鍛壓式半套筒單向拉伸性能影響因素分析

宋 柳，白 蓉，馬海彬*，鄭志濤

(1.安徽理工大學(xué)土木建筑學(xué)院，淮南 232001；2.中國(guó)建筑第四工程局有限公司，廣州 510610；3.合肥建工集團(tuán)有限公司博士后工作站，合肥 230088)

鋼筋套筒灌漿連接主要應(yīng)用在各預(yù)制混凝土構(gòu)件接頭處，按照連接方式可分為全套筒灌漿連接和半套筒灌漿連接[1]。其中，相較于全套筒灌漿連接，半灌漿套筒有現(xiàn)場(chǎng)施工作業(yè)量小、施工效率高的優(yōu)點(diǎn)，在裝配式建筑中應(yīng)用更為廣泛。

近年來(lái)，不少中外學(xué)者對(duì)灌漿套筒連接進(jìn)行卓有成效的研究[2-5]。Sayadi等[6]研究了套筒長(zhǎng)度和錨固長(zhǎng)度等對(duì)試件的極限承載力的影響。Henin等[7]設(shè)計(jì)了內(nèi)表面帶螺紋的新型套筒，并通過(guò)試驗(yàn)與模擬結(jié)合進(jìn)行研究，得到套筒長(zhǎng)度為16倍鋼筋直徑時(shí)，試件極限承載力大于鋼筋極限承載力。王玲等[8]研究了灌漿套筒用于連接角縱筋的T形柱邊框架梁柱節(jié)點(diǎn)試件在水平地震作用下的破壞過(guò)程、承載力等。顏華等[9]將灌漿率作為影響因素對(duì)試件進(jìn)行研究,并提出了復(fù)灌的解決方法。在半套筒灌漿連接中，學(xué)者們對(duì)于套筒試件連接性能的影響因素進(jìn)行了大量研究，包括鋼筋直徑、鋼筋偏位、錨固長(zhǎng)度等[10-11]。文獻(xiàn)[12-15]通過(guò)試驗(yàn)研究了鋼筋偏位不同參數(shù)對(duì)于接頭力學(xué)性能的影響，并將有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果相對(duì)比，結(jié)果表明套筒性能良好，符合規(guī)范要求。陳建偉等[16]分析了不同偏心類(lèi)型對(duì)于半灌漿套筒偏心連接試件的受拉性能的影響，并進(jìn)行了數(shù)值模擬和參數(shù)分析。劉洋等[17]通過(guò)試驗(yàn)得出半灌漿套筒在相同條件下更優(yōu)于全套筒的結(jié)論。文獻(xiàn)[18-19]在試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，提出了半套筒連接單向拉伸下的本構(gòu)關(guān)系，并進(jìn)行了模擬與驗(yàn)證。

目前半灌漿套筒品類(lèi)繁多，結(jié)構(gòu)形式各異，針對(duì)性的理論研究成果較少且缺乏深入?；诖?，現(xiàn)設(shè)計(jì)出一種通過(guò)熱處理及冷鍛壓技術(shù)制作成的新型半灌漿套筒，該套筒外表面分布有環(huán)狀鍛壓槽，壓入部位呈八棱狀，相應(yīng)的內(nèi)表面有環(huán)狀凸起肋，可以增加套筒與內(nèi)部灌漿料和外部混凝土間的機(jī)械咬合力。通過(guò)試驗(yàn)研究和有限元分析相結(jié)合的方法全面分析鍛壓式新型套筒的連接性能，以判定新型套筒是否滿足規(guī)范要求，并為其在裝配式建筑中的使用提供理論依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

半灌漿套筒連接接頭試件采用鍛壓式半套筒、HRB400鋼筋及常溫型套筒灌漿料制作而成，鋼筋直徑分別為16 mm、20 mm。接頭試件中標(biāo)準(zhǔn)錨固長(zhǎng)度為8倍鋼筋直徑，每組均設(shè)置3個(gè)平行試件。此外，考慮到鋼筋偏心以及錨固長(zhǎng)度對(duì)于半灌漿接頭試件的性能影響，選取直徑為20 mm的鋼筋及配套半套筒制作極限偏心接頭試件以及不同鋼筋錨固長(zhǎng)度的接頭試件，進(jìn)行單向拉伸試驗(yàn)。試件參數(shù)如表1所示。

1.2 材料性能

根據(jù)《鋼筋連接用套筒灌漿料》(JG/T 408—2019)[20]中對(duì)于灌漿料的流動(dòng)度和抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)的規(guī)定進(jìn)行相關(guān)試驗(yàn)。試驗(yàn)所采用的灌漿料是由廊坊預(yù)則立建筑材料科技有限公司出品的常溫型套筒灌漿料，其初始流動(dòng)度為345 mm，30 min后的流動(dòng)度為298 mm。制作40 mm×40 mm×160 mm的棱柱體試塊進(jìn)行抗壓試驗(yàn)得到其1、3、28 d抗壓強(qiáng)度分別為51.3、69.9、92.5 MPa。實(shí)測(cè)流動(dòng)度和抗壓強(qiáng)度均滿足規(guī)范要求。試驗(yàn)中使用的鋼筋為強(qiáng)度等級(jí)HRB400的帶肋鋼筋，實(shí)際測(cè)得直徑16 mm的鋼筋屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度分別為442.1、648.3 MPa，直徑20 mm的鋼筋屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度分別為459.4、653.3 MPa，均滿足要求。

表1 試件參數(shù)Table 1 Parameters of specimens

1.3 測(cè)量?jī)?nèi)容及方法

試件的單向拉伸試驗(yàn)在安徽理工大學(xué)采動(dòng)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室WAW-1000電液伺服萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，荷載及位移曲線由試驗(yàn)機(jī)連接的電腦直接得到，試驗(yàn)加載裝置如圖1所示。在套筒表面粘貼軸向和環(huán)向應(yīng)變片以測(cè)得套筒表面的應(yīng)變，所得數(shù)據(jù)采用YE2539高速靜態(tài)應(yīng)變儀采集。

圖1 加載裝置Fig.1 Loading setup

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 接頭破壞結(jié)果

各半灌漿套筒接頭試件經(jīng)過(guò)單向拉伸均受到破壞，形式表現(xiàn)為鋼筋拉斷破壞，一般斷于加載端鋼筋。具體試驗(yàn)結(jié)果如表2所示。從表2中可以看出，所有接頭試件的抗拉強(qiáng)度與連接鋼筋極限屈服強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值的比值fu/fstk均大于1.16，殘余變形u0均小于0.10，滿足JGJ 107—2015《鋼筋機(jī)械連接技術(shù)規(guī)程》[21]中的Ⅰ級(jí)接頭的相關(guān)規(guī)定。

試件破壞情況如圖2所示，其中B16和B20型號(hào)的套筒試件均破壞于鋼筋斷裂，如圖2(a)～圖2(c)所示。在試驗(yàn)過(guò)程中，初始階段灌漿料表現(xiàn)良好，隨著荷載不斷增大，灌漿料端部會(huì)不斷出現(xiàn)徑向和軸向的劈裂裂縫，直到端面的灌漿料被壓碎剝落，如圖2(d)所示。

表2 試件破壞結(jié)果Table 2 Test results of specimens

圖2 試件破壞形態(tài)Fig.2 Failure mode of specimens

2.2 荷載-位移曲線

試件的荷載-位移曲線如圖3所示，其中橫坐標(biāo)為萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)夾具間的相對(duì)位移，縱坐標(biāo)為拉力。由于接頭試件的破壞均斷于鋼筋，所以試件的荷載-位移曲線與單根鋼筋試件的曲線相類(lèi)似，均經(jīng)歷彈性階段、屈服階段、強(qiáng)化階段以及破壞階段這4個(gè)階段。

在彈性階段，荷載與位移間的關(guān)系基本呈線性相關(guān)，之后試件進(jìn)入屈服階段。在這期間，鋼筋橫肋與灌漿料之間會(huì)相互擠壓，不斷產(chǎn)生微觀裂縫直到產(chǎn)生明顯的劈裂裂縫。鋼筋經(jīng)過(guò)屈服階段后進(jìn)入強(qiáng)化階段，此時(shí)鋼筋與灌漿料充分?jǐn)D壓，直到端面的灌漿料被壓碎剝落。曲線下降段為鋼筋頸縮破壞階段。

如圖3(a)所示，鋼筋直徑為20 mm的試件與鋼筋直徑為16 mm的試件相比，接頭試件的最大承載力顯著提高。對(duì)于同一組試件來(lái)說(shuō)，屈服強(qiáng)度及抗拉強(qiáng)度相差不大，曲線的變化特性也基本相同。不同鋼筋錨固長(zhǎng)度的B20組接頭試件的曲線如圖3(b)所示，3組試件均滿足規(guī)范中對(duì)于接頭試件的承載力要求，錨固長(zhǎng)度對(duì)于試件抗拉強(qiáng)度變化的影響不明顯，但是錨固長(zhǎng)度越大時(shí)，強(qiáng)化階段越長(zhǎng)，說(shuō)明試件抵抗破壞的能力更強(qiáng)。B20組的鋼筋對(duì)中試件和鋼筋極限偏心試件的曲線對(duì)比如圖3(c)所示，曲線的前三階段基本重合，只是偏心曲線的強(qiáng)化階段較對(duì)中試件更短，可以看出鋼筋偏心對(duì)于屈服荷載以及承載力的影響都較小。

圖3 荷載-位移曲線Fig.3 Load-displacement curves

2.3 套筒表面荷載-應(yīng)變曲線

對(duì)于鋼筋直徑為20 mm的試件，選擇平行試件中的一個(gè)典型試件，做出3種錨固長(zhǎng)度的鋼筋對(duì)中試件以及偏心試件的荷載-應(yīng)變曲線，如圖4所示。其中應(yīng)變?yōu)檎荡淼氖抢瓚?yīng)變，應(yīng)變?yōu)樨?fù)值代表的是壓應(yīng)變?？梢钥闯鰧?duì)中試件的軸向應(yīng)變和環(huán)向應(yīng)變均為壓應(yīng)變，且曲線基本呈線性增長(zhǎng)，而偏心試件的軸向應(yīng)變?yōu)槔瓚?yīng)變，環(huán)向應(yīng)變?yōu)閴簯?yīng)變。產(chǎn)生這種現(xiàn)象的原因是：鋼筋變形導(dǎo)致灌漿料碎裂膨脹，擠壓套筒，而套筒在鋼筋與灌漿料間黏結(jié)應(yīng)力和泊松效應(yīng)的疊加影響下產(chǎn)生的環(huán)向壓縮作用會(huì)約束灌漿料膨脹，當(dāng)灌漿料膨脹擠壓作用大于環(huán)向收縮作用時(shí)則產(chǎn)生拉應(yīng)變，反之為壓應(yīng)變。

從圖4中可以得知，在B20組試件的受拉過(guò)程中，套筒的環(huán)向應(yīng)變均大于軸向應(yīng)變。套筒表面應(yīng)變?cè)谠嚰竭_(dá)屈服強(qiáng)度之前，基本都是隨著荷載的增加而線性增大。在對(duì)中試件中，測(cè)點(diǎn)Z1的應(yīng)變隨著荷載增加而增長(zhǎng)的速度比Z2快，測(cè)點(diǎn)H2的應(yīng)變隨著荷載增加而增長(zhǎng)的速度比H1快，說(shuō)明靠近套筒灌漿端表面的軸向變形比螺紋端大，環(huán)向變形比螺紋端小。在偏心試件中，環(huán)向應(yīng)變的規(guī)律與對(duì)中試件相似，而軸向測(cè)點(diǎn)Z2的應(yīng)變比Z1增加得更快，說(shuō)明靠近套筒灌漿端表面的軸向變形和環(huán)向變形都比螺紋端小。

圖4 荷載-套筒表面應(yīng)變曲線Fig.4 Load-strain of sleeve surface curves

3 有限元分析

3.1 模型的建立

在模型中鋼筋和套筒均采用雙線性隨動(dòng)強(qiáng)化模型BKIN，服從Mises屈服準(zhǔn)則，鋼筋和套筒的屈服強(qiáng)度及抗拉強(qiáng)度由鋼筋實(shí)際的材料性能試驗(yàn)確定。而灌漿料采用了多線性等向強(qiáng)化模型MISO，服從William-Warnke五參數(shù)破壞準(zhǔn)則。材料參數(shù)如表3所示。灌漿料使用SOLID65單元件進(jìn)行建模，套筒和鋼筋均采用SOLID185單元進(jìn)行建模。灌漿料和套筒之間以及灌漿料和鋼筋之間的界面，都使用接觸元件進(jìn)行建模。

表3 材料參數(shù)Table 3 Properties of materials

3.2 結(jié)果分析

針對(duì)B20試件進(jìn)行建模以及有限元分析，得到在軸向拉伸下的接頭試件整體以及套筒和灌漿料的von Mises應(yīng)力云圖以及等效塑性應(yīng)變的結(jié)果，根據(jù)應(yīng)力應(yīng)變分布情況來(lái)分析試件破壞情況。

圖5 Von Mises應(yīng)力云圖Fig.5 Von Mises stress nephogram

圖5所示為B20試件的接頭整體、套筒及灌漿料的Mises應(yīng)力云圖。試件接頭所受最大應(yīng)力位置處于螺紋連接端鋼筋上，應(yīng)力最大的位置即接頭試件鋼筋斷裂的位置。從套筒單元的等效應(yīng)力圖[圖5(b)]可以看出，應(yīng)力最大處位于鋼筋與套筒螺紋連接的位置，其次是凹槽處的應(yīng)力較其他位置更大。對(duì)于套筒和灌漿料來(lái)說(shuō)，在試件加載過(guò)程中，灌漿料與鋼筋產(chǎn)生滑移，使灌漿料碎裂膨脹，此時(shí)鍛壓槽間的灌漿料凸起位置會(huì)對(duì)左右的鍛壓凹槽產(chǎn)生擠壓，從而在套筒鍛壓槽處產(chǎn)生較大的應(yīng)力。

圖6所示為試件接頭整體與套筒的等效塑性應(yīng)變?cè)茍D。從試件接頭整體的等效塑性應(yīng)變?cè)茍D可以看出，最大塑性應(yīng)變出現(xiàn)在鋼筋上，然后向左右遞減，相對(duì)于鋼筋的應(yīng)變來(lái)說(shuō)，套筒表面的等效塑性應(yīng)變很小，在試件破壞時(shí)仍然還有很大的承載力，有著足夠的變形空間。從模擬試件的塑性應(yīng)變分布情況可以看出，破壞形態(tài)與試驗(yàn)一致，都是斷于鋼筋。

圖6 等效應(yīng)變?cè)茍DFig.6 Equivalent strain nephogram

4 結(jié)論

(1)試件單向拉伸試驗(yàn)的破壞過(guò)程與鋼材類(lèi)似，其中鋼筋直徑對(duì)于接頭試件的承載力有著一定影響；錨固長(zhǎng)度大，對(duì)于強(qiáng)化階段有一定鞏固作用；鋼筋偏心對(duì)承載力影響不大。

(2)試驗(yàn)中的半灌漿套筒連接接頭試件滿足相關(guān)規(guī)程中的Ⅰ級(jí)接頭的規(guī)定，抗拉強(qiáng)度與連接鋼筋極限屈服強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值的比值和殘余變形均滿足要求。

(3)隨著荷載增加，套筒表面應(yīng)變基本呈線性增長(zhǎng)的趨勢(shì)。由于灌漿料膨脹擠壓作用小于套筒環(huán)向收縮作用，對(duì)中試件的環(huán)向應(yīng)變及軸向應(yīng)變均為壓應(yīng)變，而鋼筋偏心使兩者作用發(fā)生了變化，使得軸向產(chǎn)生拉應(yīng)變。

(4)試件模擬分析的破壞形式與試驗(yàn)情況基本一致，均是破壞于鋼筋斷裂。

(5)從有限元仿真分析中可以看出，接頭整體中鋼筋表面應(yīng)力應(yīng)變最大；套筒鍛壓槽處的應(yīng)力較其余部位更大，而套筒表面整體應(yīng)變較小。