grouted sleeve connection

在套筒的約束作用下，依靠套筒灌漿料自身的力學(xué)平衡，實(shí)現(xiàn)鋼筋與套筒灌漿料界面的荷載傳遞至套筒與套筒灌漿料界面，在該界面形成縱向、法向應(yīng)力Rzs、Rns［圖1（c）］。當(dāng)套筒內(nèi)部無(wú)凸肋時(shí)，套筒與套筒灌漿料界面由摩擦力與化學(xué)膠結(jié)力組成的黏結(jié)承載力不足以抵抗應(yīng)力Rzs對(duì)應(yīng)的縱向剪力，發(fā)生套筒與套筒灌漿料黏結(jié)滑移失效，此外套筒中部的鋼筋對(duì)中部存在的套筒灌漿料圓柱體［圖1（b）］容易發(fā)生整體受拉斷裂，因此斷裂的套筒灌漿料圓柱體整體隨鋼筋拔出套筒，見Ling等［10］試驗(yàn)研究中的試件CS-06。當(dāng)套筒內(nèi)表面存在凸肋或類似突起構(gòu)造時(shí)，其能有效抑制套筒與套筒灌漿料界面的滑移，同時(shí)抵抗縱向剪力，使得凸肋高度范圍內(nèi)的套筒灌漿料處于徑向、縱向均受壓的有利狀態(tài)。由于采用的商用套筒普遍具有類似構(gòu)造，因此一般不會(huì)發(fā)生套筒與套筒灌漿料黏結(jié)滑移失效。

1.2 關(guān)鍵影響因素分析

基于上述套筒灌漿連接受力機(jī)理分析，發(fā)現(xiàn)鋼筋與套筒灌漿料界面是套筒灌漿連接的關(guān)鍵［12］。為了達(dá)到套筒外鋼筋斷裂的目的，必須要求該界面的黏結(jié)承載力不低于鋼筋受拉承載力。當(dāng)套筒確定后，目前國(guó)內(nèi)外公認(rèn)鋼筋與套筒灌漿料界面的黏結(jié)強(qiáng)度與套筒灌漿料抗壓強(qiáng)度的平方根成正比［1-2，13］。研究發(fā)現(xiàn)［14-15］，套筒灌漿料抗壓強(qiáng)度受高溫作用影響顯著：隨著溫度升高，套筒灌漿料試塊殘余抗壓強(qiáng)度下降；400℃高溫作用后，恒溫30 min的套筒灌漿料試塊殘余抗壓強(qiáng)度約為常溫值的73.6%［14］，當(dāng)恒溫120 min時(shí)該值僅為常溫值的41.0%［15］。因此，設(shè)置套筒灌漿料強(qiáng)度為關(guān)鍵影響因素，本文開展高溫作用后套筒灌漿連接受拉仿真分析，探討高溫作用后套筒灌漿料強(qiáng)度退化對(duì)連接力學(xué)性能的影響。為了仿真分析的順利開展，先實(shí)施常溫下連接受拉的仿真分析，再開展高溫后模擬，通過實(shí)測(cè)結(jié)果驗(yàn)證后，實(shí)施變參數(shù)分析，揭示高溫后套筒灌漿連接力學(xué)性能演化的一般性規(guī)律。

2 有限元仿真分析方法

2.1 材料本構(gòu)關(guān)系

除了無(wú)粗骨料外，套筒灌漿料的主要組成成分與高強(qiáng)混凝土一致，二者均屬于高強(qiáng)水泥基膠凝材料。因此，采用同等條件下相同強(qiáng)度等級(jí)的高強(qiáng)混凝土近似替代套筒灌漿料，如常溫下選擇《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50010—2010）（2015年版）［16］中高強(qiáng)混凝土的本構(gòu)表達(dá)式計(jì)算屈服應(yīng)力、非線性應(yīng)變、損傷變量等參數(shù)輸入Abaqus軟件，作為套筒灌漿料的本構(gòu)模型。鋼筋與套筒灌漿料界面黏結(jié)采用Abaqus軟件中Cohesive單元模擬，它的本構(gòu)關(guān)系見圖2（a），其中τmax、s0、sf分別為峰值黏結(jié)應(yīng)力（黏結(jié)強(qiáng)度）、峰值滑移、殘余滑移。根據(jù)歐洲規(guī)范［17］，混凝土與鋼筋界面的峰值滑移為1 mm、殘余滑移為鋼筋橫肋凈距，黏結(jié)強(qiáng)度為，其中，fck為混凝土特征強(qiáng)度。基于套筒灌漿連接受拉傳力機(jī)理的分析，套筒與套筒灌漿料界面一般不會(huì)出現(xiàn)黏結(jié)滑移失效，因此該界面被簡(jiǎn)化成Tie單元連接。鋼筋采用雙折線本構(gòu)關(guān)系［圖2（b）］，其中，fy、fu為鋼筋屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度，εy、εu為鋼筋屈服應(yīng)變、峰值應(yīng)變。套筒采用理想彈塑性模型。

圖2 材料本構(gòu)模型Fig.2 Constitutive relationships of materials

2.2 有限元仿真

以Ling等［18］實(shí)施的常溫下套筒灌漿連接受拉試驗(yàn)為研究參照，根據(jù)試件的失效模式，選擇WBS-1（鋼筋與套筒灌漿料黏結(jié)滑移失效，失效模式A）、WBS-4（套筒外鋼筋斷裂，失效模式B）為模擬對(duì)象。考慮到試件的對(duì)稱性，以XOY平面為對(duì)稱面建立有限元仿真模型（圖3），其中，RP-1、RP-2分別為鋼筋端部加載、約束參考點(diǎn)，WBS-1、WBS-4模擬對(duì)象中網(wǎng)格數(shù)量分別為3496、5152。根據(jù)Ling等［18］提供的數(shù)據(jù)，套筒灌漿料28 d抗壓強(qiáng)度為76.7 MPa，因此采用規(guī)范［16］中C75高強(qiáng)混凝土的本構(gòu)關(guān)系，泊松比取0.2，fy、fys（套筒屈服強(qiáng)度）分別為500 MPa、250 MPa［18］。根據(jù)Ling等［18］的套筒灌漿連接承載力實(shí)測(cè)結(jié)果以及建議：鋼筋的抗拉強(qiáng)度為屈服強(qiáng)度的1.35倍，即fu取675 MPa。鋼筋、套筒的彈性模量分別按照200 GPa、206 GPa取值，泊松比均取0.3。按照位移控制加載的方式，開展模擬對(duì)象的有限元分析，獲得其峰值荷載及其位移如表1所列，鋼筋與套筒灌漿料界面的損傷變量值（D）與加載時(shí)程（t表示相對(duì)加載步，0、1分別表示加載開始、結(jié)束）關(guān)系列于圖4，模擬對(duì)象的峰值應(yīng)力狀態(tài)、失效特征如圖5所示。

圖3 常溫試件的仿真分析模型Fig.3 Simulation of specimens under ambient temperature

2.3 結(jié)果分析

從表1中發(fā)現(xiàn)，WBS-1、WBS-4試件的峰值荷載模擬值約分別為實(shí)測(cè)值的0.89倍、0.86倍，峰值位移模擬值約分別為實(shí)測(cè)值的1.06倍、0.93倍：峰值荷載模擬值均小于實(shí)測(cè)值，表明峰值荷載的模擬結(jié)果偏安全；峰值位移模擬值與實(shí)測(cè)值較接近，最大偏差不超過7.2%。此外，從圖4發(fā)現(xiàn)：WBS-1模擬對(duì)象中，鋼筋與套筒灌漿料界面的損傷變量由0逐步增長(zhǎng)到1，表明界面由完整向失效演變；與此相反的是WBS-4試件，隨著荷載逐漸增大，鋼筋與套筒灌漿料界面的損傷變量始終為0，即表明界面完整無(wú)損傷。對(duì)比圖5（a）、（b）發(fā)現(xiàn)，WBS-1試件中部的空隙（套筒內(nèi)部套筒灌漿料填充的鋼筋對(duì)接空隙）在加載結(jié)束發(fā)生明顯增大，表明鋼筋與套筒灌漿料界面在加載前后發(fā)生較大相對(duì)位移，即滑移；對(duì)比圖5（c）、（d）發(fā)現(xiàn)，WBS-4試件中部的空隙在加載結(jié)束后幾乎無(wú)變化，表明鋼筋與套筒灌漿料界面無(wú)明顯滑移。因此判斷，WBS-1、WBS-4分別發(fā)生鋼筋與套筒灌漿料的滑移、套筒外鋼筋斷裂，見圖5（f）、（g），與實(shí)測(cè)結(jié)果一致（表1）。因此，結(jié)合圖4、圖5的展示結(jié)果，判斷WBS-1、WBS-4試件分別發(fā)生鋼筋與套筒灌漿料的黏結(jié)滑移失效（失效模式A）、套筒外鋼筋斷裂（失效模式B），與實(shí)測(cè)結(jié)果完全一致，見表1。圖5中展示的峰值荷載時(shí)模擬對(duì)象的應(yīng)力狀態(tài)顯示［圖5（e）、（g）］，WBS-1試件的應(yīng)力低于WBS-4的值，符合實(shí)測(cè)結(jié)果。因此，模擬結(jié)果合理、模擬方法可行，同時(shí)也表明，利用鋼筋與套筒灌漿料界面的損傷變量時(shí)程演化結(jié)果即可判別套筒灌漿連接失效模式。

表1 模擬對(duì)象的峰值荷載及位移與失效模式Table 1 Peak loads，displacements and failure modes of specimens

圖4 套筒灌漿料與鋼筋界面D-t關(guān)系曲線Fig.4 Damage development between gleeve grouting and steel rebar

圖5 模擬對(duì)象失效特征Fig.5 Simulated failure features of specimens

3 高溫后套筒灌漿連接受拉力學(xué)性能仿真分析

肖建莊等［19-20］、Liu等［21］開展了高溫后套筒灌漿連接單向拉伸等力學(xué)性能的試驗(yàn)研究（套筒灌漿料抗壓強(qiáng)度85.1 MPa、鋼筋黏結(jié)長(zhǎng)度為7.7倍鋼筋直徑），基于該研究對(duì)象與結(jié)果和前述分析方法，通過調(diào)整組成材料力學(xué)性能的計(jì)算方法，利用Abaqus軟件開展高溫后套筒灌漿連接受拉有限元仿真分析。根據(jù)實(shí)測(cè)結(jié)果［19-20］，套筒灌漿連接的屈服、抗拉強(qiáng)度分別為519.3 MPa、636.5 MPa，鋼筋的屈服、抗拉強(qiáng)度分別為461.8 MPa、586.8 MPa，前者約為后者的1.12倍、1.09倍，表明套筒對(duì)于被連接鋼筋具有增強(qiáng)作用，為便于模擬分析，統(tǒng)一將鋼筋的屈服、抗拉強(qiáng)度同時(shí)放大1.1倍后輸入Abaqus中實(shí)施仿真分析。

3.1 模型建立

根據(jù)試驗(yàn)對(duì)象的對(duì)稱性，仍與前述模擬對(duì)象一樣取XOY平面為對(duì)稱參考平面建立模型，包括網(wǎng)格劃分情況如圖6所示，模擬對(duì)象的單元數(shù)為7136，RP-1與RP-2分別為加載、約束參考點(diǎn)。高溫后套筒灌漿料強(qiáng)度按照Z(yǔ)hang等［22］提供的方法計(jì)算，棱柱體抗壓強(qiáng)度等其余指標(biāo)參考吳波等［23］提出的高溫后高強(qiáng)混凝土力學(xué)性能計(jì)算方法確定，套筒灌漿料仍采用規(guī)范［16］中相近混凝土強(qiáng)度等級(jí)的本構(gòu)關(guān)系。高溫后鋼筋、套筒的強(qiáng)度、彈性模量取值方法參照余志武等［24］提出的高溫后相應(yīng)表達(dá)式計(jì)算。

圖6 高溫作用后套筒灌漿連接受拉模型Fig.6 Simulation models for heat-damaged specimens

3.2 有限元仿真及結(jié)果分析

繪制了模擬與實(shí)測(cè)的荷載（F）-位移（Δ）曲線。常溫（AT）、200oC、400oC高溫作用后的情況分別如圖7（a）、圖7（b）、圖7（c）所示，鋼筋與套筒灌漿料界面損傷變量（D）與時(shí)程（t）關(guān)系曲線如圖7（d）所示。從圖7中發(fā)現(xiàn)：F-Δ曲線具有明顯的下降段，且形狀與實(shí)測(cè)結(jié)果一致；≤200oC高溫作用后模擬對(duì)象單向拉伸過程中，鋼筋與套筒灌漿料界面損傷變量始終為0，雖然400oC高溫作用后該界面的損傷變量趨近于0.08，但是損傷輕微而不足以影響界面的黏結(jié)性能［25］，即小于或等于400oC高溫作用后該界面仍然完整、模擬對(duì)象的失效模擬相同。以400oC高溫作用后模擬對(duì)象為代表，繪制其峰值荷載時(shí)應(yīng)力分布、失效模式，如圖8所示。從圖8（b）發(fā)現(xiàn)，模擬對(duì)象發(fā)生套筒外鋼筋斷裂，即失效模式B。基于此，并結(jié)合F-Δ曲線，將試件峰值荷載、失效模式的模擬與實(shí)測(cè)結(jié)果均列于表2。從表2中發(fā)現(xiàn)：套筒灌漿連接試件的峰值荷載模擬值Fa小于實(shí)測(cè)值Ft，且約為后者的0.87倍，屬于偏安全；失效模式的模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果完全一致。因此，高溫后套筒灌漿連接單向拉伸作用下的模擬結(jié)果準(zhǔn)確可行。

圖7 荷載（F）-位移（Δ）曲線及界面黏結(jié)損傷Fig.7 Interfacial bording damages and F-Δcurves

3.3 變參數(shù)分析

試驗(yàn)研究中發(fā)現(xiàn)400℃、600℃高溫作用后，試件的失效模式分別為B、A，表明失效模式的轉(zhuǎn)變溫度介于400℃～600℃［19-21］?；诖?，進(jìn)一步開展了500℃高溫作用后套筒灌漿連接在單向拉伸作用下的仿真分析，繪制鋼筋與套筒灌漿料界面的D-t曲線、峰值荷載應(yīng)力分布、失效狀態(tài)特征，分別如圖7（d）、圖8（c）、圖8（d）所示。從圖7（d）發(fā)現(xiàn)，界面的損傷變量值在模擬對(duì)象加載過程中快速達(dá)到1并維持到加載結(jié)束，表明界面出現(xiàn)黏結(jié)破壞，發(fā)生了相對(duì)滑移。從圖8（d）也發(fā)現(xiàn)，加載結(jié)束時(shí)試件并未出現(xiàn)套筒外鋼筋斷裂。基于此，判斷模擬對(duì)象發(fā)生界面的黏結(jié)滑移失效，即失效模式A，見表2所列。同時(shí)，結(jié)合圖8（a）、圖8（c）發(fā)現(xiàn)，400oC、500oC高溫作用后模擬對(duì)象峰值荷載時(shí)，前者應(yīng)力最大值高于后者，具體的峰值荷載值見表2所列。因此，推斷400℃為高溫作用后套筒灌漿連接失效模式轉(zhuǎn)變的臨界溫度，這也與肖建莊等［26-27］研究發(fā)現(xiàn)400℃為高強(qiáng)水泥基膠凝材料強(qiáng)度明顯下降的臨界溫度相吻合。

圖8 模擬對(duì)象的峰值荷載與失效特征Fig.8 Simulation of peak loads and failure features of specimens

表2 模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)對(duì)比Table 2 Comparation of simulation results with test results

4 結(jié)論

通過上述分析，可得出以下結(jié)論：

（1）一般情況下，套筒灌漿連接受拉的失效模式為套筒外鋼筋斷裂、套筒灌漿料與鋼筋黏結(jié)滑移失效，其中關(guān)鍵因素為套筒灌漿料抗壓強(qiáng)度。

（2）模擬結(jié)果顯示，套筒灌漿料與鋼筋界面的損傷變量值小于或等于0.08、1，即分別代表連接發(fā)生套筒外鋼筋斷裂、套筒灌漿料與鋼筋黏結(jié)滑移失效。

（3）鋼筋黏結(jié)長(zhǎng)度達(dá)到7.7倍鋼筋直徑、灌漿料強(qiáng)度85.1 MPa時(shí)，400oC是套筒灌漿連接受拉失效模式轉(zhuǎn)變的臨界溫度。

（4）套筒外鋼筋斷裂失效的成功捕捉以及荷載-位移曲線下降段的成功模擬，有利于連接失效模式識(shí)別，提升其可靠性。