考慮鋼筋偏心影響的新型灌漿套筒力學(xué)性能

王飛程，趙 軍，劉 佳，陳 婧，尹露露，朱銀紅

(1. 桂林理工大學(xué) 土木與建筑工程學(xué)院，廣西 桂林 541004；2. 桂林電子科技大學(xué) 建筑與交通工程學(xué)院，廣西 桂林 541004)

進(jìn)入21世紀(jì)，在節(jié)能減排、低碳、環(huán)保綠色建筑與建筑工業(yè)化的時(shí)代背景下，裝配式建筑迎來了新一輪發(fā)展熱潮。20世紀(jì)60年代，預(yù)制裝配式結(jié)構(gòu)中使用套筒灌漿連接方式[1]被提出，自此國內(nèi)外眾多學(xué)者開展了對(duì)不同類型套筒的研發(fā)與工作機(jī)理研究。徐建凱等[2]研究發(fā)現(xiàn)，鋼筋偏置試件單向拉伸破壞模式為鋼筋拉斷時(shí)所需臨界鋼筋錨固長度大于鋼筋對(duì)中試件所需臨界長度。高強(qiáng)等[3-4]采用新型堆焊套筒分別進(jìn)行高應(yīng)力反復(fù)拉壓試驗(yàn)和單向拉伸對(duì)比試驗(yàn)，探討套筒灌漿連接的力學(xué)性能對(duì)內(nèi)腔構(gòu)造參數(shù)的影響規(guī)律，結(jié)果表明，高應(yīng)力反復(fù)拉壓作用對(duì)套筒應(yīng)變特征無明顯影響，鋼筋未達(dá)屈服強(qiáng)度前套筒對(duì)灌漿料約束效應(yīng)不明顯。鄭清林[5]研究發(fā)現(xiàn)，在缺陷大小、長度一致的基礎(chǔ)上，相對(duì)于鋼筋無偏心時(shí)的缺陷，鋼筋偏心時(shí)的缺陷對(duì)承載力的影響較大。Zhang等[6]在灌漿材料試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，研究了單軸加載下不同錨固長度對(duì)套筒連接件的影響，結(jié)果表明，套筒的力學(xué)性能和殘余黏結(jié)強(qiáng)度均得以改善。張淞棋等[7]研究發(fā)現(xiàn)，鋼筋偏心對(duì)屈服及極限荷載影響不明顯，但是會(huì)減緩鋼筋屈服的過程。陳建偉等[8]設(shè)計(jì)并制作6組18個(gè)半灌漿套筒鋼筋連接試件，考慮2種鋼筋偏心類型，即鋼筋垂直偏心和斜向偏心，考察鋼筋偏心缺陷對(duì)灌漿套筒鋼筋連接受拉性能的影響。李猛等[9]研究發(fā)現(xiàn)，偏心套筒試件的極限彎矩與極限軸力存在相關(guān)性，偏心率的變化對(duì)灌漿料的應(yīng)力幾乎無影響，套筒的應(yīng)力與偏心率成一定比例且分布不均勻。張嘉欣[10]研究發(fā)現(xiàn)，鋼筋偏心距為5 mm的試件承載力較小且變形能力不足。Henin等[11]針對(duì)誤差問題開發(fā)了一種經(jīng)濟(jì)、易于生產(chǎn)，并可適應(yīng)生產(chǎn)誤差非標(biāo)準(zhǔn)型的鋼筋灌漿套筒連接接頭。Xu等[12]研究發(fā)現(xiàn)，鋼筋灌漿料間最大局部黏結(jié)應(yīng)力與灌漿時(shí)間成正比，但是隨著鋼筋偏心程度的增加而減小，當(dāng)鋼筋錨固長度較大時(shí)偏心對(duì)鋼筋灌漿料間最大局部黏結(jié)應(yīng)力影響較小。胡瑞[13]研究發(fā)現(xiàn)，半灌漿套筒連接件的承載力和變形性能隨灌漿缺陷分布、厚度、鋼筋深入度、鋼筋偏心等程度的增加而劣化。李玉博[14]研究了鋼筋偏心和灌漿不飽滿等施工缺陷對(duì)套筒力學(xué)性能的影響，揭示了缺陷影響等規(guī)律，并提出不同類型缺陷的控制建議。

鋼筋偏心類型主要分為2種，即鋼筋整體偏心與鋼筋局部偏心。鋼筋整體偏心時(shí)，2根連接鋼筋均與套筒中心軸線存在偏心距；鋼筋局部偏心，僅單根連接鋼筋存在偏心距。目前國內(nèi)外尚無關(guān)于無縫鋼管加工成型的新型灌漿套筒較成熟的研究，不同偏心類型及偏心距參數(shù)對(duì)該類套筒連接件的力學(xué)性能的影響尚不明確。為了解決上述問題，本文中通過單向拉伸實(shí)驗(yàn)及有限元模擬，對(duì)比分析套筒連接件的承載力、破壞形態(tài)、應(yīng)力-應(yīng)變分布以及灌漿料損傷程度等。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)

采用Q390B型低合金無縫鋼管、HRB400級(jí)鋼筋、TT-100型高強(qiáng)度灌漿料，設(shè)計(jì)并制作6組共18個(gè)新型灌漿套筒連接試件，每組3個(gè)相同試件，實(shí)驗(yàn)結(jié)果取均值。其中無縫鋼管通過SZ-110型三軸滾絲機(jī)進(jìn)行滾壓加工成型，環(huán)肋均勻?qū)ΨQ分布于套筒兩端。新型灌漿套筒環(huán)肋分布、套筒試件剖面與帶肋段構(gòu)造如圖1所示。試件實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)參數(shù)為鋼筋整體偏心距，如表1所示，主要實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象為鋼筋拉斷的破壞模式。試件編號(hào)Total-0中Total表示鋼筋為整體偏心，0表示偏心距為0 mm，編號(hào)為Total-0的試件即為無偏心試件，以此類推。

L—套筒長度；Lf—帶肋段套筒長度；Ls—光滑段套筒長度。(a)環(huán)肋分布

(b)套筒試件剖面

(c)帶肋段構(gòu)造圖1 新型灌漿套筒環(huán)肋分布、套筒試件剖面與帶肋段構(gòu)造

表1 5種偏心距試件的試件參數(shù)及主要實(shí)驗(yàn)結(jié)果

1.2 加載方案與應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置

實(shí)驗(yàn)裝置是量程為2 000 kN的高速?zèng)_擊試驗(yàn)機(jī)。加載速率為5 kN/s，試件拉伸至鋼筋拔斷或鋼筋拔出時(shí)停止加載。試驗(yàn)機(jī)采集荷載位移數(shù)據(jù)頻率為20 Hz。為了研究新型套筒表面的應(yīng)變及其分布規(guī)律，在套筒外表面布置應(yīng)變片，其中無偏心試件測(cè)量套筒筒壁軸向、環(huán)向應(yīng)變；偏心試件分別測(cè)量近鋼筋端與遠(yuǎn)鋼筋端套筒表面軸向應(yīng)變(如圖2所示)。應(yīng)變采集頻率與試驗(yàn)機(jī)采集荷載位移數(shù)據(jù)頻率同步。

(a)無偏心試件

(b)偏心試件Zi、Hi(i=1,2,…,7)—無偏心試件軸向、環(huán)向應(yīng)變片；Ni、Fi (i=1,2,…,7)—偏心試件近、遠(yuǎn)鋼筋端軸向應(yīng)變片。圖2 新型灌漿套筒試件應(yīng)變測(cè)點(diǎn)

1.3 材料性能

配制水與灌漿料質(zhì)量比(簡(jiǎn)稱水灰比)為0.11的灌漿料，制作棱柱體尺寸為40 mm×40 mm×160 mm(長度×寬度×高度)的試塊，并與套筒試件置于相同環(huán)境條件下養(yǎng)護(hù)28 d。按標(biāo)準(zhǔn)實(shí)驗(yàn)方法，測(cè)得TT-100型灌漿料實(shí)測(cè)性能指標(biāo)，如表2所示。HRB400級(jí)鋼筋及Q390B型低合金無縫鋼管的實(shí)測(cè)性能指標(biāo)分別如表3、4所示。

表2 TT-100型灌漿料實(shí)測(cè)性能指標(biāo)

表3 HRB400級(jí)鋼筋實(shí)測(cè)性能指標(biāo)

表4 Q390B型低合金無縫鋼管實(shí)測(cè)性能指標(biāo)

2 材料及內(nèi)聚力單元本構(gòu)參數(shù)

2.1 灌漿料

目前尚無對(duì)應(yīng)灌漿料應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系的理論模型，并且灌漿料的材料性能與高強(qiáng)混凝土性能類似，因此本文中在有限元分析中使用混凝土的塑性損傷本構(gòu)模型[15]，建立TT-100型灌漿料的本構(gòu)模型，灌漿料軸心抗壓強(qiáng)度取為灌漿料棱柱體抗壓強(qiáng)度實(shí)驗(yàn)值的0.76倍，彈性模量取實(shí)驗(yàn)值(見表2)。

2.2 無縫鋼管與鋼筋本構(gòu)參數(shù)

連接鋼筋的本構(gòu)模型選取帶有屈服平臺(tái)的三折線強(qiáng)化模型，各項(xiàng)力學(xué)性能參數(shù)見表3，其中屈服應(yīng)變?nèi)?.002 2，強(qiáng)化階段起點(diǎn)應(yīng)變?nèi)?.007，極限應(yīng)變?nèi)?.1。無縫鋼管的本構(gòu)模型選取雙折線強(qiáng)化模型，各項(xiàng)力學(xué)性能參數(shù)見表4，其中極限應(yīng)變?nèi)?.06。

2.3 雙折線內(nèi)聚力單元本構(gòu)參數(shù)

考慮到鋼筋與混凝土界面黏結(jié)滑移受力接觸的復(fù)雜性，采用分離式模型，引入內(nèi)聚力接觸屬性[16]，雙折線內(nèi)聚力單元本構(gòu)折線圖如圖3所示。

3 有限元可行性分析

3.1 模型建立與接觸類型選取

采用有限元軟件ABAQUS建立1/2三維實(shí)體模型(整體偏心試件結(jié)果云圖為1/4模型)。為了保證模型計(jì)算結(jié)果的精確，模型均采用結(jié)構(gòu)化分網(wǎng)技術(shù)劃分網(wǎng)格。新型灌漿套筒有限元模型如圖4所示。由于實(shí)驗(yàn)結(jié)果中套筒與灌漿料之間接觸良好，因此在模型中對(duì)套筒內(nèi)表面與灌漿料外表面采用綁定(Tie)約束，鋼筋的凸肋采用與實(shí)際肋等高的梯形環(huán)狀肋等效，鋼筋灌漿料間采用內(nèi)聚力接觸屬性模擬黏結(jié)滑移。

σ—牽引應(yīng)力；δ—分離變量；σmax—拉伸峰值強(qiáng)度，即鋼筋-灌漿料間峰值黏結(jié)強(qiáng)度；K1—基體分層失效的內(nèi)聚力單元界面初始剛度；δ0—損傷起始時(shí)對(duì)應(yīng)的張開位移，取值為0.001 mm；δf—單元徹底失效時(shí)的張開位移，取值為0.1 mm。圖3 雙折線內(nèi)聚力單元本構(gòu)折線圖

(a)套筒連接件(b)灌漿料(c)套筒(d)鋼筋圖4 新型灌漿套筒有限元模型

3.2 有限元模型與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

圖5所示為無偏心試件有限元模型模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比。從圖中可以看出，灌漿料與套筒之間存在微小黏結(jié)滑移，導(dǎo)致圖5(a)中實(shí)驗(yàn)荷載-位移曲線位移相對(duì)于有限元模型荷載-位移曲線的位移較大，但是屈服荷載、極限荷載均較接近；并且圖5(b)中有限元模型與實(shí)驗(yàn)的套筒荷載-應(yīng)變曲線發(fā)展趨勢(shì)與應(yīng)變數(shù)值均差異較小。

圖6所示為有限元模型中灌漿料損傷云圖與實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象。損傷數(shù)值無量綱，數(shù)值為0時(shí)為無損傷狀態(tài)，數(shù)值為1時(shí)為完全損傷狀態(tài)。從圖6(a)、(b)中可以看出，試件加載初期的拉伸損傷從鋼筋肋尖開始形成，緩慢延伸至套筒內(nèi)壁，即為實(shí)驗(yàn)試件的灌漿料裂縫產(chǎn)生的趨勢(shì)。從圖6(c)中可以看出，加載初期的受壓損傷程度及損傷區(qū)域面積從鋼筋加載端向鋼筋自由端減小，原因是靠近鋼筋加載端灌漿料受到的側(cè)向約束較小，這與實(shí)際情況中灌漿料從加載端開始剝落情況一致，見圖6(d)。由此可知，有限元軟件ABAQUS的模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

(a)荷載-位移曲線Z5、 Z6、 Z7—軸向應(yīng)變片。(b)套筒光滑段軸向應(yīng)變圖5 無偏心試件有限元模型模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

(a)受拉損傷云圖(b)近加載端受拉損傷云圖(c)受壓損傷云圖(d)灌漿料剝落圖6 有限元模型中灌漿料損傷云圖與實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象

4 結(jié)果與分析

4.1 鋼筋整體偏心對(duì)力學(xué)性能的影響

4.1.1 荷載-位移曲線及相關(guān)性能參數(shù)

圖7所示為鋼筋整體偏心試件荷載-位移曲線。從圖中可以看出，鋼筋整體偏心試件破壞模式均為鋼筋拉斷破壞。隨著偏心距的增大，試件極限荷載均呈減小的趨勢(shì)，并且偏心距不大于4 mm的試件極限荷載對(duì)應(yīng)的位移均小于無偏心試件的，而偏心距為5 mm的位移大于其余試件的，原因是當(dāng)鋼筋偏心距較小時(shí)，鋼筋與灌漿料間的滑移不明顯，但是偏心作用導(dǎo)致附加彎矩存在，使鋼筋變成拉彎構(gòu)件，導(dǎo)致其承載力較小且在位移較小處達(dá)到破壞，而偏心距最大試件灌漿料的最小厚度僅為1 mm，較其余試件灌漿料更早達(dá)到極限狀態(tài)，該試件灌漿料Mises應(yīng)力最大值達(dá)到120.2 MPa，遠(yuǎn)大于極限抗壓強(qiáng)度，因此滑移效果明顯，造成極限位移較大。表5所示為鋼筋整體偏心試件相關(guān)參數(shù)。從表中可以看出，有限元模型中套筒近、遠(yuǎn)鋼筋端中部軸向應(yīng)力比值與偏心距呈正相關(guān)，即隨著偏心距的增大，近、遠(yuǎn)鋼筋端套筒的應(yīng)力差明顯，造成近鋼筋端套筒無限趨近于套筒極限抗拉強(qiáng)度，而遠(yuǎn)鋼筋端套筒應(yīng)力較小，材料性能并未得到充分利用。

圖7 鋼筋整體偏心試件荷載-位移曲線

表5 鋼筋整體偏心試件相關(guān)參數(shù)

4.1.2 荷載-應(yīng)變曲線

圖8所示為鋼筋整體偏心試件荷載-應(yīng)變曲線。從圖中可以看出，隨著偏心距的增大，近鋼筋端套筒中部的實(shí)測(cè)軸向應(yīng)變?cè)龃螅鶕?jù)表1，偏心距為1 mm的試件在套筒中部的軸向應(yīng)變已達(dá)到屈服應(yīng)變，而無偏心試件所有測(cè)點(diǎn)應(yīng)變均小于屈服應(yīng)變，即套筒處于彈性階段，偏心距為3 mm的試件與偏心距為5 mm的試件Z7的荷載-應(yīng)變曲線斜率均在荷載為160 kN時(shí)發(fā)生變化，即套筒近鋼筋端中部達(dá)到屈服強(qiáng)度。從圖8(b)、(c)中可以看出，偏心距為3、5 mm的試件遠(yuǎn)鋼筋端應(yīng)變片F(xiàn)7在加載過程中應(yīng)變絕對(duì)值均小于屈服應(yīng)變，即該截面在加載過程中均處于彈性狀態(tài)。部分測(cè)點(diǎn)在荷載為200 kN時(shí)發(fā)生突變，例如偏心距為3 mm的試件測(cè)點(diǎn)N5、N6在200 kN處有由拉應(yīng)變向壓應(yīng)變轉(zhuǎn)變的趨勢(shì)；偏心距為5 mm的試件近鋼筋加載端N1、F1應(yīng)變曲線變化頻繁。原因是近鋼筋加載端套筒對(duì)灌漿料的約束作用較小，由實(shí)驗(yàn)可知，該處灌漿料極易發(fā)生剝落破壞，灌漿料破壞后與鋼筋的相對(duì)位置可能發(fā)生改變，造成應(yīng)力重分布，因此曲線變化頻繁。其余測(cè)點(diǎn)均存在應(yīng)變突變的情況，這是由于偏心試件為拉彎構(gòu)件，相對(duì)于無偏心試件，灌漿料內(nèi)部應(yīng)力分布復(fù)雜，可能導(dǎo)致局部應(yīng)力較大，產(chǎn)生微裂縫，因此造成套筒局部應(yīng)變突變。

(a)無偏心

(b)偏心距為3 mm

(c)偏心距為5 mmZi、Hi(i=1,2,…,7)—無偏心試件軸向、環(huán)向應(yīng)變片；Ni、Fi(i=1,2,…,7)—偏心試件近、遠(yuǎn)鋼筋端軸向應(yīng)變片。圖8 鋼筋整體偏心組荷載-應(yīng)變曲線

4.1.3 套筒軸向應(yīng)力

圖9所示為鋼筋整體偏心試件有限元模型模擬套筒軸向應(yīng)力云圖。從圖中可以看出，隨著偏心距的增大，近鋼筋端的套筒軸向應(yīng)力集中現(xiàn)象更明顯，并且應(yīng)力集中區(qū)域發(fā)生改變，偏心距為5 mm的試件應(yīng)力集中區(qū)域分布于套筒中部及靠近套筒中部的2道環(huán)肋。偏心距較小的試件均集中在套筒中部區(qū)域。套筒最大軸向應(yīng)力接近套筒極限抗拉強(qiáng)度，而遠(yuǎn)鋼筋端套筒最大軸向應(yīng)力僅為148.8 MPa。

(a)無偏心(b)偏心距為1 mm(c)偏心距為2 mm(d)偏心距為3 mm(e)偏心距為4 mm(f)偏心距為5 mm圖9 鋼筋整體偏心試件有限元模型模擬套筒軸向應(yīng)力云圖

4.1.4 側(cè)向變形及彎曲效應(yīng)

圖10(a)、(b)為變形放大系數(shù)為5時(shí)鋼筋整體偏心距為5 mm的試件在極限狀態(tài)下的變形云圖，其中套筒與鋼筋均為拉彎構(gòu)件，對(duì)試件承載力有削弱影響。根據(jù)附加彎矩原理(見圖10(c))，附加彎矩的產(chǎn)生機(jī)理類似于鋼筋混凝土構(gòu)件由軸向壓力產(chǎn)生撓曲變形引起曲率、彎矩增量的情況，即重力二階效應(yīng)。造成應(yīng)力、應(yīng)變差異的原因主要是偏心作用下附加彎矩的存在，導(dǎo)致近鋼筋端套筒外表面受拉，遠(yuǎn)鋼筋端套筒外表面受壓。

根據(jù)表1可知，套筒中部側(cè)向位移隨偏心距的增大而增大，因此附加彎矩Fuδ增大，偏心作用影響更明顯。

4.1.5 灌漿料Mises應(yīng)力

圖11所示為鋼筋整體偏心試件灌漿料Mises應(yīng)力云圖。由圖可以看出，灌漿料Mises應(yīng)力最大值隨偏心距的增大而增大，并且近鋼筋端、遠(yuǎn)鋼筋端Mises應(yīng)力值差值也隨偏心距的增大而增大，偏心距為4、5 mm的試件出現(xiàn)明顯應(yīng)力集中的現(xiàn)象，主要區(qū)域分布于鋼筋肋與套筒環(huán)肋之間，即在該處灌漿料已產(chǎn)生微裂縫。偏心距為5 mm的試件灌漿料Mises應(yīng)力達(dá)到121.3 MPa，遠(yuǎn)大于實(shí)測(cè)抗壓強(qiáng)度，說明局部灌漿料已達(dá)到極限狀態(tài)，這也是該試件極限位移大于其余試件的原因之一。

(a)套筒側(cè)向變形(b)鋼筋側(cè)向變形Fu—試件極限荷載; δ—試件側(cè)向位移量; e0—偏心距。(c)附加彎矩原理圖10 變形放大系數(shù)為5時(shí)鋼筋整體偏心距為5 mm的試件在極限狀態(tài)下的變形云圖與附加彎矩原理

(a)無偏心(b)偏心距為2 mm(c)偏心距為4 mm(d)偏心距為5 mm圖11 鋼筋整體偏心試件灌漿料Mises應(yīng)力云圖

4.2 鋼筋局部偏心對(duì)力學(xué)性能的影響

4.2.1 套筒軸向應(yīng)力

圖12所示為鋼筋局部偏心試件套筒軸向應(yīng)力圖。由圖可知，該類套筒軸向應(yīng)力存在與鋼筋整體偏心試件軸向應(yīng)力一致的趨勢(shì)，即隨著局部偏心距的增大，套筒軸向應(yīng)力增大，并且近、遠(yuǎn)鋼筋端套筒應(yīng)力差異更明顯，應(yīng)力集中區(qū)域主要在套筒中部靠下位置，即靠近偏心鋼筋端。軸向應(yīng)力最大值區(qū)域?yàn)榻淄仓胁康?道環(huán)肋處，機(jī)械滾壓后該處材料性能已被嚴(yán)重劣化，而偏心距導(dǎo)致的應(yīng)力集中加劇了套筒在該處斷裂破壞的風(fēng)險(xiǎn)。

4.2.2 灌漿料Mises應(yīng)力

圖13所示為鋼筋局部偏心試件灌漿料Mises應(yīng)力云圖。由圖可知，偏心距為4、5 mm的試件灌漿料Mises應(yīng)力均已達(dá)到灌漿料實(shí)測(cè)抗壓強(qiáng)度，主要集中于灌漿料最薄弱位置，即鋼筋肋與套筒環(huán)肋之間，說明該處灌漿料已被壓碎，鋼筋與灌漿料間黏結(jié)強(qiáng)度退化明顯，相互間的滑移比其余試件的更明顯。

(a)無偏心(b)偏心距為1 mm(c)偏心距為2 mm(d)偏心距為3 mm(e)偏心距為4 mm(f)偏心距為5 mm圖12 鋼筋局部偏心試件套筒軸向應(yīng)力云圖

(a)偏心距為1 mm(b)偏心距為4 mm(c)偏心距為5 mm圖13 鋼筋局部偏心試件灌漿料Mises應(yīng)力云圖

由圖13(c)可知，偏心距為5 mm的試件偏心鋼筋端灌漿料靠近套筒中部環(huán)肋處Mises應(yīng)力較大，因此鋼筋偏心導(dǎo)致在加載過程中，鋼筋有繞P點(diǎn)旋轉(zhuǎn)的趨勢(shì)(見圖14)，因此灌漿料較厚的位置受到明顯擠壓，套筒環(huán)肋處止推作用造成靠近套筒中部環(huán)肋處灌漿料應(yīng)力較大。

4.2.3 側(cè)向變形及彎曲效應(yīng)

圖15所示為變形放大系數(shù)為3時(shí)鋼筋局部偏心試件側(cè)向變形云圖。由圖可知，鋼筋變形與套筒側(cè)向位移較大，鋼筋偏心距越大，則鋼筋彎曲效果越明顯，而彎曲效應(yīng)造成側(cè)向位移較大也在一定程度上削弱了試件的安全性，并且增加了套筒試件側(cè)向失穩(wěn)破壞的風(fēng)險(xiǎn)。

圖14 加載過程中鋼筋的運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)

(a)偏心距為1 mm(b)偏心距為4 mm(c)偏心距為5 mm圖15 變形放大系數(shù)為3時(shí)鋼筋局部偏心試件側(cè)向變形云圖

4.2.4 相關(guān)性能參數(shù)

表6所示為鋼筋局部偏心試件組的相關(guān)參數(shù)。由表可知，相關(guān)參數(shù)規(guī)律性較明顯，有限元模型中套筒最大應(yīng)變、近遠(yuǎn)鋼筋端套筒中部軸向應(yīng)力比與側(cè)向位移數(shù)值均與偏心距呈正相關(guān)，無偏心試件套筒最大軸向應(yīng)變小于屈服應(yīng)變，而其余鋼筋偏心試件有限元模型中套筒最大應(yīng)變均大于屈服應(yīng)變，即已進(jìn)入塑性階段。

表6 鋼筋局部偏心試件相關(guān)參數(shù)

結(jié)合圖12可知，偏心距為5 mm的試件軸向應(yīng)力最大值達(dá)到518 MPa，接近套筒實(shí)測(cè)極限抗拉強(qiáng)度，并且隨著偏心距的增大，套筒近、遠(yuǎn)鋼筋端應(yīng)力比逐漸增大，即應(yīng)力不均勻程度變大。局部偏心距為5 mm的試件破壞模式為鋼筋拉斷破壞，承載力、軸向變形滿足行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)JGJ 107—2010《鋼筋機(jī)械連接技術(shù)規(guī)程》[17]中一級(jí)接頭的性能要求，但是套筒應(yīng)力、應(yīng)變均接近極限值，并且存在較大側(cè)向變形，套筒連接件隨時(shí)可發(fā)生斷裂及失穩(wěn)破壞，安全儲(chǔ)備嚴(yán)重不足。由于規(guī)范中無關(guān)于現(xiàn)行套筒連接側(cè)向變形限值的內(nèi)容，因此本文中的研究可以為行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)的完善提供參考。

5 結(jié)論

本文中通過對(duì)新型灌漿套筒偏心連接件的實(shí)驗(yàn)和有限元分析，得出以下主要結(jié)論：

1)基于內(nèi)聚力接觸屬性、三維實(shí)體單元及顯示動(dòng)力學(xué)的有限元軟件ABAQUS建模方式可以有效地模擬套筒連接件部件之間的相互作用。

2)偏心新型灌漿套筒試件破壞模式均為鋼筋拉斷，并且試件的破壞過程與鋼筋的一致，均經(jīng)歷彈性階段、屈服階段、塑性階段、強(qiáng)化階段與破壞階段。

3)隨著偏心距的增大，套筒、灌漿料應(yīng)力集中現(xiàn)象更明顯，并且承載力及變形能力均呈減小趨勢(shì)。偏心試件套筒為拉彎構(gòu)件，灌漿料應(yīng)力-應(yīng)變狀態(tài)較復(fù)雜，局部微裂縫的產(chǎn)生導(dǎo)致套筒筒壁軸向應(yīng)變發(fā)生突變。偏心距的存在導(dǎo)致套筒、灌漿料應(yīng)力-應(yīng)變分布不均，近鋼筋端套筒軸向應(yīng)力接近極限抗拉強(qiáng)度，機(jī)械加工劣化了環(huán)肋處套筒的材料性能，而軸向應(yīng)力峰值出現(xiàn)在近套筒中部2道環(huán)肋處，加劇了套筒在該處斷裂破壞的風(fēng)險(xiǎn)，安全儲(chǔ)備嚴(yán)重不足；而遠(yuǎn)鋼筋端套筒應(yīng)力過小，材料性能未能充分利用。

4)鋼筋整體偏心與鋼筋局部偏心試件承載力及軸向變形均滿足規(guī)范要求，但是偏心距的存在導(dǎo)致套筒試件存在附加彎矩、側(cè)向變形與彎曲效應(yīng)，并且偏心距不小于4 mm的試件套筒筒壁應(yīng)力-應(yīng)變均接近極限狀態(tài)，存在試件側(cè)向失穩(wěn)及套筒斷裂的風(fēng)險(xiǎn)。