王 瓊，任 剛，張宗軍，王長軍，唐云剛，馬 勇

(1.安徽海龍建筑工業(yè)有限公司，安徽 合肥 230601；2.中建海龍科技有限公司，廣東 深圳 518110；3.北京中建建筑科學(xué)研究院有限公司，北京 100084)

0 引言

進入“十四五”時期，國家將大力發(fā)展裝配式建筑，裝配整體式混凝土結(jié)構(gòu)將得到大力推廣，而全灌漿套筒連接作為裝配式結(jié)構(gòu)中預(yù)制構(gòu)件受力鋼筋連接的主要方式之一，應(yīng)用十分廣泛。但在實際工程中，操作不規(guī)范、出漿口不出漿和漿體回落等問題均可能導(dǎo)致套筒內(nèi)形成灌漿缺陷，從而降低連接的安全性。鄭清林等[1]制作了70個試件進行單向拉伸試驗，研究不同類型灌漿缺陷對套筒灌漿試件的影響；李向民等[2]在套筒內(nèi)下段鋼筋錨固段底部設(shè)置灌漿缺陷，研究不同大小的缺陷對接頭單向拉伸強度的影響；高潤東等[3]在全灌漿套筒內(nèi)下段鋼筋錨固段中部設(shè)置灌漿缺陷，研究不同大小灌漿缺陷對全灌漿套筒連接的影響；陳銘[4]設(shè)計并制作了11組包含灌漿缺陷的全灌漿套筒連接件，探究缺陷對全灌漿套筒連接單向拉伸性能的影響。

在已開展的研究中，套筒內(nèi)設(shè)置的缺陷類型覆蓋了部分實際工程中可能出現(xiàn)的缺陷，但缺陷參數(shù)較多，包括缺陷位置、長度、厚度、數(shù)量及鋼筋偏置等，因此本文將研究更多類型的缺陷對全灌漿套筒連接的影響。由于試驗成本相對較高且易出現(xiàn)誤差，利用ABAQUS建模，與試驗結(jié)果對比，驗證模型及其參數(shù)設(shè)置的合理性和正確性，并進行參數(shù)化研究。

1 有限元模型

1.1 材料屬性及本構(gòu)關(guān)系

1.1.1鋼筋

采用φ14 HRB400鋼筋，彈性模量為2.0×105MPa，泊松比為0.3，屈服強度為430MPa，極限抗拉強度為600MPa。鋼筋應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖1所示。

圖1 鋼筋應(yīng)力-應(yīng)變曲線

1.1.2灌漿料

由于國內(nèi)外關(guān)于灌漿料的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系理論研究尚不完善，無法獲得與實際灌漿料完全一致的本構(gòu)關(guān)系，而混凝土在室溫狀態(tài)下的本構(gòu)關(guān)系相對豐富，該方面的計算公式也較準確。因此，本次有限元分析采用混凝土本構(gòu)模型代替灌漿料本構(gòu)模型，參考GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(2015年版)[5]中的本構(gòu)關(guān)系公式。

混凝土單軸受拉應(yīng)力-應(yīng)變曲線按下列公式確定：

σ=(1-dt)Ecε

(1)

(2)

(3)

(4)

式中：αt為混凝土單軸受拉應(yīng)力-應(yīng)變曲線下降段參數(shù)值；ft,r為混凝土單軸抗拉強度代表值，可根據(jù)實際結(jié)構(gòu)分析的需要分別取ft，ftk或ftm；εt,r為與單軸抗拉強度代表值相應(yīng)的混凝土峰值拉應(yīng)變；dt為混凝土單軸受拉損傷演化系數(shù)。

混凝土單軸受壓應(yīng)力-應(yīng)變曲線按照下列公式確定：

σ=(1-dc)Ecε

(5)

(6)

(7)

(8)

(9)

式中：αc為混凝土單軸受壓應(yīng)力-應(yīng)變曲線下降段參數(shù)值；fc,r為混凝土單軸抗壓強度代表值，可根據(jù)實際結(jié)構(gòu)分析的需要分別取fc，fck或fcm；εc,r為與單軸抗壓強度代表值相應(yīng)的混凝土峰值壓應(yīng)變；dc為混凝土單軸受壓損傷演化系數(shù)。

1.1.3套筒

由于套筒在試驗過程中處于彈性狀態(tài)，所以套筒的本構(gòu)模型采用理想彈性模型。套筒的抗拉強度為600MPa，彈性模量為2.0×105MPa，泊松比為0.3。

1.2 有限元模型的建立

利用CAD軟件對試件進行三維實體建模，在CAD軟件中分別創(chuàng)建套筒兩端的鋼筋、全灌漿套筒和灌漿料，并將模型導(dǎo)入ABAQUS軟件中。定義鋼筋、全灌漿套筒和灌漿料的材料性質(zhì)，并將創(chuàng)建好的截面與材料屬性賦予到相應(yīng)的模型中?？紤]到鋼筋和灌漿料間的黏結(jié)變形，各部件均選擇8結(jié)點三維實體線性縮減積分單元(C3D8R)。在劃分網(wǎng)格前，先將各部件切割成規(guī)則形狀，然后將各部件網(wǎng)格均劃分為2.5mm，并保證每個部件都能形成共同結(jié)點。由于模擬靜力作用下對試件的作用，因此設(shè)置分析步時，新的分析步Step1選擇為“靜力，通用”；最后依次設(shè)置最大增量步數(shù)為10 000、初始增量步為0.01，其他選項均保持默認設(shè)置。將鋼筋和灌漿料間的接觸設(shè)定為摩擦，在接觸算法中，輸入切向行為和法向行為2種接觸，在切向接觸行為中運用罰函數(shù)，并利用庫倫摩擦模型，將摩擦系數(shù)設(shè)定為0.6；而為了限制可能發(fā)生的穿透現(xiàn)象，在法向行為中使用“硬”接觸。本次模擬主要觀察鋼筋的受力情況，故簡化了灌漿料和全灌漿套筒間的摩擦力和咬合力，將灌漿料和全灌漿套筒間的接觸設(shè)定為“綁定”。結(jié)合實際試驗過程，固定灌漿端的鋼筋，對另一側(cè)鋼筋進行位移加載。分別在兩端鋼筋的側(cè)截面圓心處創(chuàng)立參考點RP-1和RP-2，并在參考點和側(cè)截面間設(shè)置耦合約束，在RP-1上設(shè)置固定，即U1=U2=U3=UR1=UR2=UR3=0;在RP-2上施加沿z正方向的荷載，利用位移控制加載，即U3=10，直至運算結(jié)束。由于采用的是1/2對稱模型，還需沿法線法向設(shè)置對稱邊界條件[6]。

2 有限元模型的驗證

以陳銘[4]進行的11組全灌漿套筒試件單向拉伸試驗結(jié)果為參考，標準組試件、端部缺陷-2d試件和端部缺陷-3d試件(d為鋼筋直徑)的屈服強度分別為444，421，429MPa，抗拉強度分別為599，596，557MPa。選取標準組試件，根據(jù)1.2節(jié)建立標準組全灌漿套筒試件模型(見圖2)。模擬試件應(yīng)力如圖3所示。

圖3 試件應(yīng)力(單位：MPa)

試件試驗和模擬荷載-位移曲線如圖4所示。由圖4可知，各組試件的試驗和模擬荷載-位移曲線整體趨勢基本一致。當加載至極限荷載時，模擬試件的極限抗拉強度與試驗試件的極限抗拉強度均相差不到5%，位移也相差不到5%，說明此次模擬符合試驗實際狀況。

圖4 試件試驗和模擬荷載-位移曲線

3 參數(shù)化分析

3.1 建立參數(shù)化分析模型

套筒灌漿形成缺陷的常見原因有：①套筒在生產(chǎn)或安裝過程中落入異物；②鋼筋插入套筒的長度不夠；③因灌漿結(jié)束前持壓不充分、封堵灌漿孔不及時、連通腔漏漿造成漿體回流；④安裝偏差造成鋼筋偏心。

本次模擬共設(shè)計6種帶有灌漿缺陷的全灌漿套筒試件，如圖5所示。鋼筋錨固段的端部環(huán)向缺陷長度分別為1d，2d，3d，厚3mm；中部環(huán)向缺陷長度分別為1d，2d，3d，厚3mm。

圖5 帶有灌漿缺陷的全灌漿套筒試件

3.2 參數(shù)化分析結(jié)果

端部缺陷試件和中部缺陷試件模擬結(jié)果如表1所示，荷載-位移曲線如圖6所示。

表1 試件模擬結(jié)果

圖6 試件模擬荷載-位移曲線

由表1，圖6可知，同位置缺陷對試件的影響隨著缺陷長度的增加而變大；相較于標準組試件，端部缺陷-1d、端部缺陷-2d和端部缺陷-3d的極限荷載分別下降了1.9%，8.0%，12.8%，極限位移分別下降了10.2%，17.5%，24.0%；相較于標準組試件，中部缺陷-1d、中部缺陷-2d和中部缺陷-3d的極限荷載分別下降了4.9%，10.4%，19.5%，極限位移分別下降了14.4%，22.2%，34.2%。

4 結(jié)語

本文在國內(nèi)外對灌漿套筒研究的基礎(chǔ)上，針對灌漿套筒在實際施工過程中可能產(chǎn)生的缺陷進行研究，主要得到以下結(jié)論。

1)缺陷位置相同時，缺陷對試件的影響隨著缺陷長度的增加而變大。

2)當端部缺陷的長度為3d時，缺陷導(dǎo)致試件的極限荷載下降了12.8%，極限位移下降了24.0%。

3)當中部缺陷的長度為3d時，缺陷導(dǎo)致試件的極限荷載下降了19.5%，極限位移下降了34.2%。

4)當缺陷長度相同時，中部缺陷對試件的影響大于端部缺陷。