大直徑無縫鋼管全灌漿套筒的力學性能

趙 軍，周子翔，朱銀紅

(桂林理工大學 a. 廣西工程結構與建筑節能重點實驗室，b. 土木與建筑工程學院，廣西桂林 541004)

為了進一步推動我國裝配式建筑的發展，許多學者采用成本較低的無縫鋼管制成新型灌漿套筒作為裝配式建筑各構件間鋼筋的連接方式，并開展了大量的研究。陳項南[1]研究了一種由無縫鋼管制作的新型灌漿變形套筒接頭在單向拉力作用下的結構性能，結果表明，套筒應變分布與套筒內腔結構相關，在無肋段和變形段表現出不同的規律。鄭永峰等[2]利用普通無縫鋼管，通過冷滾壓工藝加工了一種新型鋼筋連接用灌漿套筒，通過反復拉壓試驗及單向拉伸試驗，研究套筒的連接結構性能，結果表明，相比于直接拉伸試件，接頭經過反復拉壓循環加載后，鋼筋極限黏結強度降低約10%。秦童[3]以套筒中鋼筋的錨固長度作為變量，對無縫鋼管灌漿套筒進行接頭拉拔試驗，結果表明，直徑為20 mm的鋼筋的錨固長度應至少大于150 mm。鄭永峰[4]設計一種新型變形灌漿套筒，通過試驗分析了套筒的應變發展規律、約束機理及約束應力分布。王寧等[5]采用普通無縫鋼管為基本材料，設計一種內部有螺紋或浮銹的新型鋼筋連接用半灌漿套筒，研究了接頭在靜力拉伸、往復荷載下的承載能力。溫旺周[6]設計2種簡易鋼筋接頭，其中一種采用無縫鋼管，分析了鋼筋接頭的受力性能。朱萬旭等[7-8]探討了灌漿套筒的尺寸，以及如何確定灌漿管和排漿管的位置。黃遠等[9]研究了鋼筋的對中問題對半灌漿套筒的力學性能影響。Einea等[10]設計了4種無縫鋼管灌漿套筒，試驗結果表明，當套筒接頭抗拉強度為鋼筋屈服強度標準值的1.25倍及以上時，力學性能較好。Ling等[11-13]全面研究了WBS (welded bar sleeve)和THS (tapered head sleeve)這2類套筒的受拉力學性能，結果表明，套筒的集合構造對套筒內部的約束機理有顯著的影響。

目前對無縫鋼管的研究大多集中在直徑小于25 mm的鋼筋和套筒上。本文共設計了10組直徑為40 mm的鋼筋接頭試件進行單向拉伸試驗，并結合數值模擬分析不同因素對套筒灌漿接頭力學性能的影響。

1 試件

1.1 試件設計及制作

為了研究試件參數變化對灌漿套筒接頭力學性能的影響，選用Q345型圓鋼管，長度分別為640、700 mm，壁厚分別為10、8 mm，經冷軋制成新型灌漿套筒，材料性能應滿足行業標準JG/T 398—2012《鋼筋連接用灌漿套筒》[14]要求。

共設計10組鋼筋直徑為40 mm的試件，每組2根試件，試件編號分別為640-10-6、640-10-7、640-10-8、640-8-8、640-10-6、700-10-6、700-10-7、700-10-8、700-8-6、700-8-8。以試件編號640-10-6-01為例說明試件編號的含義如下：640為試件的總長度，mm；10為試件的壁厚，mm；6為1/2試件的加肋個數；01為同一種試件的第1組試件。以此類推。

1.2 材料力學性能

主要材料包括：圓鋼管，Q345型；鋼筋，牌號為HRB400，直徑為40 mm；灌漿料，優固特砼，TT-100型，深圳現代營造有限公司提供。具體材料力學性能如表1、2所示。

表1 Q345型圓鋼管和HRB400鋼筋的材料力學性能

表2 TT-100型灌漿料的材料力學性能

1.3 加載方式

加載過程分為3個步驟： 1)拉應力加載速率為2 MPa/s，加載至鋼筋極限強度的70%； 2)緩慢卸載； 3)位移加載速率為0.2 mm/s，加載至鋼筋斷裂或鋼筋拔出。

2 結果與分析

2.1 破壞形態

試件640-10-6、640-8-6的破壞形態為鋼筋拔出破壞，承載力分別為736、745 kN，破壞時的位移分別為96、103 mm。試件破壞經歷了4個階段：第1個階段為彈性階段，荷載-位移曲線呈線性上升，此時套筒和灌漿料形成受壓狀態，灌漿料開始產生微裂縫。第2個階段為屈服階段，此時隨著位移的增大，荷載沒有明顯變化。第3個階段為強化階段，試件經歷屈服階段后，由于試件在塑性變形過程中不斷強化，因此抗力不斷增大，此時套筒與灌漿料已充分形成擠壓狀態，在荷載達到約740 kN時，端部灌漿料和鋼筋沿著套筒邊緣被一起拔出，灌漿料的裂縫進一步開展。第4個階段，試件進入頸縮階段，變形迅速增大，應力減小，此時灌漿料破碎。

除試件640-10-6、640-8-6外，其余試件的破壞形態均為鋼筋拉斷破壞，同樣也歷經4個階段，其中第1、2個階段與鋼筋拔出類似，但是在進入強化階段后，隨著荷載的不斷增大，鋼筋受拉屈服后試件產生較大變形，應力達到抗拉強度后，鋼筋的橫截面急劇減小，端部灌漿料出現劈裂破壞，并進入縮頸階段，直至鋼筋拉斷。

2.2 套筒長度對荷載-位移曲線的影響

圖1所示為不同套筒平滑段長度時的荷載-位移曲線。從圖中可以看出，除試件640-8-6、640-10-6的破壞形態為鋼筋拔出破壞外，其他試件的破壞形態均為鋼筋拉斷破壞。試件640-8-6的極限抗拉荷載為743 kN，而試件700-10-6的極限抗拉荷載為767 kN。在彈性階段，其余試件的荷載-位移曲線基本重合，荷載-位移曲線呈線彈性增長，當位移達到約為30 mm時，試件屈服。在進入強化階段后，長度為700 mm的試件的極限位移均小于長度為640 mm的試件的極限位移。

2.3 套筒壁厚對荷載-位移曲線的影響

圖2所示為不同套筒壁厚時的荷載-位移曲線。由圖可知，圖2(b)中試件700-10-8、700-8-8的荷載-位移曲線差別較大。雖然這2組試件的屈服荷載較接近，但是試件700-10-8比試件700-8-8更早進入屈服階段。試件進入強化階段后，試件700-10-8的荷載大于試件700-8-8的荷載。進入頸縮階段后，隨著位移的增大，荷載逐漸減小，最后試件被拉斷，試件破壞。圖2(c)中試件640-10-6、640-8-6的破壞形態均為鋼筋拔出破壞，這2組試件的荷載-位移曲線在進入屈服階前幾乎一致，在強化階段后，試件640-10-6的承載力略大于試件640-8-6的承載力，極限承載力分別為745、739 kN。由圖2(a)、(b)可知，壁厚為10 mm的試件承載力略大于厚度為8 mm的試件承載力，對灌漿料的約束更好。

(a)試件700-10-7、 640-10-7(b)試件640-8-6、 700-8-6(c)試件640-8-8、 700-8-8(d)試件640-10-6、 700-10-6(e)試件640-10-8、 700-10-8640-10-6-01—試件編號,其中640為試件的總長度,mm;10為試件的壁厚,mm;6為1/2試件的加肋個數;01為同一種試件的第1組試件;以此類推。圖1 不同套筒平滑段長度時的荷載-位移曲線

(a)試件640-8-8、 640-10-8(b)試件700-10-8、 700-8-8(c)試件640-10-6、 640-8-6(d)試件700-8-6、 700-10-6640-10-6-01—試件編號,其中640為試件的總長度,mm;10為試件的壁厚,mm;6為1/2試件的加肋個數;01為同一種試件的第1組試件;以此類推。圖2 不同套筒厚度時的荷載-位移曲線

2.4 套筒加肋個數對荷載-位移曲線的影響

圖3所示為不同套筒加肋個數時的荷載-位移曲線。由圖3(a)中可知，3組試件的破壞形態均為鋼筋拉斷破壞，并且3組試件的屈服荷載和極限荷載基本相同。由圖3(b)中可知，相對于長度為700 mm的試件，長度為600 mm的試件對灌漿料的約束偏小，此時加肋個數對試件的荷載-位移曲線影響較顯著。3組試件的荷載-位移曲線差別較大，進入強化階段以后，試件640-10-8的承載力均大于試件640-10-7、640-10-6的，極限位移則相反。

3 有限元數值模擬分析

3.1 模型材料參數

1)灌漿料。采用混凝土損傷塑性(CDP)模型模擬灌漿料。CDP模型中的膨脹角為30°，偏心率為0.1，雙軸極限抗壓強度與單軸極限抗壓強度的比值為1.25，黏性參數為0.000 5。

采用CDP模型需對該模型的應力-應變曲線進行合理地截斷，根據文獻[15]中得出的結論，混凝土受壓曲線材料輸入時的截斷應變值建議取為峰值應力對應的應變的3倍。

2)鋼筋。模型所用牌號為HRB400的鋼筋的本構關系選用二折線模型。在彈性階段，鋼材以彈性模量為斜率線性達到屈服點。在強化階段，以彈性模量的1%作為第2段的斜率上升到極限點。

3)套筒。在試驗中，套筒均未產生較大變形，因此灌漿套筒采用理想彈塑性模型。

3.2 模擬套筒連接

由于灌漿套筒與灌漿料之間接觸面積大，實際工程中灌漿套筒與灌漿料連接的接觸面應力較小，因此采用綁定(tie)連接方式；對于鋼筋與灌漿料的連接，本文中采用基于面的黏性行為(surface-based cohesive)對鋼筋與灌漿料之間的黏接滑移進行模擬。

(a)試件700-10-6、 700-10-7、 700-10-8(b)試件640-10-6、 640-10-7、 640-10-8640-10-6-01—試件編號,其中640為試件的總長度,mm;10為試件的壁厚,mm;6為1/2試件的加肋個數;01為同一種試件的第1組試件;以此類推。圖3 不同套筒加肋個數時的荷載-位移曲線

3.3 模擬結果與試驗結果對比

通過對10組試件的荷載-位移曲線分析可知，試件700-10-8的力學性能最好，因此本文中僅對該試件的模擬結果與試驗結果進行對比分析，結果如圖4所示。從圖中可以看出，在彈性階段，模擬曲線與試驗曲線基本吻合，試件達到屈服后，模擬結果稍小于試驗結果。由于鋼筋的材料屬性采用雙折線模型，因此沒有頸縮階段。試驗結果的極限承載力為762 kN，模擬結果的極限承載力為757 kN。

700-10-8—試件編號，其中700為試件的總長度， mm；10為試件的壁厚，mm；8為1/2試件的加肋個數。圖4 試件700-10-8的模擬與試驗荷載-位移曲線

圖5所示為試件700-10-8的Mises應力分布云圖。從圖中可以看出，模擬結果的最大Mises應力為603 MPa。

模擬結果偏小的原因如下： 1)有限元軟件ABAQUS模擬鋼筋、灌漿料、套筒之間的接觸面作用與實際情況存在一定的誤差； 2)有限元軟件ABAQUS中CDP模型的側向約束能力較實際情況較差； 3)灌漿料具有無收縮、微膨脹的性質，導致灌漿料凝固后對套筒施加預壓力，增大了套筒與灌漿料之間的黏結力，在模擬過程中沒有體現出來。

700-10-8—試件編號，其中700為試件的總長度，mm； 10為試件的壁厚，mm；8為1/2試件的加肋個數。圖5 試件700-10-8的Mises應力分布云圖

4 結論

本文中研究了大直徑無縫鋼管全灌漿套筒的力學性能，以套筒的長度、壁厚、加肋個數為變量，對鋼筋直徑為40 mm的無縫鋼管灌漿套筒進行單向拉拔試驗，并將試驗結果與數值模擬結果進行對比分析，得到以下結論：

1)通過增加無縫鋼管套筒平滑段長度能小幅增大承載力。

2)壁厚為10 mm的構件承載力略大于壁厚為8 mm的，對灌漿料的約束更好，確在實際工程中，當套筒的承載能力相同時，應選取壁厚較大的套筒。

3)以加肋個數為變量的3種試件的荷載-位移曲線較接近，加肋個數為8的構件與灌漿料的黏結力更好，承載能力較好，受力更合理。

4)利用有限元軟件ABAQUS進行模擬鋼筋灌漿套筒時，所得的荷載-位移曲線與試驗值在誤差允許范圍內吻合，說明了基于ABAQUS軟件建立模型并進行接頭靜力拉拔力學性能分析的可行性。