楊貴生, 楊毅秋, 周慧超

(中國鐵路設(shè)計集團(tuán)有限公司, 天津 300142)

0 引言

如今,我國建筑業(yè)與城市軌道交通建設(shè)飛速發(fā)展,掀起了發(fā)展裝配式鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的熱潮。裝配式混凝土結(jié)構(gòu)具有施工質(zhì)量有保障、生產(chǎn)效率高的優(yōu)點,但其接頭制約著結(jié)構(gòu)的整體性能,也是研究的重點[1-3]。鋼套筒錨接通過錨固膠與鋼筋、鋼套筒的相互黏結(jié)作用實現(xiàn)力的傳遞,采用鋼套筒錨接的方式時可選用大直徑連接鋼筋,來減少連接鋼筋根數(shù),這對于快速施工和保證對接拼裝質(zhì)量有著重要的意義。

目前,諸多學(xué)者對鋼套筒錨接、裝配式結(jié)構(gòu)接頭的力學(xué)性能進(jìn)行了研究。鄭永峰等[4]通過對套筒接頭試件進(jìn)行拉伸試驗,研究了結(jié)構(gòu)的性能和工作機(jī)制。李曉芝等[5]通過對錨固試樣進(jìn)行室內(nèi)拉拔試驗,總結(jié)出植筋試件的主要破壞形式,推導(dǎo)了極限拉拔承載力計算公式。黃遠(yuǎn)等[6]對鋼套筒連接件進(jìn)行了拉伸試驗,得到了試件的破壞類型,提出了防止套筒滑絲破壞的方法。劉昌永等[7]采用足尺試驗的方法對工字鋼接頭的裝配式混凝土梁進(jìn)行了抗彎性能研究,結(jié)果表明鋼接頭與混凝土沒有滑移,鋼端頭始終處于彈性狀態(tài),為梁體應(yīng)用提供了基礎(chǔ)。孫常海等[8]對型鋼接頭裝配式混凝土梁進(jìn)行了數(shù)值模擬研究,結(jié)果表明裝配式結(jié)構(gòu)的抗剪承載力有較大提高,并推導(dǎo)了該結(jié)構(gòu)的承載力計算公式。蘇會鋒等[9]和李兆平等[10]針對擬建地鐵車站的裝配式結(jié)構(gòu)進(jìn)行了抗彎試驗,分析了接頭裂縫、鋼筋和混凝土應(yīng)力的發(fā)展情況,明確了接頭的抗彎承載力,并給出了接頭的抗彎承載值。Moy等[11]對預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)節(jié)點進(jìn)行了靜力荷載和重復(fù)荷載作用下的強(qiáng)度和延性試驗,結(jié)果表明這種節(jié)點的抗彎強(qiáng)度和延性都高于現(xiàn)澆節(jié)點。曾東洋等[12]采用三維有限元對地鐵盾構(gòu)隧道管片接頭受力進(jìn)行了模擬,探討了接頭剛度與內(nèi)力的關(guān)系。張厚美[13]采用荷載試驗和數(shù)值模擬方法建立了雙層襯砌接頭相互作用模型,并對模型正確性進(jìn)行了驗證。綜上,目前對鋼套筒錨固接頭的研究主要集中在拉拔試驗研究方面,對其抗彎性能的研究還較欠缺。同時裝配式混凝土梁接頭抗彎性能的研究也不完善,且研究方法限于數(shù)值模擬,對于混凝土梁接頭抗彎性能足尺試驗研究還較少。

本文采用模型試驗的研究方法,分析混凝土梁鋼套筒錨固形式接頭的抗彎性能和破壞模式; 同時應(yīng)用黏聚力模型來模擬鋼筋與鋼套筒的錨固,對結(jié)構(gòu)抗彎性能進(jìn)行分析,并與試驗結(jié)果對比,驗證數(shù)值模擬的正確性。

1 試驗方案設(shè)計

1.1 試驗?zāi)Ｐ?/h3>

模型由2個截面為500 mm×500 mm、長為3 000 mm的C50混凝土梁組成,接頭處采用鋼筋鋼套筒進(jìn)行錨固連接。梁單側(cè)為5根HRB400級直徑28 mm的鋼筋,單側(cè)配筋面積為3 077 mm2。接頭處單側(cè)設(shè)置2根直徑45 mm鋼棒(外套鋼管外徑57 mm,內(nèi)徑50 mm,壁厚3.5 mm),面積為3 179 mm2。主筋保護(hù)層凈厚30 mm,鋼棒凈保護(hù)層厚22 mm,鋼棒中心到構(gòu)件邊距離為45 mm。箍筋規(guī)格為16 mm@250 mm,拉筋規(guī)格為16 mm@500 mm,接頭處0.5 m范圍箍筋間距加密為100 mm。模型結(jié)構(gòu)接頭平面與剖面如圖1所示,試件配筋橫斷面如圖2所示。

采用環(huán)氧樹脂類錨固膠將鋼筋與鋼套筒黏結(jié)錨固,環(huán)氧錨固膠有著黏結(jié)強(qiáng)度高、耐久性好、抗沖擊能力優(yōu)異等特點,技術(shù)參數(shù)滿足《工程結(jié)構(gòu)加固材料安全性鑒定技術(shù)規(guī)范》[14]中Ⅰ類A級膠的技術(shù)參數(shù)。試驗?zāi)Ｐ椭懈鞑牧衔锢砹W(xué)參數(shù)如表1所示。制作完成的模型試件骨架如圖3所示。

圖1 模型接頭結(jié)構(gòu)圖(單位: mm)Fig. 1 Model joint structure (unit: mm)

圖2 試件配筋橫斷面圖(單位: mm)Fig. 2 Cross-section of steel reinforcement in test pieces (unit: mm)

表1 試驗材料物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Physical and mechanical parameters of test materials

圖3 試驗?zāi)Ｐ凸羌蹻ig. 3 Test model skeleton

1.2 試驗測試方案

試驗采用油壓千斤頂通過反力架及分配梁對試件施加集中荷載,該裝置可以實現(xiàn)梁純彎曲受力,能更好地了解加載過程中梁體的受力表現(xiàn)和變化過程,還可以與采用理論公式計算得到的開裂荷載和極限荷載相互驗證。加載的壓力值由1 000 kN壓力傳感器測定,在試件跨中、支座附近試件的兩側(cè)放置千分表測量試件的豎向位移,試驗加載裝置如圖4和圖5所示。梁左端支座約束水平、豎直方向,右端支座約束豎直方向。其中左端支座采用底200 mm、高100 mm、長500 mm的三角形實心型鋼,右端支座采用直徑100 mm、長500 mm的圓形實心型鋼。開始試驗前進(jìn)行預(yù)加載,檢驗支座是否平穩(wěn)、儀表及加載設(shè)備是否正常,并對儀表設(shè)備調(diào)零。

圖5 現(xiàn)場試驗情況Fig. 5 In situ test

在加載之前依據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》[15]預(yù)估試件的開裂荷載、極限荷載,試驗采用分級加載,當(dāng)荷載接近預(yù)估開裂荷載時,減小每級荷載大小,緩慢加載至試件開裂。試件開裂后,恢復(fù)加載荷載并加載至試件破壞。

加載的過程中實時監(jiān)測壓力傳感器示數(shù)和試件豎向位移,梁體產(chǎn)生細(xì)小裂縫時記錄該荷載為開裂荷載。當(dāng)千斤頂油壓表指針回落、試件豎向位移突然增大或鋼筋被拔出時,停止加載,并記錄該荷載為極限荷載。每級靜置15 min,待位移穩(wěn)定后讀取讀數(shù),繼續(xù)施加下一級荷載。

2 試驗結(jié)果及分析

試件結(jié)構(gòu)所受千斤頂豎向力與跨中豎向位移變化曲線如圖6所示。由圖6所知: 在加載初始階段,結(jié)構(gòu)處于彈性階段,豎向力與跨中豎向位移呈線性關(guān)系。當(dāng)跨中荷載為253 kN時,在純彎段產(chǎn)生了細(xì)小的裂縫,試件剛度較未開裂之前有所減小;當(dāng)跨中荷載為355 kN時,在跨中接頭處錨固膠開裂,結(jié)構(gòu)剛度進(jìn)一步下降;當(dāng)跨中荷載為500 kN時,在彎剪區(qū)段出現(xiàn)較短的豎向裂縫,后慢慢發(fā)展為斜裂縫,并逐漸向集中荷載作用點延伸;當(dāng)荷載為750 kN時,錨固鋼筋被拉出,構(gòu)件破壞。構(gòu)件破壞過程如圖7所示。

圖6 試件豎向力與跨中豎向位移變化曲線Fig. 6 Changing curve of vertical force and mid-span vertical displacement for test pieces

圖7 梁接頭破壞過程Fig. 7 Beam joint failure process

結(jié)合荷載-位移曲線和現(xiàn)場試驗情況可知,試件開裂工況對應(yīng)梁體彎矩,即結(jié)構(gòu)開裂荷載為158.1 kN·m,跨中接頭開裂荷載為221.9 kN·m,結(jié)構(gòu)的破壞荷載為468.8 kN·m,大于按規(guī)范計算的極限荷載。結(jié)果表明該接頭可以提供足夠的強(qiáng)度。

3 數(shù)值模擬研究

3.1 黏聚力模型

黏聚力模型將界面應(yīng)力和界面相對位移關(guān)系進(jìn)行簡化,并采用應(yīng)力-位移關(guān)系曲線表示。黏聚力模型采用一層單元模擬錨固膠與鋼筋的界面黏結(jié),其應(yīng)力-位移關(guān)系曲線如圖8所示。初始階段黏聚力單元應(yīng)力隨著相對位移相對增長,當(dāng)黏聚力應(yīng)力達(dá)到開裂強(qiáng)度后,單元進(jìn)入損傷軟化狀態(tài),隨著位移的增大,應(yīng)力逐漸下降至0。斷裂能量指的是黏聚力-位移曲線所包圍的面積。因此,損傷可以通過位移或能量定義。

圖8 黏聚力模型應(yīng)力-位移關(guān)系曲線Fig. 8 Curve for stress-displacement relationship of cohesive force model

損傷后的應(yīng)力等于損傷因子與極限應(yīng)力的乘積,損傷因子由式(1)確定。式中:δm為黏聚力單元位移,m;δ0m為黏聚力單元開始進(jìn)入軟化階段的臨界位移,m;δmaxm為黏聚力單元的最大失效位移,m。

損傷因子在ABAQUS有限元軟件中用變量SDEG表示。SDEG等于0表示黏聚力單元未進(jìn)入軟化狀態(tài),SDEG等于1表示黏聚力單元完全失效。

3.2 混凝土損傷模型

混凝土損傷塑性模型是ABAQUS軟件隱式算法自帶的混凝土材料本構(gòu)模型,適用于單調(diào)加載和循環(huán)加載作用下的混凝土結(jié)構(gòu)和構(gòu)件的非線性分析,模型參數(shù)取值如表2所示?！痘炷两Y(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》附錄C給出了混凝土本構(gòu)關(guān)系,如圖9和圖10所示。規(guī)范推薦的混凝土應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系計算較為簡單,很多學(xué)者采用該本構(gòu)關(guān)系取得了一定的經(jīng)驗,故本文采用規(guī)范推薦的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系進(jìn)行計算。

表2 混凝土損傷模型參數(shù)Table 2 Damage model parameters of concrete

3.3 計算模型與參數(shù)

為了驗證大直徑鋼筋鋼套筒錨固梁接頭的性能及受力特征,采用ABAQUS有限元軟件對鋼筋、混凝土和錨固膠建立三維有限元模型。模型尺寸與試驗尺寸保持一致,其中混凝土、鋼筋、鋼套筒采用C3D8R單元模擬,錨固膠采用COH3D8單元模擬,梁主筋、箍筋采用T3D2桁架單元模擬,并將鋼筋單元嵌入到混凝土實體單元中。梁支座按簡支梁約束,在上部施加力進(jìn)行加載,有限元模型如圖11所示。在數(shù)值模擬中,開裂荷載定義為模型中受拉區(qū)混凝土達(dá)到最大拉應(yīng)力時構(gòu)件承受的荷載。極限荷載定義為發(fā)生以下現(xiàn)象時結(jié)構(gòu)承受的荷載: 受拉區(qū)混凝土達(dá)到極限應(yīng)變或受拉鋼筋達(dá)到極限強(qiáng)度或鋼筋植筋膠產(chǎn)生滑移。

圖9 混凝土受壓應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系Fig. 9 Compressive stress-strain relationship of concrete

圖10 混凝土受拉應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系Fig. 10 Tensile stress-strain relationship of concrete

3.4 計算結(jié)果分析

3.4.1 試件破壞形式

試件破壞過程如圖12所示?？缰袕澗剡_(dá)到127.5 kN·m時,試件在變剛度截面處混凝土首先開裂,隨著荷載的增加,梁身細(xì)小豎向裂縫開始增多;跨中彎矩達(dá)到212.1 kN·m時,跨中錨固膠開裂;跨中彎矩達(dá)到441.3 kN·m時,鋼筋與錨固膠黏結(jié)界面逐漸產(chǎn)生滑移,直至試件破壞。表3示出模型試驗和數(shù)值模擬的結(jié)果對比情況,在破壞形式和承載力方面,現(xiàn)場試驗與數(shù)值模擬結(jié)果基本一致,驗證了數(shù)值模擬的正確性。由于構(gòu)件產(chǎn)生了肉眼可見的裂縫時才記錄數(shù)據(jù),有一定的滯后性,因此模型試驗結(jié)果稍大于數(shù)值模擬結(jié)果。

圖11 有限元模型與網(wǎng)格劃分Fig. 11 Finite element models and mesh generation

圖12 數(shù)值模擬試件破壞過程Fig. 12 Specimen failure process by numerical simulation

表3 試驗與數(shù)值模擬結(jié)果 Table 3 Experimental and numerical simulation results

3.4.2 主筋應(yīng)力

單片梁受拉區(qū)主筋應(yīng)力分布情況如圖13所示。可以看出,在加載初始階段,主筋應(yīng)力呈中間大、兩邊小的規(guī)律分布,應(yīng)力大小隨荷載增加而增加。當(dāng)受拉區(qū)混凝土開裂后,主筋在開裂處應(yīng)力發(fā)生突變并增大,隨著豎向裂縫的增多,主筋應(yīng)力突變點也隨之增多;當(dāng)受拉區(qū)混凝土全部退出工作時,在裂縫處主筋應(yīng)力最大達(dá)384 MPa,接近其屈服強(qiáng)度。

圖13 受拉區(qū)主筋應(yīng)力分布曲線Fig. 13 Stress distribution curves of steel bars in tension zone

3.4.3 接頭鋼筋應(yīng)力

試件受拉區(qū)、受壓區(qū)接頭鋼筋的應(yīng)力分布情況分別如圖14和圖15所示?？梢钥闯?受拉區(qū)鋼筋拉應(yīng)力在跨中接頭位置最大,向梁端部方向呈遞減趨勢,同時鋼筋應(yīng)力整體隨著豎向力增大而增大。受壓區(qū)鋼筋應(yīng)力與受拉區(qū)鋼筋應(yīng)力分布情況一致,由于受壓區(qū)混凝土一直參加工作,故受壓區(qū)鋼筋承擔(dān)應(yīng)力較小。

圖14 受拉區(qū)接頭鋼筋應(yīng)力分布曲線Fig. 14 Stress distribution curves of joint steel bars in tension zone

當(dāng)跨中錨固膠失效時,接頭鋼筋應(yīng)力大幅增長,受拉區(qū)鋼筋的增長幅度最大; 此后,鋼筋應(yīng)力緩慢增長。在加載過程中,接頭鋼筋的應(yīng)力保持在彈性階段內(nèi),表明試件混凝土開裂和接頭錨固膠失效對結(jié)構(gòu)安全性沒有影響,同時還有一定的延性,接頭有較高的安全性。

圖15 受壓區(qū)接頭鋼筋應(yīng)力分布曲線Fig. 15 Stress distribution curves of joint steel bars in compression zone

3.4.4 接頭錨固膠應(yīng)力

錨固膠剪應(yīng)力分布情況如圖16所示?？梢钥闯?錨固膠剪應(yīng)力在接頭處最大,向遠(yuǎn)端呈遞減趨勢,隨著豎向力的增加,錨固膠應(yīng)力隨之增加。接頭錨固膠失效后,鋼筋錨固膠應(yīng)力增長幅度變大;當(dāng)錨固膠剪應(yīng)力達(dá)到極限強(qiáng)度時,錨固膠開始進(jìn)入軟化狀態(tài),最終錨固膠破壞,鋼筋被拔出。

圖16 錨固膠剪應(yīng)力分布曲線Fig. 16 Shear stress distribution curves of anchor adhesive

4 結(jié)論與討論

本文采用模型試驗與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法,研究了鋼套筒錨接接頭梁的彎曲性能和受力狀態(tài),得到以下結(jié)論:

1)綜合判斷試驗現(xiàn)象和計算結(jié)果,可以將該結(jié)構(gòu)接頭受力狀態(tài)分為線彈性、梁身混凝土開裂、鋼筋與錨固膠滑移等幾個狀態(tài)。

2)試驗表明結(jié)構(gòu)的破壞是接頭鋼筋與錨固膠的滑移破壞,接頭的極限強(qiáng)度大于按規(guī)范計算的梁身極限荷載,表明采用該接頭能提供足夠的強(qiáng)度以滿足設(shè)計要求。

3)采用黏聚力模型模擬鋼筋鋼套筒錨固的接頭是可行的。該方法可以用于實際工程中,通過調(diào)整接頭鋼筋根數(shù)和直徑滿足不同截面的受力要求,為預(yù)測接頭抗彎承載力提供方法,具有可參考的價值。

盡管可以通過改變接頭的設(shè)置位置避開剪力最大值,但對于彎剪構(gòu)件的安全性和耐久性還亟需進(jìn)一步討論。此外,本文采用了《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》推薦的混凝土受壓和受拉應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系模型,后續(xù)研究中可補(bǔ)充試件的混凝土試驗,取得試件的混凝土應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系,再進(jìn)行有限元模擬。