高溫后鋼筋套筒灌漿連接抗拉性能研究

舒 斌， 毛小勇

（蘇州科技大學(xué) 江蘇省結(jié)構(gòu)工程重點實驗室，江蘇 蘇州215011）

預(yù)制裝配式結(jié)構(gòu)擁有可持續(xù)、綠色環(huán)保、施工便捷高效、工業(yè)化程度高等優(yōu)點，應(yīng)用前景廣闊。 對于預(yù)制裝配式結(jié)構(gòu)來說，其核心和關(guān)鍵在于預(yù)制構(gòu)件之間的可靠連接。 套筒灌漿連接作為預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)中應(yīng)用相當(dāng)廣泛的一種鋼筋機械連接技術(shù)，最早起源于20 世紀60 年代美國Alfred A.Yee 博士[1]發(fā)明的用于鋼筋連接的NMB 套筒；經(jīng)過美國、日本建筑行業(yè)的有關(guān)人員對套筒不斷的研究與完善，套筒在使用過程中性能不斷提高，相應(yīng)技術(shù)日漸完善。 近年來，在國家大力支持下，我國有關(guān)標(biāo)準(zhǔn)與技術(shù)規(guī)程相繼出臺。 2015 年1 月，住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部正式發(fā)布《鋼筋套筒灌漿連接應(yīng)用技術(shù)規(guī)程》（JGJ355-2015），為其廣泛應(yīng)用提供了依據(jù)，推動了套筒灌漿連接技術(shù)在我國預(yù)制裝配式結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用。

目前，對于套筒灌漿連接節(jié)點性能的研究主要集中在常溫下，比如：谷凡[2]等人進行了套筒灌漿連接部件在軸向荷載作用下的模擬研究，分析了鋼筋、套筒與灌漿料三者的應(yīng)力分布，研究了三者之間的傳力方式。Jen Hua Ling[3]等人通過拉伸試驗測試了焊接鋼筋套筒和錐形頭套筒兩種類型套筒連接的灌漿接頭，發(fā)現(xiàn)套筒直徑越小，套筒所產(chǎn)生的約束能力越強，可以增強套筒連接件的粘結(jié)強度，從而提高連接的抗拉能力，同時表明通過主動增加約束，鋼筋錨固長度可以減小到鋼筋直徑的8 倍。 全球火災(zāi)事故頻發(fā)，對經(jīng)濟以及公共安全造成了重大的影響。 套筒灌漿連接不僅在火災(zāi)過程中存在失效的可能，在連接冷卻至常溫后，由于其所經(jīng)歷的高溫使得鋼筋灌漿料兩者之間的粘結(jié)力已有損傷，連接同樣存在失效的可能。 近年來，有關(guān)套筒灌漿連接高溫下及高溫后的受力性能受到越來越多學(xué)者的重視。 王國慶[4]對3 種不同鋼筋直徑、6 種不同試驗溫度條件下的54 個全灌漿套筒連接試件進行了高溫下拉伸試驗與有限元分析， 觀察了連接試件出現(xiàn)的破壞模式，獲得了試件極限荷載、鋼筋灌漿料兩者之間的粘結(jié)滑移關(guān)系等。 劉永軍[5]等人開展了其高溫后的抗拉性能試驗，研究發(fā)現(xiàn)高溫會降低灌漿料力學(xué)性能，進而影響連接的極限承載力。

為了較為全面地分析不同鋼筋直徑及不同溫度作用后套筒連接試件的受力性能，本文在三種鋼筋直徑（16 mm、20 mm、25 mm）以及六個不同溫度點（常溫、200 ℃、300 ℃、400 ℃、500 ℃、600 ℃）共計18 個套筒灌漿連接試件試驗結(jié)果的基礎(chǔ)上，對其高溫后抗拉性能進行有限元模擬和分析，可為進一步認識鋼筋套筒灌漿連接的受力性能及火災(zāi)后預(yù)制裝配式結(jié)構(gòu)節(jié)點的安全評估和加固提供基礎(chǔ)。

1 試驗概況

1.1 試件制作

套筒連接試件共包括三個部件：其一是鋼筋，等級為HRB400 級鋼筋；其二是灌漿料，為套筒連接專用灌漿料；其三是套筒，采用優(yōu)質(zhì)碳素結(jié)構(gòu)鋼制成。試件簡圖如圖1 所示，其中，L 為鋼筋段長度，L0為鋼筋錨固長度，L=480 mm。技術(shù)規(guī)程[6]規(guī)定，鋼筋錨固長度不宜小于鋼筋直徑的8 倍，實際制作時兩端鋼筋在套筒中直接對接即實際錨固長度取套筒長度的一半。

圖1 試件示意圖

試件采用編號Dxx-Txx 進行標(biāo)記，如D20-T200 表示鋼筋直徑為20 mm 的套筒灌漿連接在經(jīng)歷200 ℃高溫并自然冷卻至常溫后進行軸向拉伸試驗的試件。 試件共計18 個，具體參數(shù)如下表1 所列。

表1 試件參數(shù)表

1.2 升溫與加載制度

試驗總共分為升溫與加載兩個部分，升溫時以10 ℃/min 的速率加載至對應(yīng)溫度點后恒溫1 h，認為試件內(nèi)部均已達到相應(yīng)溫度，然后自然冷卻至常溫；加載時，考慮到高溫后灌漿料內(nèi)部存在初期損傷，采用位移進行加載，加載速度為5 mm/min。

1.3 試驗現(xiàn)象

在整個試驗過程中，所有套筒連接試件出現(xiàn)了兩種破壞方式，分別為套筒外鋼筋拉斷破壞（見圖2）、鋼筋灌漿料兩者之間的粘結(jié)滑移破壞，即鋼筋拔出破壞（見圖3）。D16-T600、D20-T500、D20-T600、D25-T500、D25-T600 等五個試件發(fā)生鋼筋灌漿料兩者之間粘結(jié)滑移破壞，其余試件均發(fā)生套筒外鋼筋拉斷破壞。

圖2 套筒外鋼筋拉斷破壞

圖3 鋼筋灌漿料粘結(jié)滑移破壞

1.4 荷載-位移曲線

圖4所示為三種直徑試件試驗所得荷載-位移曲線。 荷載-位移曲線同試件破壞模式一樣表現(xiàn)出兩類曲線，一類對應(yīng)于套筒外鋼筋拉斷破壞，試件與鋼筋拉伸試驗相同，先后經(jīng)歷了彈性段、屈服段、強化段、頸縮段，最終試件鋼筋被拉斷；另一類則對應(yīng)于鋼筋灌漿料兩者之間的粘結(jié)滑移破壞，試件在經(jīng)歷了彈性與屈服階段之后，在強化階段中期荷載驟降，但下降過程中滑移較小，在下降到一定力值后上下波動，此為試件殘余荷載。各直徑試件發(fā)生鋼筋灌漿料兩者相對滑移時對應(yīng)的溫度點有所不同，D16 試件在600 ℃發(fā)生粘結(jié)滑移破壞，而D20 試件與D25 試件則在500 ℃開始就已發(fā)生粘結(jié)滑移破壞。

圖4 各直徑試件荷載-位移曲線

2 模型建立

2.1 模型尺寸

共有三種不同直徑的試件，對應(yīng)三個有限元模型，模型各部件尺寸如表2 所列。

表2 模型尺寸 mm

2.2 材料參數(shù)

（1）灌漿料。 當(dāng)前，對于灌漿料應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系的研究尚未形成如混凝土一樣完善的模型，并無相應(yīng)理論公式，對于高溫后灌漿料性能的研究也相對缺乏。 因此在模擬時，將灌漿料等同于相同抗壓強度的混凝土，灌漿料抗壓強度實測值最低為92.6 MPa，同時考慮到高溫后灌漿料損傷的不確定性，有限元模擬時灌漿料抗壓強度取為80 MPa。高溫過火后混凝土的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系與所經(jīng)歷的最高溫度有關(guān)，而與升溫方式無關(guān)，其高溫作用后的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用陸洲導(dǎo)[7]等人提出的關(guān)于高溫過火后混凝土的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系模型，如圖5 所示。

（2）鋼筋。 張茂林[8]等人通過進行HRB400 級鋼筋高溫冷卻后試驗發(fā)現(xiàn)，在自然冷卻條件下，鋼筋的最高受火溫度在不超過600 ℃并自然冷卻后，其屈服強度、極限抗拉強度、斷后伸長率較常溫時變化很小，鋼筋斷面收縮率在600 ℃高溫冷卻后較常溫時降低也不超過10%，故在有限元模擬時，統(tǒng)一采用常溫時鋼筋的力學(xué)性能對模擬產(chǎn)生的影響不大。 由于發(fā)生鋼筋灌漿料粘結(jié)滑移破壞的套筒試件其破壞均發(fā)生在鋼筋的強化階段， 故鋼筋應(yīng)采用雙折線線性強化的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，如圖6 所示。

（3）全灌漿套筒。 套筒由優(yōu)質(zhì)碳素結(jié)構(gòu)鋼制成，故其高溫后的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系可按鋼筋常溫時考慮。

2.3 單元類型及網(wǎng)格劃分

在受力分析過程中，各部件單元類型為C3D8R，即三維八節(jié)點縮減積分實體單元，該單元類型對位移的求解結(jié)果較為精確且當(dāng)網(wǎng)格存在扭曲變形時對分析精度造成的影響不大。 在充分考慮求解精度及求解耗時的情況下，將鋼筋、套筒與灌漿料沿徑向均勻劃分為4 層，沿其端面圓周方向劃分為16 等分，三種部件沿長度方向則每隔10 mm 布一個種子。 各部件及整體的網(wǎng)格劃分如圖7 所示，鋼筋和灌漿料、灌漿料和套筒接觸面間節(jié)點一一對應(yīng)。

圖5 灌漿料應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系

圖6 鋼筋應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系

圖7 網(wǎng)格劃分（（a）：鋼筋；（b）：套筒；（c）：灌漿料；（d）：整體）

2.4 接觸及約束定義

在試件兩端分別設(shè)立一個參考點，兩個參考點分別與鋼筋端面進行耦合。 對其中一個參考點施加固定約束，模擬固定端。 對另一參考點施加軸向荷載，進而模擬荷載施加端。

試驗發(fā)現(xiàn)，灌漿料與套筒兩者之間并沒有發(fā)生粘結(jié)滑移而導(dǎo)致試件的破壞，加載前后保持較好的整體性，故灌漿料與套筒之間的約束定義為綁定約束（Tie），而經(jīng)歷溫度較高的套筒連接試件則出現(xiàn)了鋼筋灌漿料兩者之間的粘結(jié)滑移破壞，本文采用非線性彈簧單元考慮鋼筋灌漿料兩者之間的粘結(jié)滑移作用。 彈簧單元共有三個方向，節(jié)點對應(yīng)完畢后需在三個方向上輸入每個彈簧單元所受粘結(jié)力與鋼筋灌漿料兩者之間相對滑移的F-s 曲線。

在鋼筋長度方向，參考余瓊等人[9]關(guān)于帶肋鋼筋與套筒約束灌漿料間粘結(jié)性能的研究成果，以及吳昊[10]等人通過高溫后鋼筋混凝土粘結(jié)性能試驗得出的考慮溫度因素的粘結(jié)應(yīng)力-滑移本構(gòu)模型， 并進行適當(dāng)修正，從而確定沿鋼筋縱向非線性彈簧spring2 的F-s 曲線。在另外兩個方向，輸入的剛度與混凝土彈性模量數(shù)量級相同。 在網(wǎng)格劃分時，鋼筋節(jié)點與灌漿料節(jié)點一一對應(yīng)，防止彈簧單元產(chǎn)生變形的不協(xié)調(diào)。 沿鋼筋的圓周方向共建立了8 排彈簧，如圖8 所示。

圖8 彈簧單元

3 計算結(jié)果與分析

3.1 荷載-位移曲線對比

模型計算獲得的各溫度點荷載-位移曲線與試驗實際曲線對比如圖9 所示。

圖9 各溫度點試件荷載-位移（P-Δ）曲線對比

從圖9 可以看出：對于各不同溫度點下試件的荷載-位移曲線，彈性段模擬與試驗皆吻合較好，該段力值較小，還未達到鋼筋灌漿料兩者之間的極限粘結(jié)強度。 對于發(fā)生鋼筋拉斷破壞的試件，因為鋼筋應(yīng)用的是雙折線線性強化本構(gòu)模型，只有彈性段與強化段，模型試件在彈性階段后并沒有像試驗試件那樣出現(xiàn)屈服段，而是直接進入強化段。 同樣地，模型試件在達到極限承載力后，荷載-位移曲線即消失，并沒有出現(xiàn)頸縮階段。 模型試件在強化階段的荷載普遍低于試驗試件，其原因在于模型中鋼筋材性在強化階段開始至結(jié)束呈直線變化，不同于鋼筋實際材性在強化階段強度增速先快后趨于平緩的特點。 對于發(fā)生鋼筋灌漿料兩者之間粘結(jié)滑移破壞的5 個試件，模擬試件在強化階段中期的時候，鋼筋灌漿料兩者之間粘結(jié)強度達到最大值發(fā)生失效，荷載下降至試驗試件的殘余荷載，其趨勢與試驗結(jié)果吻合較好。 但在之后模型試件的荷載-位移曲線并沒有出現(xiàn)波動段，因為在定義鋼筋灌漿料兩者之間的非線性彈簧單元spring2 時，認為其荷載下降到殘余荷載后保持不變。

總體上看，模擬所得結(jié)果與試驗實際情況吻合較好，采用非線性彈簧單元spring2 也能較好地模擬鋼筋灌漿料兩者之間的粘結(jié)滑移作用。

3.2 極限荷載

模型計算所得試件極限荷載如圖10 所示。由圖可知D16 試件、D20 試件、D225 試件在較高溫度作用后，極限荷載都有明顯的下降，且各直徑試件極限荷載開始發(fā)生驟降的溫度點正好對應(yīng)該直徑試件開始出現(xiàn)鋼筋灌漿料兩者之間粘結(jié)滑移破壞的臨界溫度點。 而在之前的較低溫度下，除D16 試件極限荷載有所波動外，三種直徑試件雖有降低，但相比于發(fā)生鋼筋灌漿料粘結(jié)滑移破壞的試件，降低幅度并不明顯，因為在溫度不超過600 ℃并自然冷卻后，鋼筋強度基本不發(fā)生變化，高溫作用主要使灌漿料的性能及鋼筋灌漿料兩者之間的極限粘結(jié)強度發(fā)生劣化，在未達到鋼筋灌漿料兩者之間極限粘結(jié)強度，即未發(fā)生鋼筋灌漿料粘結(jié)滑移破壞時，試件極限承載力的大小主要由鋼筋的極限抗拉強度確定，不會存在明顯的下降。 進一步充分說明，高溫后鋼筋套筒灌漿連接發(fā)生套筒外鋼筋拉斷破壞或是鋼筋灌漿料兩者之間的粘結(jié)滑移破壞，取決于鋼筋極限抗拉強度和鋼筋灌漿料兩者之間極限粘結(jié)強度的相對大小。

圖10 各直徑試件極限荷載

3.3 應(yīng)力分布情況

以D20-T300 試件為例，該試件發(fā)生鋼筋拉斷破壞。由鋼筋軸向應(yīng)力分布圖11 可知，鋼筋實際斷裂位置（見圖12）正處于有限元模擬結(jié)果中鋼筋應(yīng)力最大的部位。 鋼筋位于套筒外部分的應(yīng)力較大，達到鋼筋極限強度，而位于套筒內(nèi)部的鋼筋通過界面粘結(jié)將部分拉力傳遞給了灌漿料，其應(yīng)力相對較低。 在套筒中部，兩鋼筋端部直接對接，在拉伸作用下，兩者之間無約束作用，鋼筋位于套筒最深處部分應(yīng)力幾乎為零。

灌漿料應(yīng)力主要為剪切應(yīng)力，其內(nèi)外剪切應(yīng)力分布如圖13 所示。 圖13（a）為灌漿料內(nèi)部與鋼筋粘結(jié)部分灌漿料應(yīng)力分布圖，灌漿料的剪切應(yīng)力主要集中在有彈簧單元定義的節(jié)點，最大應(yīng)力達十幾兆帕，與試驗計算所得灌漿料的極限粘結(jié)強度相近，其余處應(yīng)力較低。 圖13（b）為灌漿料內(nèi)部與套筒粘結(jié)部分剪切應(yīng)力，兩者界面定義為綁定約束Tie，剪切應(yīng)力分布均勻，介于2～4 MPa 之間。

套筒外部軸向應(yīng)力以及套筒中部位置為0，套筒外部軸線上對稱位置9 個點的軸向應(yīng)力分布如圖14 所示?？梢?，套筒軸向應(yīng)力從中部向兩端呈對稱分布，中部應(yīng)力最大且為拉應(yīng)力，向兩端逐漸遞減。鋼筋灌漿料兩者之間的滑移最早發(fā)生在套筒中部，滑移較大，當(dāng)滑移發(fā)展到套筒端部時已相當(dāng)微小，原先中部的拉應(yīng)力使套筒端部出現(xiàn)壓應(yīng)力。

圖11 鋼筋軸向應(yīng)力分布

圖12 鋼筋實際斷裂位置

圖13 灌漿料內(nèi)外剪切應(yīng)力分布（（a）為內(nèi)，（b）為外）

在受力全過程中，套筒始終處在彈性狀態(tài)，故套筒灌漿連接試件的套筒一般不會發(fā)生破壞，這與試驗情況一致。

圖14 套筒外部軸向應(yīng)力分布

4 結(jié)論

在高溫后拉伸試驗的基礎(chǔ)上， 采用非線性彈簧單元spring2 來模擬鋼筋灌漿料兩者之間的粘結(jié)滑移作用，模擬分析了高溫后套筒灌漿連接的抗拉性能，基于本文的分析結(jié)論如下：

（1）D16 試件在600 ℃之后、D20 試件和D25 試件在500 ℃之后發(fā)生鋼筋灌漿料兩者之間的粘結(jié)滑移破壞，對于發(fā)生此類破壞的試件，其極限荷載隨溫度的升高而下降。其余試件均發(fā)生鋼筋拉斷破壞，極限荷載下降幅度不大。

（2）采用非線性彈簧單元spring2 能夠有效模擬鋼筋灌漿料兩者之間的粘結(jié)滑移。

（3）套筒灌漿連接發(fā)生套筒外鋼筋拉斷破壞或是鋼筋灌漿料兩者之間粘結(jié)滑移破壞，取決于鋼筋極限抗拉強度與鋼筋灌漿料兩者之間極限粘結(jié)強度的相對大小。對于發(fā)生鋼筋拉斷破壞的試件，其連接受力性能主要受鋼筋材性的影響。

（4）鋼筋斷裂位置處于套筒外部分應(yīng)力較大位置，灌漿料內(nèi)表面應(yīng)力在非線性彈簧單元處較大，其外表面應(yīng)力分布均勻，套筒應(yīng)力對稱分布且在受力全過程始終處于彈性階段。