陳 洪， 張竹芳

(1.同濟(jì)大學(xué)建筑工程系;上海 200092;2.福州港口管理局，福建 福州 35000)

鋼筋套筒灌漿連接技術(shù)自發(fā)明以來已有40余年的歷史.作為預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)關(guān)鍵技術(shù)之一，20世紀(jì)60年代首次應(yīng)用于38層高的阿拉莫阿納酒店預(yù)制柱中，開創(chuàng)了柱續(xù)接的剛性接頭[1].隨后日本TTK公司經(jīng)過改良，長(zhǎng)度變短，在日本獲得認(rèn)證并推廣至其他地區(qū)[2].1983年美國(guó)混凝土協(xié)會(huì)ACI在報(bào)告中將鋼筋套筒灌漿連接技術(shù)列入鋼筋連接主要技術(shù)之一[3].近年來，我國(guó)內(nèi)地逐步引入該技術(shù)，一些相關(guān)的技術(shù)和標(biāo)準(zhǔn)正在制定中[4，5].

鋼筋套筒灌漿連接技術(shù)的原理是通過鑄造的中空型套筒，鋼筋從兩端插入套筒內(nèi)部，不進(jìn)行搭接或融接，鋼筋與套筒間灌注高強(qiáng)度微膨脹灌漿料.其連接機(jī)理主要是借助砂漿微膨脹特性加強(qiáng)套筒對(duì)其的圍束作用，使灌漿料與鋼筋、套筒內(nèi)側(cè)間的正向作用力得到增強(qiáng)，連接的鋼筋通過該正向力與粗糙表面產(chǎn)生摩擦力，來傳遞鋼筋應(yīng)力.

關(guān)于套筒灌漿連接的單向拉伸承載力已進(jìn)行了不少試驗(yàn)研究[6～9]，但由于試驗(yàn)不確定因素較多，離散性大，另外，通過有限元數(shù)值分析可以研究套筒灌漿連接在各種作用下的受力性能，拓展模型試驗(yàn)研究的成果.所以為進(jìn)一步研究鋼筋套筒灌漿連接的破壞機(jī)理，有必要進(jìn)行有限元數(shù)值分析.

1 數(shù)值模型

1.1 材料參數(shù)

本文在同濟(jì)大學(xué)吳小寶試驗(yàn)[9]的基礎(chǔ)上建立有限元模型.計(jì)算模型中共包含有灌漿料、套筒和鋼筋三種材料，其材料參數(shù)取值如下所述.

1.1.1 灌漿料

截至目前，關(guān)于灌漿料的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系尚無成熟的理論模型，因此在本文的有限元分析中，借用混凝土的本構(gòu)模型來建立灌漿料的本構(gòu)模型.灌漿料軸心抗壓強(qiáng)度fc取0.76倍灌漿料棱柱體抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)值，混凝土的抗拉強(qiáng)度采用文獻(xiàn)[10]的公式計(jì)算:

混凝土泊松比取為0.2.混凝土的受壓應(yīng)力應(yīng)變曲線按規(guī)范[11]下列公式確定:

當(dāng)x≤1時(shí)

當(dāng)x＞1時(shí)

式中αa，αd——單軸受壓應(yīng)力－應(yīng)變曲線上升段、下降段的參數(shù)值，按規(guī)范[11]取值.f*c—灌漿料的單軸抗壓強(qiáng)度，取灌漿料棱柱體抗壓強(qiáng)度;

灌漿料抗拉本構(gòu)關(guān)系采用雙線性模型，開裂前為線彈性，抗拉與抗壓彈性模量相等;開裂后采用線性軟化模型，軟化模量根據(jù)斷裂能準(zhǔn)則計(jì)算，如圖2所示.

根據(jù) Model Code1990[12]，混凝土的斷裂能計(jì)算方法為:

式中，fc為灌漿料的抗壓強(qiáng)度，取值同上;對(duì)于灌漿料，粒徑較小，取 α =0.02.

圖1 混凝土單軸受拉應(yīng)力應(yīng)變曲線

圖2 混凝土受拉軟化模型

圖3 套筒灌漿連接模型

1.1.2 鋼 筋

試驗(yàn)[9]中采用的是具有明顯流幅的軟鋼，因此在本文的有限元分析中，鋼材的本構(gòu)關(guān)系采用理想化的三折線模型.其中的彈性模量Es、屈服強(qiáng)度fy、屈服平臺(tái)長(zhǎng)度Δεy及極限強(qiáng)度fu根據(jù)材性試驗(yàn)確定，泊松比ν取為0.3.

1.1.3 套 筒

套筒材料采用理想的彈塑性模型，根據(jù)規(guī)范[13]，屈服強(qiáng)度取370MPa，彈性模量取2.1×105MPa.

圖4 直徑14mm鋼筋連接試件荷載－變形曲線的有限元模擬結(jié)果

1.2 單元類型

灌漿料及鋼筋均采用C3D8R單元，該單元對(duì)位移的求解有比較精確的結(jié)果，而且當(dāng)網(wǎng)格存在扭曲變形時(shí)，分析精度不會(huì)受到大的影響.套筒采用S4R單元(4節(jié)點(diǎn)四邊形有限膜應(yīng)變線性減縮積分殼單元)，其性能穩(wěn)定，使用范圍很廣.

1.3 有限元模型的建立

本文采用ABAQUS進(jìn)行有限元分析.ABAQUS軟件是國(guó)際上公認(rèn)的最先進(jìn)的大型通用非線性有限元軟件之一，可以用來分析復(fù)雜的固體力學(xué)、結(jié)構(gòu)力學(xué)系統(tǒng)，以及處理非常龐大復(fù)雜的問題和模擬高度非線性問題[14].根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)[4]，套筒形成接頭的抗拉強(qiáng)度和變形性能應(yīng)符合JGJ 107中Ⅰ級(jí)接頭的規(guī)定.因此一般情況下，要求套筒連接中滑移量較小，發(fā)生的破壞為鋼筋拉斷破壞.在本文的有限元分析中假設(shè)其連接中各部件粘結(jié)良好，不考慮滑移的影響.套筒和灌漿料以及灌漿料和套筒之間均采用接觸Tie綁定(Tie)在一起.各個(gè)部件按實(shí)際尺寸建模，并分別賦予材性試驗(yàn)中確定的材料性質(zhì)[9]，采用結(jié)構(gòu)化的網(wǎng)格劃分方式，如圖3所示.

圖5 直徑16mm鋼筋連接試件荷載－變形曲線的有限元模擬結(jié)果

2 數(shù)值模擬結(jié)果與分析

2.1 承載力

將有限元分析所得的結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果[9]做對(duì)比，如表1所示.表中Py′和Pu′分別表示有限元分析得到的屈服荷載和極限荷載，Py是試驗(yàn)得到的屈服荷載結(jié)果，P為按鋼筋拉斷時(shí)的強(qiáng)度計(jì)算的理論承載力.由表可知，除H400－14以外(由于材料的離散性及偏心可能造成試件H400－14中的鋼筋強(qiáng)度低于材性試驗(yàn)中的數(shù)據(jù)，與其他組數(shù)據(jù)相比，誤差較大)，數(shù)值模擬得到的屈服荷載與試驗(yàn)結(jié)果十分接近，最大誤差為3%，平均誤差1%，變異系數(shù)為0.0210.由于沒有考慮粘結(jié)滑移的影響，有限元分析得到的峰值荷載均為鋼筋拉斷時(shí)的荷載，同理論計(jì)算值相比，最大誤差為3%，平均誤差為1%，變異系數(shù)為0.0164.因此，如果套筒接頭滿足JGJ 107中Ⅰ級(jí)接頭的規(guī)定，則按本文的分析方法能夠提供符合精度要求的承載力結(jié)果.

圖6 直徑20mm鋼筋連接試件荷載－變形曲線的有限元模擬結(jié)果

表1 有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比

圖7 直徑22mm鋼筋連接試件荷載－變形曲線的有限元模擬結(jié)果

2.2 荷載變形曲線

圖4至圖7為各試件荷載變形曲線有限元結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比.由圖可知，各試件受拉荷載－變形曲線形狀模擬結(jié)果與試驗(yàn)曲線基本相同.在鋼筋屈服之前，有限元曲線與試驗(yàn)曲線基本重合;鋼筋屈服之后，由于鋼筋本構(gòu)關(guān)系采用的是理想化的三折線模型，強(qiáng)化段為一條直線，而實(shí)際鋼材的強(qiáng)化段為一條上凸的曲線，因此，在鋼筋進(jìn)入強(qiáng)化階段后，有限元荷載變形曲線與試驗(yàn)曲線稍有差異，不過仍基本相符.在承載力后期，由于有限元結(jié)果為鋼筋拉斷，而試驗(yàn)為鋼筋拔出破壞，兩條曲線才逐漸偏離.所以，若套筒接頭發(fā)生的破壞模式為鋼筋拉斷，則有限元分析能很好地模擬其在單調(diào)荷載作用下的變形性能.

2.3 套筒受力情況

典型的套筒應(yīng)力分布如圖8所示，最大應(yīng)力出現(xiàn)在套筒中部.在整個(gè)受力階段，套筒應(yīng)力最大值未超過370MPa，處于彈性狀態(tài).故滿足標(biāo)準(zhǔn)[4]規(guī)定的套筒在連接受力時(shí)是安全的.

圖8 套筒應(yīng)力分布圖

3 結(jié)論

基于通用有限元分析軟件ABAQUS，采用三維實(shí)體模型對(duì)鋼筋套筒灌漿連接的單調(diào)拉伸試驗(yàn)進(jìn)行了數(shù)值模擬，得到以下結(jié)論:

(1)在數(shù)值模擬中，可參照混凝土的本構(gòu)模型確定灌漿料的本構(gòu)模型;

(2)若套筒連接滿足JGJ107中Ⅰ級(jí)接頭的規(guī)定，則在有限元分析中可不考慮鋼筋與灌漿料的粘結(jié)滑移作用，得到的承載力及變形結(jié)果與實(shí)際基本相符，可滿足工程要求;

(3)套筒在連接受力過程中，處于彈性階段，滿足安全要求;

(4)數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)吻合良好，說明所建立的有限元模型正確，可以用于進(jìn)一步參數(shù)分析和機(jī)理研究.

[1]Precast/Prestressed Concrete Institute.New Precast Prestressed System Saves Money in Hawaii Hotel[J].PCI Journal，1973，18(3):10－13.

[2]NMB Splice－ sleeve Systems Historical Events[EB/OL].http://www.splicesleeve.com/history.html.

[3]ACI Committee 439.Mechanical Connections of Reinforcement Bars[R].1983:24－35.

[4]鋼筋連接用灌漿套筒(征求意見稿)[S].2011.

[5]鋼筋套筒連接用灌漿料(征求意見稿)[S].2011.

[6]EINEA A，YAMANE T，TADROS M K.Grout－ filled Pipe Splices for Precast Concrete Construction[J].PCI Journal，1995，40(1):82－93.

[7]LING J H，ABD RAHMANAB，MIRASA AK，et al.Performance of CS－sleeve under Direct Tensile Load:Part1:Failure Modes[J].Malaysian Journal of Civil Engineering，2008，20(1):89－106.

[8]GOH H M.Parametric Study of Steel Grouted Splice Sleeve with Integrated Double Springs under Axial Tension[D].Johore Johor Bahru:Universiti Teknologi Malaysia，2009:1－68.

[9]吳小寶.鋼筋套筒灌漿連接受力性能研究[D]上海:同濟(jì)大學(xué)，2013.

[10]過鎮(zhèn)海.鋼筋混凝土原理.北京:清華大學(xué)出版社，1999.

[11]中華人民共和國(guó)建設(shè)部.混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范 GB50010－2002[S].北京:中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2002.

[12]CEB－FIP.Model Code 1990.Concrete Structure.Lausanne，1993.

[13]中華人民共和國(guó)家標(biāo)準(zhǔn).GB/T1348－2009球墨鑄鐵件[S].北京:中國(guó)標(biāo)準(zhǔn)出版社，2009.

[14]江見鯨，陸新征，葉列平.混凝土結(jié)構(gòu)有限元分析[M].北京:清華大學(xué)出版社，2005.