基于數值計算的灌漿套筒受拉性能研究 ①

陳曉磊, 魏奇科, 劉赫凱, 王振強, 寥小輝

(中冶建工集團有限公司，重慶 400080)

0 引 言

鋼筋套筒灌漿技術通過在套筒灌漿口部位灌入高強漿料依靠漿料的高強性有效傳遞預制構件間鋼筋軸力，提高裝配式建筑的整體性[1]。目前國內外研究者已開展鋼筋套筒的研究工作，研究成果主要歸納為以下幾點：(1)鋼筋軸線的相對偏差將對套筒受力造成影響，形成偏心力。影響鋼筋與套筒間的有效連接性，造成局部漿料壓潰失效[2]。(2)灌漿料質量對套筒連接性能造成顯著影響，其填實度將影響套筒連接能力[3,4]。(3)套筒錨固性隨套筒直徑減少而增加，隨錨固長度增加而增大[5]。(4)文獻[6,7]試驗發現，采用套筒與鋼筋間產生的握裹力提供滑移阻力將容易造成脆性滑移破壞。以往研究已對特定類型套筒的錨固強度、偏心受力及滑移等方面展開研究。然而，套筒構造多樣，受力性能存在差異，對整體質量造成不同影響。為此文中選取幾類典型構造形式的套筒進行數值計算，根據計算結果并結合現有標準給出受力特性較好的幾類套筒，為實際工程套筒的選擇提供依據。

1 數值模型的建立及驗證

此次模擬計算以尺寸及外形為變量設計了四種類型共35個套筒以研究材料特性、套筒外形及約束作用等對受力特性的影響。

1.1 模型設計

根據我國裝配式建筑套筒使用情況此次模擬的四類套筒(A類、B類、C類及D類)連接件，鋼筋等級為HRB400級，直徑為16mm，套筒屈服強度250MPa。幾何形式詳見圖1所示；圖中A類套筒外徑均為43mm，A-1，A-2壁厚分別2mm，4.5mm；B類套筒外徑65mm，壁厚4.5mm，以連接鋼筋設置螺帽、套筒內壁布置鋼筋及套筒側壁設置灌漿孔為參數變量進行分析；C類套筒，壁厚4.5mm，以連接鋼筋螺紋長度，端頭螺帽，套筒寬度及長度為變量進行參數分析；D類套筒設計成為矩形截面，3mm厚扣環從距套筒上、下兩端20mm，50mm及100mm的位置插入套筒，與灌漿料形成咬合提供鋼筋的抗滑移力。

1.2 有限元模型建立

選用大型非線性有限元軟件ANSYS對上述試件進行軸向拉力作用下的有限元模擬。灌漿套筒采用理想彈塑性二折線本構，彈性模量2.00×105MPa，屈服強度為250MPa，泊松比取0.3；鋼筋本構選用理想三折線模型，彈性模量2.00×105MPa，泊松比0.3，屈服強度400MPa，硬化強度0.05；灌漿料采用各向同性材料模型，由于缺少相關本構，參考單軸受壓應力-應變混凝土材料[8]，如式(1)、(2)。

(1)

ε0=2fg/Eg

(2)

式中fg為灌漿料抗壓強度，Eg為灌漿料彈性模量，σ為灌漿料壓應力，ε為灌漿料壓應變。

圖1 試件詳圖

選用William-Warnke準則作為灌漿料破壞準則。漿料選用solid65單元，套管及鋼筋采用適合延性材料的solid85單元建立。漿料、套筒及鋼筋之間的相互作用采用接觸單元進行分析。各部件按實際尺寸建模，并賦予各材料相應材性，最后網格劃分完成建模。

1.3 數值模型有效性驗證

為驗證數值模型有效性分別選取文獻[9],[1]中的試件GB-D25-1，HRB400-16，HRB400-20及HR500-16進行建模計算。力-位移曲線計算結果如圖2所示。

圖2中，在軸力作用下套筒連接件數值模型與試驗的力-位移曲線存在一些偏差，但總體吻合良好。由于在建模過程中鋼筋及套筒采用未考慮下降段的本構模型建立，因此模擬結果未出現下降段。達到峰值荷載時由于鋼筋與漿料之間產生相對滑移，滑移機理較為復雜，選用模型與實際情況存在一定偏差，因此峰值偏差最大達到5%，平均2.5%。但總體在可接受范圍內。

圖2 力-位移曲線計算結果對比

圖3 力-位移計算曲線

2 參數化計算分析

通過參數分析，應用力-位移曲線及力分布情況對比各類連接件的總體受力性能。

2.1 力-位移曲線

圖3展示了文中A、B、C、D三類套筒幾組典型試件連接件在軸力作用下的力-位移變化曲線。圖中除C類套筒連接件外，其余連接件均表現出良好的變形能力。這是因為C類套筒連接件內部構造相對復雜，相比其他3類套筒灌入的漿料相對較少，導致受拉過程中漿料應力更為集中，加速灌漿料的破壞。其余3類套筒力-位移曲線與普通受拉鋼筋類似，加載初期階段拉力快速增加，變形相對較少，隨著荷載的不斷增加，出現明顯的屈服拐點，隨后連接件進入屈服狀態，拉力進入緩慢增長階段，變形不斷增加。下節將對A，B，D三類套筒連接件發生屈服后各構件受力性能做總體評價。

2.2 受拉特性對比

依據圖4計算結果，提取A，B，D三類連接件屈服時刻及塑性階段關鍵數據均值進行對比分析(見表1)。表中C類連接件屈服強度平均值大于A類、B類連接件，對應屈服位移也較大。表明C類套筒彈性范圍較大，在地震往復作用下進入塑性階段相比A、B類較晚，塑性程度較淺。A類套筒峰值承載力均值較B類、C類連接件均值承載力略高3.3%及6.4%，抵御大震作用力相對較好；此外A、B、C三類連接件強屈比分別為1.26、1.21及1.14，A類套筒強屈比最高且大于普通抗震鋼筋強屈比要求(1.25)，表明A類套筒在地震作用下進入塑性狀態時具有更多的余量耗散地震能量。此外A、B、C類套筒均表現出良好的變形能力，不易發生脆性破壞。由失效部位得知，除D類套筒連接件個別在套筒連接部位發生破壞失效，其余均在鋼筋部位發生失效，破壞模式固定，利于設計人員的分析，把控。

表1 計算結果對比

圖4 各判定指標頻數分布圖

3 可行性對比分析

根據《鋼筋套筒灌漿連接應用技術規程》[10]，ACI318[11]從軸向拉伸要求及結構構件對變形能力需求方面對上述A、B、D三類套筒的受拉性能進行分析。JGJ355-2015要求Pp/Pstk>1.15。Pp為灌漿套筒連接接頭拉力；Pstk連接鋼筋抗拉荷載標準值。

Pstk=fstk×Ab

(4)

式(4)中極限強度標準值fstk按《混規》[8]取值540N/mm2；

從變形角度評判，JGJ355-2015規定對中單向拉伸最大伸長率Asgk≥6%

此外根據ACI-318規定，套筒連接件峰值承載力對應強度fp與鋼筋屈服強度fy之比≥1.25，fp按連接件峰值承載力與鋼筋界面面積之比進行確定。

各類指標評判分析統計圖如圖4所示，圖4(a)可知Pp/Pstk≥1.15保證率達到61.58%其中A類連接件完全符合要求，B類連接件合格率達到61%，D類構件達到54.5%，對首次判定未合格連接件做進一步分析，三類試件合格率達88.4%，以峰值承載力為判定標準A，B，D類連接件合格率分別達100%，100%及72.7%。ACI-318為判定標準，總合格率100%；從Asgk看，除B-2，B-4外，所有連接件在峰值承載力所對應伸長率均滿足6%的要求，合格率達92.3%，而B類構件合格率為84.6%。由上述三項指標分析可知，A類連接件受拉性能最優、其次B類、C類連接件由于為矩形截面在受拉過程中容易出現應力集中現象，發生局部破壞影響受拉性能。此外，根據文獻[12]，在中低震作用下結構構件的位移延性系數δu/δy不得低于4.0，從圖5(d)得知各連接件延性系數大于4.0的標準，滿足結構在地震作用下的變形需求。A、B類套筒連接件更加符合結構受力性能的相關要求，利于質量控制。

4 結 語

文中對四中類型共35個鋼筋套筒連接件進行了軸力作用下的數值計算，依據計算結果結合相關規范對各類套筒的受力性能進行分析，得出以下結論：

(1)四類套筒中C類套筒由于內部構造復雜，螺紋突出，螺栓體積較大，套筒內部灌漿料體積相對較少，相同荷載作用下產生的應力水平更高，更易發生局部破壞，連接件的峰值承載力及變形性能相對較弱。

(2)A、B、D三類套筒連接件在軸向拉力作用下的力-位移曲線與單根受拉鋼筋材性特征相似，具有明顯的屈服點、平臺段以及強化段，表明在裝配式建筑中采用該種連接方式進行軸力傳遞，其效果近似等同于單根鋼筋的受拉特性。

(3)結合《鋼筋套筒灌漿連接應用技術規程》，ACI-318相關標準進行分析，A類套筒無論從承載力、變形能力等方面均符合相關標準；B類套筒合格率達84.6%而D類套筒僅為72.7%且存在連接部位失效的破壞模式，穩定性相對較差。