帶錨固板半灌漿套筒拉伸性能數值分析

朱高巖，王麗娟，夏文傳，姚 兵，劉 建，李曉鐘

(1.蘭州交通大學土木工程學院,蘭州 730070; 2.中國建筑第七工程局有限公司,鄭州 450048)

引言

隨著裝配式混凝土結構的興起,預制拼裝構件之間的連接方式也成為其研究重點。預制構件縱筋的重要連接方式之一便是通過半灌漿套筒進行連接。半灌漿套筒工作原理是在灌漿錨固端通過灌漿料將鋼筋和半灌漿套筒結合為一個整體,鋼筋通過灌漿料將力傳給半灌漿套筒。鋼筋和灌漿料界面之間存在著摩擦力、黏聚力和機械咬合力,其中機械咬合力起主要作用。半灌漿套筒和半灌漿套筒示意分別如圖1、圖2所示。

圖1 半灌漿套筒Fig.1 Half grouted sleeve

圖2 半灌漿套筒示意Fig.2 Schematic diagram of half grouted sleeve

已有研究多是探究現有灌漿套筒連接件的力學性能,如王騰輝[1]、劉全威[2]研究了鋼筋直徑、錨固長度及灌漿缺陷等因素對連接件的影響;CHEN[3]等制作了18個半灌漿套筒試件,探究了不同水膠比情況下鋼筋直徑對其力學性能的影響;ZHENG[4]、陳曦[5]研究了灌漿缺陷修復前后的灌漿套筒力學性能,并得出灌漿缺陷修復后與完全灌漿的力學性能無異的結論;鞠士龍[6]、王磊[7]建立了灌漿套筒的精細化模型,探究了半灌漿套筒在不同加載制度、不同參數影響下的力學性能;張麗華[8]分析了早期振動荷載中振幅和頻率對半灌漿套筒連接件抗拉性能的影響;XU[9]探究了鋼筋偏心率對灌漿套筒黏結滑移行為的影響;HUANG[10]進行了15個半灌漿套筒單向拉伸試驗,并建立了考慮套筒約束效應的黏結破壞試件抗拉承載力模型。以上研究在涉及數值模擬時,均忽略了鋼筋與灌漿料之間的黏結滑移。在提升灌漿套筒連接件力學性能方面則多是通過開發新型套筒的方式實現,如LU[11]、高強[12]、HENIN[13]制作了新型灌漿套筒,通過拉拔試驗和數值模擬分析了灌漿套筒連接件的力學性能。對于開發新型套筒的方式則面臨著預制拼裝式結構連接形式多樣,需要大量試驗成本的投入。

此外,半灌漿套筒失效模式之一便是帶肋鋼筋犁刮式拔出,造成這種現象的主要原因便是鋼筋界面發生灌漿料斷裂破壞,這樣的破壞形式并未有效發揮灌漿料優異的抗壓性能。因此,提出一種將錨固板與灌漿錨固端鋼筋焊接結合的方式,達到增加鋼筋與灌漿料之間機械咬合力的目的(圖3),這一方式更具有一定的普遍適用性。通過ABAQUS建立相關有限元模型,對帶錨固板半灌漿套筒力學性能變化進行分析。

1 試驗概況

為驗證利用ABAQUS建立的有限元模型中材料本構及邊界條件的正確性,選取文獻[14]中GS14A1-1,2,3三組單調拉伸試驗結果進行對比。試驗所用半灌漿套筒具體參數見圖4。

圖4 試驗用半灌漿套筒具體參數(單位:mm)Fig.4 Specific parameters of half grouted sleeve for test

其中,半灌漿套筒選用45號鋼材與14 mm鋼筋連接,材料試驗參數見表1、表2。

表1 灌漿料強度 MPaTab.1 Grouting material strength value

表2 套筒及鋼筋材料性能Tab.2 Material properties of sleeve and steel bar

2 有限元模型

2.1 套筒與鋼筋本構

因本文模擬單調拉伸,不考慮包辛格效應引起的剛度退化,因此,套筒采用雙折線強化模型[16],如圖5所示。

圖5 雙折線強化模型Fig.5 Double-line hardened model

鋼筋采用Esmaeily-Xiao模型[17],如圖6所示。

圖6 Esmaeily-Xiao模型Fig.6 Esmaeily-Xiao model

2.2 灌漿料本構模型

因灌漿料與混凝土材料性能相似,且灌漿料尚無成熟的本構模型,故灌漿料本構模型采取丁-余混凝土本構模型[18-19]。

丁-余混凝土軸壓本構關系為

(1)

式中,ε0為混凝土受壓曲線峰值所對應的壓應變;fcu為混凝土立方體抗壓強度標準值;fc為混凝土軸心抗壓強度標準值;A1為上升段參數;α1為下降段參數。

丁-余混凝土軸拉關系為

(2)

其中,εtp為混凝土受拉曲線峰值所對應的拉應變;ft為混凝土軸心抗拉強度標準值;A為上升段參數;α為下降段參數。

同時,灌漿料考慮塑性損傷[20],塑性損傷模型引入塑性損傷因子,考慮材料剛度折減,能夠很好地模擬混凝土的損傷退化,塑性損傷模型如圖7所示。

圖7 混凝土塑性損傷模型Fig.7 Damaged concrete plasticity model

對于損傷因子的定義,采用Sidoroff能量等效法理論計算[6],如式(3)所示。

(3)

式中,d為損傷因子(受拉狀態時表示為dt、受壓狀態時表示為dc);σ為受拉或受壓時的應力;ε為受拉或受壓時的應變;E0為原點切線模量。

2.3 單元選擇與網格劃分

所研究的模型為典型軸對稱模型,為提高運算速度,選取連接件母面進行軸對稱建模分析,選用四結點雙線性軸對稱四邊形減縮積分單元CAX4R,單元劃分如圖8所示。

圖8 軸對稱有限元模型母面網格劃分Fig.8 Meshing of base surface of axisymmetric finite element model

2.4 接觸類型與邊界條件

對套筒、灌漿料之間采用綁定接觸,鋼筋、灌漿料之間考慮黏結滑移,通過在鋼筋-灌漿料界面設置非線性彈簧Spring2單元[21]進行實現,Spring2單元如圖9所示。彈簧剛度采用GB50010—2010《混凝土結構設計規范》(2015版)[16]附錄C.3中鋼筋-混凝土黏結滑移本構關系確定。

圖9 Spring2單元示意Fig.9 Schematic diagram of Spring2 element

3 有限元模型結果驗證

利用ABAQUS軟件按前文所述材料本構及邊界條件進行有限元模擬,半灌漿套筒連接件的有限元模型破壞形式與試驗結果一致,均為鋼筋斷裂破壞,如圖10所示。

圖10 有限元模型破壞形式(單位:MPa)Fig.10 Failure form of finite element model

從應力-應變曲線、屈服強度與極限強度方面對半灌漿套筒試件模型及試驗進行對比驗證,如圖11所示。從圖11發現,有限元分析結果與試驗實測曲線在線彈性階段與強化階段走勢幾乎一致,且屈服強度與極限強度都較好地符合試驗實測。其中,在有限元模擬試件達到極限強度后,模擬試件的“頸縮”斷裂階段發生的應變比試驗試件略小,其原因與鋼筋材料本構和試驗鋼筋材性之間的誤差有關。同時,這兩者之間誤差由于試驗中試件存在受網格劃分、有限元特性等因素影響,總體來看試件應力-應變曲線較為一致。

圖11 半灌漿套筒試件驗證與對比Fig.11 Verification and comparison of half grouted sleeve specimens

通過模型與試驗結果對比可知,有限元模型在材料本構及邊界條件設置方面的正確性得以驗證,因此,以上有限元模擬所用本構關系及邊界條件可以較好地進行半灌漿套筒試驗模擬。

4 帶錨固板半灌漿套筒有限元模擬

以上述材料本構關系以及邊界條件,選用某預制裝配式橋墩所用GTZG4型號半灌漿套筒、HRB400鋼筋及90 MPa灌漿料進行試驗模擬。

4.1 半灌漿套筒尺寸

GTZG4型號半灌漿套筒尺寸見圖12,其中,L為套筒總長度,D為套筒外徑,d為套筒內徑,t為套筒壁厚,L1為鋼筋的灌漿錨固端長度,L2為鋼筋的螺紋端錨固長度,套筒詳細參數如表3所示。

表3 半灌漿套筒詳細尺寸 mmTab.3 Detail dimension of half grouted sleeve

圖12 半灌漿套筒細部尺寸Fig.12 Detail dimension of half grouted sleeve

4.2 有限元模型分組

主要考慮鋼筋直徑、錨固板數量及尺寸等因素建立不同的有限元模型并進行分組,試件分組如表4所示。

表4 有限元模型類型組Tab.4 Type groups of finite element model

5 有限元結果對比與分析

5.1 不同錨固長度下力學性能分析

為研究增加錨固板對不同錨固長度情況下半灌漿套筒連接件的力學性能影響,選取同一直徑下錨固長度分別為6d、8d、10d(d為鋼筋直徑)3種錨固長度的6個連接件,其荷載-位移曲線如圖13所示。從圖13中可以得出如下結論。

圖13 不同錨固長度類型組荷載-位移曲線Fig.13 Load-displacement curves of groups with different anchorage length types

(1)φ22 mm鋼筋連接件DL-22-0-6d在線彈性階段的伸長位移為1.72 mm;DL-22-0-8d在線彈性階段的伸長位移為1.45 mm;DL-22-0-10d在線彈性階段的伸長位移為1.3 mm,帶錨固板的3個連接件在線彈性階段末端的伸長位移幾乎一致,為0.9 mm。由此可見,增加錨固板能夠有效限制連接件在線彈性階段的位移。

(2)連接件DL-22-0-6d在荷載達到136.87 kN時,喪失黏結力,首先發生鋼筋拔出現象,此時連接件仍處于彈性階段;連接件DL-22-0-8d在荷載達到184.33 kN時,也發生鋼筋拔出現象。連接件DL-22-0-6d破壞形式如圖14所示,可以看出,因為鋼筋的拔出,鋼筋-灌漿料之間的彈簧單元也發生較大伸長變形,與鋼筋連接的一端被帶出套筒腔體外。

圖14 鋼筋拔出破壞形式(單位:MPa)Fig.14 Failure form of steel bar pulling out

(3)鋼筋拔出的兩個連接件DL-22-0-6d、DL-22-0-8d在增加錨固板后為連接件DL-22-1-6d、DL-22-1-8d,對于錨固長度為6d、8d這兩組連接件均由之前發生鋼筋拔出破壞變為鋼筋斷裂破壞。由此可知,增加錨固板使連接件的機械咬合能力得到較好地提高,這使得連接件中較為薄弱的鋼筋-灌漿料之間的連接能力得到增強,從而使得連接件能夠有效發揮鋼筋抗拉性能,避免了鋼筋拔出性能的浪費以及連接件過早破壞。

(4)對于連接件DL-22-0-10d、DL-22-1-10d,在增設錨固板后,線彈性階段的位移減少0.4 mm。在后續強化階段,因為相對足夠的錨固長度已經使得鋼筋避免了拔出破壞的情況,兩個連接件的性能此時取決于鋼筋的材性,因此,兩個連接件的荷載-位移曲線在破壞形式、屈服強度、極限強度方面都保持一致。

5.2 不同鋼筋直徑下力學性能分析

為研究增加錨固板對不同鋼筋直徑情況下半灌漿套筒連接件的力學性能影響,選取錨固長度為370 mm的3種鋼筋直徑6個連接件,其荷載-位移曲線見圖15。

圖15 不同鋼筋直徑類型組荷載-位移曲線Fig.15 Load-displacement curves of groups with different steel bar diameter types

從圖15可以可以得出如下結論。

(1)對于18,20,22 mm三種直徑鋼筋的連接件屈服強度分別為101.48,125.42,151.59 kN,極限強度分別為129.77,159.53,193.70 kN。在370 mm錨固長度情況下,3種直徑的連接件在增加單個錨固板后,屈服強度和極限強度未發生明顯變化,這是因為這三組連接件破環形式均為鋼筋斷裂,決定半灌漿套筒連接件強度的是鋼筋強度。

(2)對于18,20,22 mm三種直徑鋼筋的連接件,增加錨固板前的線彈性階段伸長位移分別為1.00,1.12,1.17 mm,可見鋼筋-灌漿料之間的相對滑移與鋼筋直徑存在正相關的關系。

(3)對于18,20,22 mm三種直徑鋼筋的連接件,增加錨固板后的線彈性階段伸長位移分別為0.93,0.96,0.98 mm,分別限制了0.07,0.16,0.19 mm的位移,可見隨著鋼筋直徑增大,增加錨固板對相對位移的限制效果更加明顯。

(4)對于(2)、(3)現象的主要原因是較小直徑鋼筋所能承受的極限荷載與灌漿料所能提供的最大黏結強度比值相對較小,在連接件受拉時,連接件所受荷載還未使得黏結強度發生退化出現黏結失效現象,便已使得較小直徑的鋼筋發生斷裂。隨著鋼筋直徑增大,鋼筋本身能夠承受更大的荷載作用,在荷載的作用下,黏結強度發生退化,因此較大直徑鋼筋的連接件發生的位移更加顯著。故對于位移的限制,在增加錨固板后,較小直徑鋼筋的連接件效果并沒有較大直徑鋼筋的連接件效果明顯。

5.3 灌漿料塑性損傷分析

以DL-20-0-370、DL-20-1-370類型組承載能力極限狀態時灌漿料損傷情況為例,圖16(a)、圖16(b)為增加錨固板前后灌漿料受拉塑性損傷云圖,圖16(c)、圖16(d)為增加錨固板前后灌漿料受壓塑性損傷云圖。

圖16 灌漿料塑性損傷云圖Fig.16 Plastic damage cloud picture of grouting material

從圖16可以可以得出如下結論。

(1)圖16(a)、圖16(c)為不帶錨固板半灌漿套筒軸向拉伸結果,可以看出,拔出過程中鋼筋-灌漿料界面附近的壓應力在徑向方向迅速轉變為拉應力。

(2)比較圖16(a)、圖16(b)可以看出,灌漿料的拉伸損傷在增加錨固板后由斜向分布轉變為橫向分布。斜向分布是因為鋼筋界面黏結作用產生的切向應力與徑向應力對灌漿料產生了剪切效果。

(3)圖16(c)為在不帶錨固板情況下,灌漿料在鋼筋-灌漿料界面附近發生受壓損傷,遠離界面附近的灌漿料幾乎沒有發生受壓損傷,可以看出,鋼筋與灌漿料之間的黏結作用范圍十分有限,造成灌漿料性能上的浪費,同時也使得連接件出現鋼筋犁刮拔出現象。

(4)圖16(d)為帶錨固板進行軸向拉伸,灌漿料的受壓損傷現象在鋼筋-混凝土界面有了較好地改善,同時錨固板因為承壓面的存在,使得遠離界面的灌漿料也得以發揮富余的抗壓性能。

5.4 鋼筋應力分析

選取錨固長度為370 mm的6個連接件達到極限強度時刻的軸向應力進行分析,應力采集點位置如圖17所示,鋼筋應力與采集點位置關系如圖18所示。

圖17 鋼筋應力采集點布置Fig.17 The layout of collection points of steel bar stress

圖18 鋼筋應力分布Fig.18 Stress distribution of steel bar

將圖18中6組數據分為無錨固板組及帶錨固板組,對兩組數據的1～6號應力數據分別進行線性并置擬合,無錨固板組結果見式(4),帶錨固板組結果見式(5)。

y=1.19x+13.60(R2=0.99)

(4)

y=0.29x+4.20(R2=0.83)

(5)

其中,擬合函數的斜率代表1～6號位置點范圍內的鋼筋應力趨勢。

由圖18及擬合結果可知:(1)在連接件受到相同力情況下,無錨固板的連接件隨著采集點位置的增大,鋼筋應力逐漸增大;(2)增設錨固板發揮了錨固板承壓的作用,與無錨固板組相比,帶錨固板組的錨固板左側鋼筋應力減小75.6%。

6 結論

通過采用ABAQUS軟件,考慮黏結滑移及塑性損傷對帶錨固板半灌漿套筒進行有限元模擬,得到半灌漿套筒連接件類型組的荷載-位移曲線、灌漿料塑性損傷情況以及鋼筋應力情況,主要結論如下。

(1)非線性彈簧單元可以較好地模擬鋼筋拉拔試驗,塑性損傷模型也能很好地反映灌漿料損傷情況。

(2)鋼筋錨固長度的增加意味著黏結強度變大,因此半灌漿套筒連接件的伸長位移隨之減小。

(3)通過對錨固長度為370 mm的試驗組結果進行機理分析可知,連接件的伸長位移與鋼筋直徑成正比,且增加錨固板后,錨固板對位移的限制效果也隨鋼筋直徑增大而更加明顯。

(4)增加錨固板使得遠離鋼筋界面的灌漿料發揮抗壓性能,同時錨固板發揮承壓作用,使錨固板左側鋼筋應力減小了75.6%。

(5)帶錨固板半灌漿套筒連接件的極限承載力在6d(d為鋼筋直徑)情況下由136.87 kN提升至193.86 kN,在8d情況下由184.33 kN提升至193.86 kN,均避免了鋼筋拔出破壞,達到了錨固需求,為縮短灌漿段長度、優化套筒尺寸提供了方向。

增加錨固板方法對于半灌漿套筒性能的提升具有一定的通用性,但其規律仍需更多的參數控制加以了解。