基于数值计算的灌浆套筒受拉性能研究 ①

2021-01-13陈晓磊魏奇科刘赫凯王振强寥小辉

佳木斯大学学报（自然科学版） 2020年4期

陈晓磊, 魏奇科, 刘赫凯, 王振强, 寥小辉

(中冶建工集团有限公司，重庆 400080)

0 引言

钢筋套筒灌浆技术通过在套筒灌浆口部位灌入高强浆料依靠浆料的高强性有效传递预制构件间钢筋轴力，提高装配式建筑的整体性[1]。目前国内外研究者已开展钢筋套筒的研究工作，研究成果主要归纳为以下几点：(1)钢筋轴线的相对偏差将对套筒受力造成影响，形成偏心力。影响钢筋与套筒间的有效连接性，造成局部浆料压溃失效[2]。(2)灌浆料质量对套筒连接性能造成显著影响，其填实度将影响套筒连接能力[3,4]。(3)套筒锚固性随套筒直径减少而增加，随锚固长度增加而增大[5]。(4)文献[6,7]试验发现，采用套筒与钢筋间产生的握裹力提供滑移阻力将容易造成脆性滑移破坏。以往研究已对特定类型套筒的锚固强度、偏心受力及滑移等方面展开研究。然而，套筒构造多样，受力性能存在差异，对整体质量造成不同影响。为此文中选取几类典型构造形式的套筒进行数值计算，根据计算结果并结合现有标准给出受力特性较好的几类套筒，为实际工程套筒的选择提供依据。

1 数值模型的建立及验证

此次模拟计算以尺寸及外形为变量设计了四种类型共35个套筒以研究材料特性、套筒外形及约束作用等对受力特性的影响。

1.1 模型设计

根据我国装配式建筑套筒使用情况此次模拟的四类套筒(A类、B类、C类及D类)连接件，钢筋等级为HRB400级，直径为16mm，套筒屈服强度250MPa。几何形式详见图1所示；图中A类套筒外径均为43mm，A-1，A-2壁厚分别2mm，4.5mm；B类套筒外径65mm，壁厚4.5mm，以连接钢筋设置螺帽、套筒内壁布置钢筋及套筒侧壁设置灌浆孔为参数变量进行分析；C类套筒，壁厚4.5mm，以连接钢筋螺纹长度，端头螺帽，套筒宽度及长度为变量进行参数分析；D类套筒设计成为矩形截面，3mm厚扣环从距套筒上、下两端20mm，50mm及100mm的位置插入套筒，与灌浆料形成咬合提供钢筋的抗滑移力。

1.2 有限元模型建立

选用大型非线性有限元软件ANSYS对上述试件进行轴向拉力作用下的有限元模拟。灌浆套筒采用理想弹塑性二折线本构，弹性模量2.00×105MPa，屈服强度为250MPa，泊松比取0.3；钢筋本构选用理想三折线模型，弹性模量2.00×105MPa，泊松比0.3，屈服强度400MPa，硬化强度0.05；灌浆料采用各向同性材料模型，由于缺少相关本构，参考单轴受压应力-应变混凝土材料[8]，如式(1)、(2)。

(1)

ε0=2fg/Eg

(2)

式中fg为灌浆料抗压强度，Eg为灌浆料弹性模量，σ为灌浆料压应力，ε为灌浆料压应变。

图1 试件详图

选用William-Warnke准则作为灌浆料破坏准则。浆料选用solid65单元，套管及钢筋采用适合延性材料的solid85单元建立。浆料、套筒及钢筋之间的相互作用采用接触单元进行分析。各部件按实际尺寸建模，并赋予各材料相应材性，最后网格划分完成建模。

1.3 数值模型有效性验证

为验证数值模型有效性分别选取文献[9],[1]中的试件GB-D25-1，HRB400-16，HRB400-20及HR500-16进行建模计算。力-位移曲线计算结果如图2所示。

图2中，在轴力作用下套筒连接件数值模型与试验的力-位移曲线存在一些偏差，但总体吻合良好。由于在建模过程中钢筋及套筒采用未考虑下降段的本构模型建立，因此模拟结果未出现下降段。达到峰值荷载时由于钢筋与浆料之间产生相对滑移，滑移机理较为复杂，选用模型与实际情况存在一定偏差，因此峰值偏差最大达到5%，平均2.5%。但总体在可接受范围内。

图2 力-位移曲线计算结果对比

图3 力-位移计算曲线

2 参数化计算分析

通过参数分析，应用力-位移曲线及力分布情况对比各类连接件的总体受力性能。

2.1 力-位移曲线

图3展示了文中A、B、C、D三类套筒几组典型试件连接件在轴力作用下的力-位移变化曲线。图中除C类套筒连接件外，其余连接件均表现出良好的变形能力。这是因为C类套筒连接件内部构造相对复杂，相比其他3类套筒灌入的浆料相对较少，导致受拉过程中浆料应力更为集中，加速灌浆料的破坏。其余3类套筒力-位移曲线与普通受拉钢筋类似，加载初期阶段拉力快速增加，变形相对较少，随着荷载的不断增加，出现明显的屈服拐点，随后连接件进入屈服状态，拉力进入缓慢增长阶段，变形不断增加。下节将对A，B，D三类套筒连接件发生屈服后各构件受力性能做总体评价。

2.2 受拉特性对比

依据图4计算结果，提取A，B，D三类连接件屈服时刻及塑性阶段关键数据均值进行对比分析(见表1)。表中C类连接件屈服强度平均值大于A类、B类连接件，对应屈服位移也较大。表明C类套筒弹性范围较大，在地震往复作用下进入塑性阶段相比A、B类较晚，塑性程度较浅。A类套筒峰值承载力均值较B类、C类连接件均值承载力略高3.3%及6.4%，抵御大震作用力相对较好；此外A、B、C三类连接件强屈比分别为1.26、1.21及1.14，A类套筒强屈比最高且大于普通抗震钢筋强屈比要求(1.25)，表明A类套筒在地震作用下进入塑性状态时具有更多的余量耗散地震能量。此外A、B、C类套筒均表现出良好的变形能力，不易发生脆性破坏。由失效部位得知，除D类套筒连接件个别在套筒连接部位发生破坏失效，其余均在钢筋部位发生失效，破坏模式固定，利于设计人员的分析，把控。

表1 计算结果对比

图4 各判定指标频数分布图

3 可行性对比分析

根据《钢筋套筒灌浆连接应用技术规程》[10]，ACI318[11]从轴向拉伸要求及结构构件对变形能力需求方面对上述A、B、D三类套筒的受拉性能进行分析。JGJ355-2015要求Pp/Pstk>1.15。Pp为灌浆套筒连接接头拉力；Pstk连接钢筋抗拉荷载标准值。

Pstk=fstk×Ab

(4)

式(4)中极限强度标准值fstk按《混规》[8]取值540N/mm2；

从变形角度评判，JGJ355-2015规定对中单向拉伸最大伸长率Asgk≥6%

此外根据ACI-318规定，套筒连接件峰值承载力对应强度fp与钢筋屈服强度fy之比≥1.25，fp按连接件峰值承载力与钢筋界面面积之比进行确定。

各类指标评判分析统计图如图4所示，图4(a)可知Pp/Pstk≥1.15保证率达到61.58%其中A类连接件完全符合要求，B类连接件合格率达到61%，D类构件达到54.5%，对首次判定未合格连接件做进一步分析，三类试件合格率达88.4%，以峰值承载力为判定标准A，B，D类连接件合格率分别达100%，100%及72.7%。ACI-318为判定标准，总合格率100%；从Asgk看，除B-2，B-4外，所有连接件在峰值承载力所对应伸长率均满足6%的要求，合格率达92.3%，而B类构件合格率为84.6%。由上述三项指标分析可知，A类连接件受拉性能最优、其次B类、C类连接件由于为矩形截面在受拉过程中容易出现应力集中现象，发生局部破坏影响受拉性能。此外，根据文献[12]，在中低震作用下结构构件的位移延性系数δu/δy不得低于4.0，从图5(d)得知各连接件延性系数大于4.0的标准，满足结构在地震作用下的变形需求。A、B类套筒连接件更加符合结构受力性能的相关要求，利于质量控制。