杨贵生, 杨毅秋, 周慧超

(中国铁路设计集团有限公司, 天津 300142)

0 引言

如今,我国建筑业与城市轨道交通建设飞速发展,掀起了发展装配式钢筋混凝土结构的热潮。装配式混凝土结构具有施工质量有保障、生产效率高的优点,但其接头制约着结构的整体性能,也是研究的重点[1-3]。钢套筒锚接通过锚固胶与钢筋、钢套筒的相互黏结作用实现力的传递,采用钢套筒锚接的方式时可选用大直径连接钢筋,来减少连接钢筋根数,这对于快速施工和保证对接拼装质量有着重要的意义。

目前,诸多学者对钢套筒锚接、装配式结构接头的力学性能进行了研究。郑永峰等[4]通过对套筒接头试件进行拉伸试验,研究了结构的性能和工作机制。李晓芝等[5]通过对锚固试样进行室内拉拔试验,总结出植筋试件的主要破坏形式,推导了极限拉拔承载力计算公式。黄远等[6]对钢套筒连接件进行了拉伸试验,得到了试件的破坏类型,提出了防止套筒滑丝破坏的方法。刘昌永等[7]采用足尺试验的方法对工字钢接头的装配式混凝土梁进行了抗弯性能研究,结果表明钢接头与混凝土没有滑移,钢端头始终处于弹性状态,为梁体应用提供了基础。孙常海等[8]对型钢接头装配式混凝土梁进行了数值模拟研究,结果表明装配式结构的抗剪承载力有较大提高,并推导了该结构的承载力计算公式。苏会锋等[9]和李兆平等[10]针对拟建地铁车站的装配式结构进行了抗弯试验,分析了接头裂缝、钢筋和混凝土应力的发展情况,明确了接头的抗弯承载力,并给出了接头的抗弯承载值。Moy等[11]对预制混凝土结构节点进行了静力荷载和重复荷载作用下的强度和延性试验,结果表明这种节点的抗弯强度和延性都高于现浇节点。曾东洋等[12]采用三维有限元对地铁盾构隧道管片接头受力进行了模拟,探讨了接头刚度与内力的关系。张厚美[13]采用荷载试验和数值模拟方法建立了双层衬砌接头相互作用模型,并对模型正确性进行了验证。综上,目前对钢套筒锚固接头的研究主要集中在拉拔试验研究方面,对其抗弯性能的研究还较欠缺。同时装配式混凝土梁接头抗弯性能的研究也不完善,且研究方法限于数值模拟,对于混凝土梁接头抗弯性能足尺试验研究还较少。

本文采用模型试验的研究方法,分析混凝土梁钢套筒锚固形式接头的抗弯性能和破坏模式; 同时应用黏聚力模型来模拟钢筋与钢套筒的锚固,对结构抗弯性能进行分析,并与试验结果对比,验证数值模拟的正确性。

1 试验方案设计

1.1 试验模型

模型由2个截面为500 mm×500 mm、长为3 000 mm的C50混凝土梁组成,接头处采用钢筋钢套筒进行锚固连接。梁单侧为5根HRB400级直径28 mm的钢筋,单侧配筋面积为3 077 mm2。接头处单侧设置2根直径45 mm钢棒(外套钢管外径57 mm,内径50 mm,壁厚3.5 mm),面积为3 179 mm2。主筋保护层净厚30 mm,钢棒净保护层厚22 mm,钢棒中心到构件边距离为45 mm。箍筋规格为16 mm@250 mm,拉筋规格为16 mm@500 mm,接头处0.5 m范围箍筋间距加密为100 mm。模型结构接头平面与剖面如图1所示,试件配筋横断面如图2所示。

采用环氧树脂类锚固胶将钢筋与钢套筒黏结锚固,环氧锚固胶有着黏结强度高、耐久性好、抗冲击能力优异等特点,技术参数满足《工程结构加固材料安全性鉴定技术规范》[14]中Ⅰ类A级胶的技术参数。试验模型中各材料物理力学参数如表1所示。制作完成的模型试件骨架如图3所示。

图1 模型接头结构图(单位: mm)Fig. 1 Model joint structure (unit: mm)

图2 试件配筋横断面图(单位: mm)Fig. 2 Cross-section of steel reinforcement in test pieces (unit: mm)

表1 试验材料物理力学参数Table 1 Physical and mechanical parameters of test materials

图3 试验模型骨架Fig. 3 Test model skeleton

1.2 试验测试方案

试验采用油压千斤顶通过反力架及分配梁对试件施加集中荷载,该装置可以实现梁纯弯曲受力,能更好地了解加载过程中梁体的受力表现和变化过程,还可以与采用理论公式计算得到的开裂荷载和极限荷载相互验证。加载的压力值由1 000 kN压力传感器测定,在试件跨中、支座附近试件的两侧放置千分表测量试件的竖向位移,试验加载装置如图4和图5所示。梁左端支座约束水平、竖直方向,右端支座约束竖直方向。其中左端支座采用底200 mm、高100 mm、长500 mm的三角形实心型钢,右端支座采用直径100 mm、长500 mm的圆形实心型钢。开始试验前进行预加载,检验支座是否平稳、仪表及加载设备是否正常,并对仪表设备调零。

图5 现场试验情况Fig. 5 In situ test

在加载之前依据《混凝土结构设计规范》[15]预估试件的开裂荷载、极限荷载,试验采用分级加载,当荷载接近预估开裂荷载时,减小每级荷载大小,缓慢加载至试件开裂。试件开裂后,恢复加载荷载并加载至试件破坏。

加载的过程中实时监测压力传感器示数和试件竖向位移,梁体产生细小裂缝时记录该荷载为开裂荷载。当千斤顶油压表指针回落、试件竖向位移突然增大或钢筋被拔出时,停止加载,并记录该荷载为极限荷载。每级静置15 min,待位移稳定后读取读数,继续施加下一级荷载。

2 试验结果及分析

试件结构所受千斤顶竖向力与跨中竖向位移变化曲线如图6所示。由图6所知: 在加载初始阶段,结构处于弹性阶段,竖向力与跨中竖向位移呈线性关系。当跨中荷载为253 kN时,在纯弯段产生了细小的裂缝,试件刚度较未开裂之前有所减小;当跨中荷载为355 kN时,在跨中接头处锚固胶开裂,结构刚度进一步下降;当跨中荷载为500 kN时,在弯剪区段出现较短的竖向裂缝,后慢慢发展为斜裂缝,并逐渐向集中荷载作用点延伸;当荷载为750 kN时,锚固钢筋被拉出,构件破坏。构件破坏过程如图7所示。

图6 试件竖向力与跨中竖向位移变化曲线Fig. 6 Changing curve of vertical force and mid-span vertical displacement for test pieces

图7 梁接头破坏过程Fig. 7 Beam joint failure process

结合荷载-位移曲线和现场试验情况可知,试件开裂工况对应梁体弯矩,即结构开裂荷载为158.1 kN·m,跨中接头开裂荷载为221.9 kN·m,结构的破坏荷载为468.8 kN·m,大于按规范计算的极限荷载。结果表明该接头可以提供足够的强度。

3 数值模拟研究

3.1 黏聚力模型

黏聚力模型将界面应力和界面相对位移关系进行简化,并采用应力-位移关系曲线表示。黏聚力模型采用一层单元模拟锚固胶与钢筋的界面黏结,其应力-位移关系曲线如图8所示。初始阶段黏聚力单元应力随着相对位移相对增长,当黏聚力应力达到开裂强度后,单元进入损伤软化状态,随着位移的增大,应力逐渐下降至0。断裂能量指的是黏聚力-位移曲线所包围的面积。因此,损伤可以通过位移或能量定义。

图8 黏聚力模型应力-位移关系曲线Fig. 8 Curve for stress-displacement relationship of cohesive force model

损伤后的应力等于损伤因子与极限应力的乘积,损伤因子由式(1)确定。式中:δm为黏聚力单元位移,m;δ0m为黏聚力单元开始进入软化阶段的临界位移,m;δmaxm为黏聚力单元的最大失效位移,m。

损伤因子在ABAQUS有限元软件中用变量SDEG表示。SDEG等于0表示黏聚力单元未进入软化状态,SDEG等于1表示黏聚力单元完全失效。

3.2 混凝土损伤模型

混凝土损伤塑性模型是ABAQUS软件隐式算法自带的混凝土材料本构模型,适用于单调加载和循环加载作用下的混凝土结构和构件的非线性分析,模型参数取值如表2所示。《混凝土结构设计规范》附录C给出了混凝土本构关系,如图9和图10所示。规范推荐的混凝土应力-应变关系计算较为简单,很多学者采用该本构关系取得了一定的经验,故本文采用规范推荐的应力-应变关系进行计算。

表2 混凝土损伤模型参数Table 2 Damage model parameters of concrete

3.3 计算模型与参数

为了验证大直径钢筋钢套筒锚固梁接头的性能及受力特征,采用ABAQUS有限元软件对钢筋、混凝土和锚固胶建立三维有限元模型。模型尺寸与试验尺寸保持一致,其中混凝土、钢筋、钢套筒采用C3D8R单元模拟,锚固胶采用COH3D8单元模拟,梁主筋、箍筋采用T3D2桁架单元模拟,并将钢筋单元嵌入到混凝土实体单元中。梁支座按简支梁约束,在上部施加力进行加载,有限元模型如图11所示。在数值模拟中,开裂荷载定义为模型中受拉区混凝土达到最大拉应力时构件承受的荷载。极限荷载定义为发生以下现象时结构承受的荷载: 受拉区混凝土达到极限应变或受拉钢筋达到极限强度或钢筋植筋胶产生滑移。

图9 混凝土受压应力-应变关系Fig. 9 Compressive stress-strain relationship of concrete

图10 混凝土受拉应力-应变关系Fig. 10 Tensile stress-strain relationship of concrete

3.4 计算结果分析

3.4.1 试件破坏形式

试件破坏过程如图12所示。跨中弯矩达到127.5 kN·m时,试件在变刚度截面处混凝土首先开裂,随着荷载的增加,梁身细小竖向裂缝开始增多;跨中弯矩达到212.1 kN·m时,跨中锚固胶开裂;跨中弯矩达到441.3 kN·m时,钢筋与锚固胶黏结界面逐渐产生滑移,直至试件破坏。表3示出模型试验和数值模拟的结果对比情况,在破坏形式和承载力方面,现场试验与数值模拟结果基本一致,验证了数值模拟的正确性。由于构件产生了肉眼可见的裂缝时才记录数据,有一定的滞后性,因此模型试验结果稍大于数值模拟结果。

图11 有限元模型与网格划分Fig. 11 Finite element models and mesh generation

图12 数值模拟试件破坏过程Fig. 12 Specimen failure process by numerical simulation

表3 试验与数值模拟结果 Table 3 Experimental and numerical simulation results

3.4.2 主筋应力

单片梁受拉区主筋应力分布情况如图13所示。可以看出,在加载初始阶段,主筋应力呈中间大、两边小的规律分布,应力大小随荷载增加而增加。当受拉区混凝土开裂后,主筋在开裂处应力发生突变并增大,随着竖向裂缝的增多,主筋应力突变点也随之增多;当受拉区混凝土全部退出工作时,在裂缝处主筋应力最大达384 MPa,接近其屈服强度。

图13 受拉区主筋应力分布曲线Fig. 13 Stress distribution curves of steel bars in tension zone

3.4.3 接头钢筋应力

试件受拉区、受压区接头钢筋的应力分布情况分别如图14和图15所示。可以看出,受拉区钢筋拉应力在跨中接头位置最大,向梁端部方向呈递减趋势,同时钢筋应力整体随着竖向力增大而增大。受压区钢筋应力与受拉区钢筋应力分布情况一致,由于受压区混凝土一直参加工作,故受压区钢筋承担应力较小。

图14 受拉区接头钢筋应力分布曲线Fig. 14 Stress distribution curves of joint steel bars in tension zone

当跨中锚固胶失效时,接头钢筋应力大幅增长,受拉区钢筋的增长幅度最大; 此后,钢筋应力缓慢增长。在加载过程中,接头钢筋的应力保持在弹性阶段内,表明试件混凝土开裂和接头锚固胶失效对结构安全性没有影响,同时还有一定的延性,接头有较高的安全性。

图15 受压区接头钢筋应力分布曲线Fig. 15 Stress distribution curves of joint steel bars in compression zone

3.4.4 接头锚固胶应力

锚固胶剪应力分布情况如图16所示。可以看出,锚固胶剪应力在接头处最大,向远端呈递减趋势,随着竖向力的增加,锚固胶应力随之增加。接头锚固胶失效后,钢筋锚固胶应力增长幅度变大;当锚固胶剪应力达到极限强度时,锚固胶开始进入软化状态,最终锚固胶破坏,钢筋被拔出。

图16 锚固胶剪应力分布曲线Fig. 16 Shear stress distribution curves of anchor adhesive

4 结论与讨论

本文采用模型试验与数值模拟相结合的方法,研究了钢套筒锚接接头梁的弯曲性能和受力状态,得到以下结论:

1)综合判断试验现象和计算结果,可以将该结构接头受力状态分为线弹性、梁身混凝土开裂、钢筋与锚固胶滑移等几个状态。

2)试验表明结构的破坏是接头钢筋与锚固胶的滑移破坏,接头的极限强度大于按规范计算的梁身极限荷载,表明采用该接头能提供足够的强度以满足设计要求。

3)采用黏聚力模型模拟钢筋钢套筒锚固的接头是可行的。该方法可以用于实际工程中,通过调整接头钢筋根数和直径满足不同截面的受力要求,为预测接头抗弯承载力提供方法,具有可参考的价值。

尽管可以通过改变接头的设置位置避开剪力最大值,但对于弯剪构件的安全性和耐久性还亟需进一步讨论。此外,本文采用了《混凝土结构设计规范》推荐的混凝土受压和受拉应力-应变关系模型,后续研究中可补充试件的混凝土试验,取得试件的混凝土应力-应变关系,再进行有限元模拟。