裝配式混凝土梁鋼套筒錨接接頭抗彎性能研究

楊貴生, 楊毅秋, 周慧超

(中國鐵路設計集團有限公司, 天津 300142)

0 引言

如今,我國建筑業與城市軌道交通建設飛速發展,掀起了發展裝配式鋼筋混凝土結構的熱潮。裝配式混凝土結構具有施工質量有保障、生產效率高的優點,但其接頭制約著結構的整體性能,也是研究的重點[1-3]。鋼套筒錨接通過錨固膠與鋼筋、鋼套筒的相互黏結作用實現力的傳遞,采用鋼套筒錨接的方式時可選用大直徑連接鋼筋,來減少連接鋼筋根數,這對于快速施工和保證對接拼裝質量有著重要的意義。

目前,諸多學者對鋼套筒錨接、裝配式結構接頭的力學性能進行了研究。鄭永峰等[4]通過對套筒接頭試件進行拉伸試驗,研究了結構的性能和工作機制。李曉芝等[5]通過對錨固試樣進行室內拉拔試驗,總結出植筋試件的主要破壞形式,推導了極限拉拔承載力計算公式。黃遠等[6]對鋼套筒連接件進行了拉伸試驗,得到了試件的破壞類型,提出了防止套筒滑絲破壞的方法。劉昌永等[7]采用足尺試驗的方法對工字鋼接頭的裝配式混凝土梁進行了抗彎性能研究,結果表明鋼接頭與混凝土沒有滑移,鋼端頭始終處于彈性狀態,為梁體應用提供了基礎。孫常海等[8]對型鋼接頭裝配式混凝土梁進行了數值模擬研究,結果表明裝配式結構的抗剪承載力有較大提高,并推導了該結構的承載力計算公式。蘇會鋒等[9]和李兆平等[10]針對擬建地鐵車站的裝配式結構進行了抗彎試驗,分析了接頭裂縫、鋼筋和混凝土應力的發展情況,明確了接頭的抗彎承載力,并給出了接頭的抗彎承載值。Moy等[11]對預制混凝土結構節點進行了靜力荷載和重復荷載作用下的強度和延性試驗,結果表明這種節點的抗彎強度和延性都高于現澆節點。曾東洋等[12]采用三維有限元對地鐵盾構隧道管片接頭受力進行了模擬,探討了接頭剛度與內力的關系。張厚美[13]采用荷載試驗和數值模擬方法建立了雙層襯砌接頭相互作用模型,并對模型正確性進行了驗證。綜上,目前對鋼套筒錨固接頭的研究主要集中在拉拔試驗研究方面,對其抗彎性能的研究還較欠缺。同時裝配式混凝土梁接頭抗彎性能的研究也不完善,且研究方法限于數值模擬,對于混凝土梁接頭抗彎性能足尺試驗研究還較少。

本文采用模型試驗的研究方法,分析混凝土梁鋼套筒錨固形式接頭的抗彎性能和破壞模式; 同時應用黏聚力模型來模擬鋼筋與鋼套筒的錨固,對結構抗彎性能進行分析,并與試驗結果對比,驗證數值模擬的正確性。

1 試驗方案設計

1.1 試驗模型

模型由2個截面為500 mm×500 mm、長為3 000 mm的C50混凝土梁組成,接頭處采用鋼筋鋼套筒進行錨固連接。梁單側為5根HRB400級直徑28 mm的鋼筋,單側配筋面積為3 077 mm2。接頭處單側設置2根直徑45 mm鋼棒(外套鋼管外徑57 mm,內徑50 mm,壁厚3.5 mm),面積為3 179 mm2。主筋保護層凈厚30 mm,鋼棒凈保護層厚22 mm,鋼棒中心到構件邊距離為45 mm。箍筋規格為16 mm@250 mm,拉筋規格為16 mm@500 mm,接頭處0.5 m范圍箍筋間距加密為100 mm。模型結構接頭平面與剖面如圖1所示,試件配筋橫斷面如圖2所示。

采用環氧樹脂類錨固膠將鋼筋與鋼套筒黏結錨固,環氧錨固膠有著黏結強度高、耐久性好、抗沖擊能力優異等特點,技術參數滿足《工程結構加固材料安全性鑒定技術規范》[14]中Ⅰ類A級膠的技術參數。試驗模型中各材料物理力學參數如表1所示。制作完成的模型試件骨架如圖3所示。

圖1 模型接頭結構圖(單位: mm)Fig. 1 Model joint structure (unit: mm)

圖2 試件配筋橫斷面圖(單位: mm)Fig. 2 Cross-section of steel reinforcement in test pieces (unit: mm)

表1 試驗材料物理力學參數Table 1 Physical and mechanical parameters of test materials

圖3 試驗模型骨架Fig. 3 Test model skeleton

1.2 試驗測試方案

試驗采用油壓千斤頂通過反力架及分配梁對試件施加集中荷載,該裝置可以實現梁純彎曲受力,能更好地了解加載過程中梁體的受力表現和變化過程,還可以與采用理論公式計算得到的開裂荷載和極限荷載相互驗證。加載的壓力值由1 000 kN壓力傳感器測定,在試件跨中、支座附近試件的兩側放置千分表測量試件的豎向位移,試驗加載裝置如圖4和圖5所示。梁左端支座約束水平、豎直方向,右端支座約束豎直方向。其中左端支座采用底200 mm、高100 mm、長500 mm的三角形實心型鋼,右端支座采用直徑100 mm、長500 mm的圓形實心型鋼。開始試驗前進行預加載,檢驗支座是否平穩、儀表及加載設備是否正常,并對儀表設備調零。

圖5 現場試驗情況Fig. 5 In situ test

在加載之前依據《混凝土結構設計規范》[15]預估試件的開裂荷載、極限荷載,試驗采用分級加載,當荷載接近預估開裂荷載時,減小每級荷載大小,緩慢加載至試件開裂。試件開裂后,恢復加載荷載并加載至試件破壞。

加載的過程中實時監測壓力傳感器示數和試件豎向位移,梁體產生細小裂縫時記錄該荷載為開裂荷載。當千斤頂油壓表指針回落、試件豎向位移突然增大或鋼筋被拔出時,停止加載,并記錄該荷載為極限荷載。每級靜置15 min,待位移穩定后讀取讀數,繼續施加下一級荷載。

2 試驗結果及分析

試件結構所受千斤頂豎向力與跨中豎向位移變化曲線如圖6所示。由圖6所知: 在加載初始階段,結構處于彈性階段,豎向力與跨中豎向位移呈線性關系。當跨中荷載為253 kN時,在純彎段產生了細小的裂縫,試件剛度較未開裂之前有所減小;當跨中荷載為355 kN時,在跨中接頭處錨固膠開裂,結構剛度進一步下降;當跨中荷載為500 kN時,在彎剪區段出現較短的豎向裂縫,后慢慢發展為斜裂縫,并逐漸向集中荷載作用點延伸;當荷載為750 kN時,錨固鋼筋被拉出,構件破壞。構件破壞過程如圖7所示。

圖6 試件豎向力與跨中豎向位移變化曲線Fig. 6 Changing curve of vertical force and mid-span vertical displacement for test pieces

圖7 梁接頭破壞過程Fig. 7 Beam joint failure process

結合荷載-位移曲線和現場試驗情況可知,試件開裂工況對應梁體彎矩,即結構開裂荷載為158.1 kN·m,跨中接頭開裂荷載為221.9 kN·m,結構的破壞荷載為468.8 kN·m,大于按規范計算的極限荷載。結果表明該接頭可以提供足夠的強度。

3 數值模擬研究

3.1 黏聚力模型

黏聚力模型將界面應力和界面相對位移關系進行簡化,并采用應力-位移關系曲線表示。黏聚力模型采用一層單元模擬錨固膠與鋼筋的界面黏結,其應力-位移關系曲線如圖8所示。初始階段黏聚力單元應力隨著相對位移相對增長,當黏聚力應力達到開裂強度后,單元進入損傷軟化狀態,隨著位移的增大,應力逐漸下降至0。斷裂能量指的是黏聚力-位移曲線所包圍的面積。因此,損傷可以通過位移或能量定義。

圖8 黏聚力模型應力-位移關系曲線Fig. 8 Curve for stress-displacement relationship of cohesive force model

損傷后的應力等于損傷因子與極限應力的乘積,損傷因子由式(1)確定。式中:δm為黏聚力單元位移,m;δ0m為黏聚力單元開始進入軟化階段的臨界位移,m;δmaxm為黏聚力單元的最大失效位移,m。

損傷因子在ABAQUS有限元軟件中用變量SDEG表示。SDEG等于0表示黏聚力單元未進入軟化狀態,SDEG等于1表示黏聚力單元完全失效。

3.2 混凝土損傷模型

混凝土損傷塑性模型是ABAQUS軟件隱式算法自帶的混凝土材料本構模型,適用于單調加載和循環加載作用下的混凝土結構和構件的非線性分析,模型參數取值如表2所示。《混凝土結構設計規范》附錄C給出了混凝土本構關系,如圖9和圖10所示。規范推薦的混凝土應力-應變關系計算較為簡單,很多學者采用該本構關系取得了一定的經驗,故本文采用規范推薦的應力-應變關系進行計算。

表2 混凝土損傷模型參數Table 2 Damage model parameters of concrete

3.3 計算模型與參數

為了驗證大直徑鋼筋鋼套筒錨固梁接頭的性能及受力特征,采用ABAQUS有限元軟件對鋼筋、混凝土和錨固膠建立三維有限元模型。模型尺寸與試驗尺寸保持一致,其中混凝土、鋼筋、鋼套筒采用C3D8R單元模擬,錨固膠采用COH3D8單元模擬,梁主筋、箍筋采用T3D2桁架單元模擬,并將鋼筋單元嵌入到混凝土實體單元中。梁支座按簡支梁約束,在上部施加力進行加載,有限元模型如圖11所示。在數值模擬中,開裂荷載定義為模型中受拉區混凝土達到最大拉應力時構件承受的荷載。極限荷載定義為發生以下現象時結構承受的荷載: 受拉區混凝土達到極限應變或受拉鋼筋達到極限強度或鋼筋植筋膠產生滑移。

圖9 混凝土受壓應力-應變關系Fig. 9 Compressive stress-strain relationship of concrete

圖10 混凝土受拉應力-應變關系Fig. 10 Tensile stress-strain relationship of concrete

3.4 計算結果分析

3.4.1 試件破壞形式

試件破壞過程如圖12所示。跨中彎矩達到127.5 kN·m時,試件在變剛度截面處混凝土首先開裂,隨著荷載的增加,梁身細小豎向裂縫開始增多;跨中彎矩達到212.1 kN·m時,跨中錨固膠開裂;跨中彎矩達到441.3 kN·m時,鋼筋與錨固膠黏結界面逐漸產生滑移,直至試件破壞。表3示出模型試驗和數值模擬的結果對比情況,在破壞形式和承載力方面,現場試驗與數值模擬結果基本一致,驗證了數值模擬的正確性。由于構件產生了肉眼可見的裂縫時才記錄數據,有一定的滯后性,因此模型試驗結果稍大于數值模擬結果。

圖11 有限元模型與網格劃分Fig. 11 Finite element models and mesh generation

圖12 數值模擬試件破壞過程Fig. 12 Specimen failure process by numerical simulation

表3 試驗與數值模擬結果 Table 3 Experimental and numerical simulation results

3.4.2 主筋應力

單片梁受拉區主筋應力分布情況如圖13所示。可以看出,在加載初始階段,主筋應力呈中間大、兩邊小的規律分布,應力大小隨荷載增加而增加。當受拉區混凝土開裂后,主筋在開裂處應力發生突變并增大,隨著豎向裂縫的增多,主筋應力突變點也隨之增多;當受拉區混凝土全部退出工作時,在裂縫處主筋應力最大達384 MPa,接近其屈服強度。

圖13 受拉區主筋應力分布曲線Fig. 13 Stress distribution curves of steel bars in tension zone

3.4.3 接頭鋼筋應力

試件受拉區、受壓區接頭鋼筋的應力分布情況分別如圖14和圖15所示。可以看出,受拉區鋼筋拉應力在跨中接頭位置最大,向梁端部方向呈遞減趨勢,同時鋼筋應力整體隨著豎向力增大而增大。受壓區鋼筋應力與受拉區鋼筋應力分布情況一致,由于受壓區混凝土一直參加工作,故受壓區鋼筋承擔應力較小。

圖14 受拉區接頭鋼筋應力分布曲線Fig. 14 Stress distribution curves of joint steel bars in tension zone

當跨中錨固膠失效時,接頭鋼筋應力大幅增長,受拉區鋼筋的增長幅度最大; 此后,鋼筋應力緩慢增長。在加載過程中,接頭鋼筋的應力保持在彈性階段內,表明試件混凝土開裂和接頭錨固膠失效對結構安全性沒有影響,同時還有一定的延性,接頭有較高的安全性。

圖15 受壓區接頭鋼筋應力分布曲線Fig. 15 Stress distribution curves of joint steel bars in compression zone

3.4.4 接頭錨固膠應力

錨固膠剪應力分布情況如圖16所示。可以看出,錨固膠剪應力在接頭處最大,向遠端呈遞減趨勢,隨著豎向力的增加,錨固膠應力隨之增加。接頭錨固膠失效后,鋼筋錨固膠應力增長幅度變大;當錨固膠剪應力達到極限強度時,錨固膠開始進入軟化狀態,最終錨固膠破壞,鋼筋被拔出。

圖16 錨固膠剪應力分布曲線Fig. 16 Shear stress distribution curves of anchor adhesive

4 結論與討論

本文采用模型試驗與數值模擬相結合的方法,研究了鋼套筒錨接接頭梁的彎曲性能和受力狀態,得到以下結論:

1)綜合判斷試驗現象和計算結果,可以將該結構接頭受力狀態分為線彈性、梁身混凝土開裂、鋼筋與錨固膠滑移等幾個狀態。

2)試驗表明結構的破壞是接頭鋼筋與錨固膠的滑移破壞,接頭的極限強度大于按規范計算的梁身極限荷載,表明采用該接頭能提供足夠的強度以滿足設計要求。

3)采用黏聚力模型模擬鋼筋鋼套筒錨固的接頭是可行的。該方法可以用于實際工程中,通過調整接頭鋼筋根數和直徑滿足不同截面的受力要求,為預測接頭抗彎承載力提供方法,具有可參考的價值。

盡管可以通過改變接頭的設置位置避開剪力最大值,但對于彎剪構件的安全性和耐久性還亟需進一步討論。此外,本文采用了《混凝土結構設計規范》推薦的混凝土受壓和受拉應力-應變關系模型,后續研究中可補充試件的混凝土試驗,取得試件的混凝土應力-應變關系,再進行有限元模擬。