高温后钢筋套筒灌浆连接抗拉性能研究

2021-04-22毛小勇

苏州科技大学学报(工程技术版) 2021年1期

舒斌，毛小勇

（苏州科技大学江苏省结构工程重点实验室，江苏苏州215011）

预制装配式结构拥有可持续、绿色环保、施工便捷高效、工业化程度高等优点，应用前景广阔。对于预制装配式结构来说，其核心和关键在于预制构件之间的可靠连接。套筒灌浆连接作为预制混凝土结构中应用相当广泛的一种钢筋机械连接技术，最早起源于20 世纪60 年代美国Alfred A.Yee 博士[1]发明的用于钢筋连接的NMB 套筒；经过美国、日本建筑行业的有关人员对套筒不断的研究与完善，套筒在使用过程中性能不断提高，相应技术日渐完善。近年来，在国家大力支持下，我国有关标准与技术规程相继出台。 2015 年1 月，住房和城乡建设部正式发布《钢筋套筒灌浆连接应用技术规程》（JGJ355-2015），为其广泛应用提供了依据，推动了套筒灌浆连接技术在我国预制装配式结构中的应用。

目前，对于套筒灌浆连接节点性能的研究主要集中在常温下，比如：谷凡[2]等人进行了套筒灌浆连接部件在轴向荷载作用下的模拟研究，分析了钢筋、套筒与灌浆料三者的应力分布，研究了三者之间的传力方式。Jen Hua Ling[3]等人通过拉伸试验测试了焊接钢筋套筒和锥形头套筒两种类型套筒连接的灌浆接头，发现套筒直径越小，套筒所产生的约束能力越强，可以增强套筒连接件的粘结强度，从而提高连接的抗拉能力，同时表明通过主动增加约束，钢筋锚固长度可以减小到钢筋直径的8 倍。全球火灾事故频发，对经济以及公共安全造成了重大的影响。套筒灌浆连接不仅在火灾过程中存在失效的可能，在连接冷却至常温后，由于其所经历的高温使得钢筋灌浆料两者之间的粘结力已有损伤，连接同样存在失效的可能。近年来，有关套筒灌浆连接高温下及高温后的受力性能受到越来越多学者的重视。王国庆[4]对3 种不同钢筋直径、6 种不同试验温度条件下的54 个全灌浆套筒连接试件进行了高温下拉伸试验与有限元分析，观察了连接试件出现的破坏模式，获得了试件极限荷载、钢筋灌浆料两者之间的粘结滑移关系等。刘永军[5]等人开展了其高温后的抗拉性能试验，研究发现高温会降低灌浆料力学性能，进而影响连接的极限承载力。

为了较为全面地分析不同钢筋直径及不同温度作用后套筒连接试件的受力性能，本文在三种钢筋直径（16 mm、20 mm、25 mm）以及六个不同温度点（常温、200 ℃、300 ℃、400 ℃、500 ℃、600 ℃）共计18 个套筒灌浆连接试件试验结果的基础上，对其高温后抗拉性能进行有限元模拟和分析，可为进一步认识钢筋套筒灌浆连接的受力性能及火灾后预制装配式结构节点的安全评估和加固提供基础。

1 试验概况

1.1 试件制作

套筒连接试件共包括三个部件：其一是钢筋，等级为HRB400 级钢筋；其二是灌浆料，为套筒连接专用灌浆料；其三是套筒，采用优质碳素结构钢制成。试件简图如图1 所示，其中，L 为钢筋段长度，L0为钢筋锚固长度，L=480 mm。技术规程[6]规定，钢筋锚固长度不宜小于钢筋直径的8 倍，实际制作时两端钢筋在套筒中直接对接即实际锚固长度取套筒长度的一半。

图1 试件示意图

试件采用编号Dxx-Txx 进行标记，如D20-T200 表示钢筋直径为20 mm 的套筒灌浆连接在经历200 ℃高温并自然冷却至常温后进行轴向拉伸试验的试件。试件共计18 个，具体参数如下表1 所列。

表1 试件参数表

1.2 升温与加载制度

试验总共分为升温与加载两个部分，升温时以10 ℃/min 的速率加载至对应温度点后恒温1 h，认为试件内部均已达到相应温度，然后自然冷却至常温；加载时，考虑到高温后灌浆料内部存在初期损伤，采用位移进行加载，加载速度为5 mm/min。

1.3 试验现象

在整个试验过程中，所有套筒连接试件出现了两种破坏方式，分别为套筒外钢筋拉断破坏（见图2）、钢筋灌浆料两者之间的粘结滑移破坏，即钢筋拔出破坏（见图3）。D16-T600、D20-T500、D20-T600、D25-T500、D25-T600 等五个试件发生钢筋灌浆料两者之间粘结滑移破坏，其余试件均发生套筒外钢筋拉断破坏。

图2 套筒外钢筋拉断破坏

图3 钢筋灌浆料粘结滑移破坏

1.4 荷载-位移曲线

图4所示为三种直径试件试验所得荷载-位移曲线。荷载-位移曲线同试件破坏模式一样表现出两类曲线，一类对应于套筒外钢筋拉断破坏，试件与钢筋拉伸试验相同，先后经历了弹性段、屈服段、强化段、颈缩段，最终试件钢筋被拉断；另一类则对应于钢筋灌浆料两者之间的粘结滑移破坏，试件在经历了弹性与屈服阶段之后，在强化阶段中期荷载骤降，但下降过程中滑移较小，在下降到一定力值后上下波动，此为试件残余荷载。各直径试件发生钢筋灌浆料两者相对滑移时对应的温度点有所不同，D16 试件在600 ℃发生粘结滑移破坏，而D20 试件与D25 试件则在500 ℃开始就已发生粘结滑移破坏。

图4 各直径试件荷载-位移曲线

2 模型建立

2.1 模型尺寸

共有三种不同直径的试件，对应三个有限元模型，模型各部件尺寸如表2 所列。

表2 模型尺寸 mm

2.2 材料参数

（1）灌浆料。当前，对于灌浆料应力-应变关系的研究尚未形成如混凝土一样完善的模型，并无相应理论公式，对于高温后灌浆料性能的研究也相对缺乏。因此在模拟时，将灌浆料等同于相同抗压强度的混凝土，灌浆料抗压强度实测值最低为92.6 MPa，同时考虑到高温后灌浆料损伤的不确定性，有限元模拟时灌浆料抗压强度取为80 MPa。高温过火后混凝土的应力-应变关系与所经历的最高温度有关，而与升温方式无关，其高温作用后的应力-应变关系采用陆洲导[7]等人提出的关于高温过火后混凝土的应力-应变关系模型，如图5 所示。

（2）钢筋。张茂林[8]等人通过进行HRB400 级钢筋高温冷却后试验发现，在自然冷却条件下，钢筋的最高受火温度在不超过600 ℃并自然冷却后，其屈服强度、极限抗拉强度、断后伸长率较常温时变化很小，钢筋断面收缩率在600 ℃高温冷却后较常温时降低也不超过10%，故在有限元模拟时，统一采用常温时钢筋的力学性能对模拟产生的影响不大。由于发生钢筋灌浆料粘结滑移破坏的套筒试件其破坏均发生在钢筋的强化阶段，故钢筋应采用双折线线性强化的应力-应变关系，如图6 所示。

（3）全灌浆套筒。套筒由优质碳素结构钢制成，故其高温后的应力-应变关系可按钢筋常温时考虑。

2.3 单元类型及网格划分

在受力分析过程中，各部件单元类型为C3D8R，即三维八节点缩减积分实体单元，该单元类型对位移的求解结果较为精确且当网格存在扭曲变形时对分析精度造成的影响不大。在充分考虑求解精度及求解耗时的情况下，将钢筋、套筒与灌浆料沿径向均匀划分为4 层，沿其端面圆周方向划分为16 等分，三种部件沿长度方向则每隔10 mm 布一个种子。各部件及整体的网格划分如图7 所示，钢筋和灌浆料、灌浆料和套筒接触面间节点一一对应。

图5 灌浆料应力-应变关系

图6 钢筋应力-应变关系

图7 网格划分（（a）：钢筋；（b）：套筒；（c）：灌浆料；（d）：整体）

2.4 接触及约束定义

在试件两端分别设立一个参考点，两个参考点分别与钢筋端面进行耦合。对其中一个参考点施加固定约束，模拟固定端。对另一参考点施加轴向荷载，进而模拟荷载施加端。

试验发现，灌浆料与套筒两者之间并没有发生粘结滑移而导致试件的破坏，加载前后保持较好的整体性，故灌浆料与套筒之间的约束定义为绑定约束（Tie），而经历温度较高的套筒连接试件则出现了钢筋灌浆料两者之间的粘结滑移破坏，本文采用非线性弹簧单元考虑钢筋灌浆料两者之间的粘结滑移作用。弹簧单元共有三个方向，节点对应完毕后需在三个方向上输入每个弹簧单元所受粘结力与钢筋灌浆料两者之间相对滑移的F-s 曲线。

在钢筋长度方向，参考余琼等人[9]关于带肋钢筋与套筒约束灌浆料间粘结性能的研究成果，以及吴昊[10]等人通过高温后钢筋混凝土粘结性能试验得出的考虑温度因素的粘结应力-滑移本构模型，并进行适当修正，从而确定沿钢筋纵向非线性弹簧spring2 的F-s 曲线。在另外两个方向，输入的刚度与混凝土弹性模量数量级相同。在网格划分时，钢筋节点与灌浆料节点一一对应，防止弹簧单元产生变形的不协调。沿钢筋的圆周方向共建立了8 排弹簧，如图8 所示。

图8 弹簧单元

3 计算结果与分析

3.1 荷载-位移曲线对比

模型计算获得的各温度点荷载-位移曲线与试验实际曲线对比如图9 所示。

图9 各温度点试件荷载-位移（P-Δ）曲线对比

从图9 可以看出：对于各不同温度点下试件的荷载-位移曲线，弹性段模拟与试验皆吻合较好，该段力值较小，还未达到钢筋灌浆料两者之间的极限粘结强度。对于发生钢筋拉断破坏的试件，因为钢筋应用的是双折线线性强化本构模型，只有弹性段与强化段，模型试件在弹性阶段后并没有像试验试件那样出现屈服段，而是直接进入强化段。同样地，模型试件在达到极限承载力后，荷载-位移曲线即消失，并没有出现颈缩阶段。模型试件在强化阶段的荷载普遍低于试验试件，其原因在于模型中钢筋材性在强化阶段开始至结束呈直线变化，不同于钢筋实际材性在强化阶段强度增速先快后趋于平缓的特点。对于发生钢筋灌浆料两者之间粘结滑移破坏的5 个试件，模拟试件在强化阶段中期的时候，钢筋灌浆料两者之间粘结强度达到最大值发生失效，荷载下降至试验试件的残余荷载，其趋势与试验结果吻合较好。但在之后模型试件的荷载-位移曲线并没有出现波动段，因为在定义钢筋灌浆料两者之间的非线性弹簧单元spring2 时，认为其荷载下降到残余荷载后保持不变。

总体上看，模拟所得结果与试验实际情况吻合较好，采用非线性弹簧单元spring2 也能较好地模拟钢筋灌浆料两者之间的粘结滑移作用。

3.2 极限荷载

模型计算所得试件极限荷载如图10 所示。由图可知D16 试件、D20 试件、D225 试件在较高温度作用后，极限荷载都有明显的下降，且各直径试件极限荷载开始发生骤降的温度点正好对应该直径试件开始出现钢筋灌浆料两者之间粘结滑移破坏的临界温度点。而在之前的较低温度下，除D16 试件极限荷载有所波动外，三种直径试件虽有降低，但相比于发生钢筋灌浆料粘结滑移破坏的试件，降低幅度并不明显，因为在温度不超过600 ℃并自然冷却后，钢筋强度基本不发生变化，高温作用主要使灌浆料的性能及钢筋灌浆料两者之间的极限粘结强度发生劣化，在未达到钢筋灌浆料两者之间极限粘结强度，即未发生钢筋灌浆料粘结滑移破坏时，试件极限承载力的大小主要由钢筋的极限抗拉强度确定，不会存在明显的下降。进一步充分说明，高温后钢筋套筒灌浆连接发生套筒外钢筋拉断破坏或是钢筋灌浆料两者之间的粘结滑移破坏，取决于钢筋极限抗拉强度和钢筋灌浆料两者之间极限粘结强度的相对大小。

图10 各直径试件极限荷载

3.3 应力分布情况

以D20-T300 试件为例，该试件发生钢筋拉断破坏。由钢筋轴向应力分布图11 可知，钢筋实际断裂位置（见图12）正处于有限元模拟结果中钢筋应力最大的部位。钢筋位于套筒外部分的应力较大，达到钢筋极限强度，而位于套筒内部的钢筋通过界面粘结将部分拉力传递给了灌浆料，其应力相对较低。在套筒中部，两钢筋端部直接对接，在拉伸作用下，两者之间无约束作用，钢筋位于套筒最深处部分应力几乎为零。

灌浆料应力主要为剪切应力，其内外剪切应力分布如图13 所示。图13（a）为灌浆料内部与钢筋粘结部分灌浆料应力分布图，灌浆料的剪切应力主要集中在有弹簧单元定义的节点，最大应力达十几兆帕，与试验计算所得灌浆料的极限粘结强度相近，其余处应力较低。图13（b）为灌浆料内部与套筒粘结部分剪切应力，两者界面定义为绑定约束Tie，剪切应力分布均匀，介于2～4 MPa 之间。

套筒外部轴向应力以及套筒中部位置为0，套筒外部轴线上对称位置9 个点的轴向应力分布如图14 所示。可见，套筒轴向应力从中部向两端呈对称分布，中部应力最大且为拉应力，向两端逐渐递减。钢筋灌浆料两者之间的滑移最早发生在套筒中部，滑移较大，当滑移发展到套筒端部时已相当微小，原先中部的拉应力使套筒端部出现压应力。