高奕昕，毛小勇

（蘇州科技大學(xué) 江蘇省結(jié)構(gòu)工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 蘇州 215011）

目前，國際上主要發(fā)達(dá)國家廣泛采用裝配式的建造方式來進(jìn)行建筑施工，但我國仍主要采用現(xiàn)場(chǎng)澆筑的施工作業(yè)形式，新建建筑中裝配式建筑的比例約為5%，這與國際先進(jìn)水平差距很大[1]。近年來，出于對(duì)節(jié)能減排、工程質(zhì)量、生產(chǎn)效率等方面的綜合考慮，裝配式建筑得到大力推廣[2-3]。

為有效保證裝配式建筑中節(jié)點(diǎn)性能，目前主要采用兩種形式的鋼筋連接：套筒灌漿連接及約束漿錨搭接連接[4]。鋼筋套筒灌漿連接技術(shù)被廣泛應(yīng)用于美國、日本等地震災(zāi)害發(fā)生頻繁的國家，約束漿錨搭接連接則是我國自主研發(fā)的技術(shù)，已具備一定應(yīng)用技術(shù)基礎(chǔ)。目前，許多學(xué)者針對(duì)約束漿錨搭接連接在常溫下的力學(xué)性能，進(jìn)行了不少研究。姜洪斌等[5-7]對(duì)試件進(jìn)行拉拔及單向拉伸試驗(yàn)，確定了試件基本錨固長(zhǎng)度，以及經(jīng)濟(jì)、合理的搭接長(zhǎng)度，保證了搭接連接的可靠性。馬軍衛(wèi)[8]等針對(duì)采用搭接連接的試件進(jìn)行單向拉伸及高應(yīng)力反復(fù)拉壓試驗(yàn)，分析了鋼筋直徑、配箍率、混凝土強(qiáng)度等因素對(duì)破壞機(jī)理、粘結(jié)強(qiáng)度的影響規(guī)律。邰曉峰等[9-10]針對(duì)采用該種技術(shù)的剪力墻試件進(jìn)行反復(fù)加載試驗(yàn)及擬靜力試驗(yàn)，得出采用漿錨非直接搭接連接技術(shù)的預(yù)制剪力墻具有不亞于現(xiàn)澆剪力墻的抗震性能。

目前，高溫下約束漿錨搭接連接的性能尚不清楚，有必要在試驗(yàn)基礎(chǔ)之上，通過對(duì)這種連接形式在高溫下性能的有限元分析，深入了解其破壞模式和受力機(jī)理，為節(jié)點(diǎn)的抗火性能分析及設(shè)計(jì)提供參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件簡(jiǎn)介

共計(jì)進(jìn)行了36個(gè)試件的單向拉伸試驗(yàn)，試件形式見圖1。試件采用C30級(jí)混凝土，搭接縱筋采用HRB400級(jí)鋼筋，直徑為12、14 mm，鋼筋的搭接長(zhǎng)度為1.0倍的基本錨固長(zhǎng)度（ll=1.0，la=35d）?？紤]到加熱爐膛尺寸，試件總長(zhǎng)為960 mm,鋼筋自由端露出20 mm，加載端、固定端均外伸270 mm(d=12 mm)或235 mm（d=14 mm），螺旋箍筋選用強(qiáng)度等級(jí)為HPB300光圓鋼筋，直徑為4 mm，螺箍間距為30 mm。

圖1 試件尺寸

1.2 高溫試驗(yàn)

在常溫、200、300、400、500、600℃的溫度下，采用恒溫加載，獲取荷載-位移關(guān)系、破壞模式、極限荷載。

1.3 試驗(yàn)結(jié)果

（1）高溫下試件的典型試驗(yàn)現(xiàn)象。高溫下試件的典型試驗(yàn)現(xiàn)象如圖2所示。

圖2 典型試驗(yàn)現(xiàn)象

（2）試件單向受拉的荷載-位移曲線。試件單向受拉的荷載-位移曲線如圖3所示。

圖3 試件的荷載-位移曲線

圖3（a）-（d）分別為鋼筋直徑12 mm、試驗(yàn)溫度20℃與400℃，以及鋼筋直徑14 mm、試驗(yàn)溫度200℃與600℃時(shí)的試件拉伸曲線。由試驗(yàn)現(xiàn)象和荷載-位移曲線可看出，試件最終的破壞形態(tài)多為鋼筋受拉達(dá)到其極限狀態(tài)，從而使整個(gè)連接試件喪失承載能力，較少發(fā)生因粘結(jié)強(qiáng)度不足導(dǎo)致的破壞，這說明在各溫度下搭接連接能夠充分發(fā)揮鋼筋的抗拉性能，螺旋箍筋的配置及合理的搭接長(zhǎng)度均能保證連接的可靠性。

2 有限元模型

采用有限元軟件Abaqus進(jìn)行分析。與實(shí)際試件一致，模型由鋼筋、螺旋箍筋、混凝土和灌漿料四部分組成。出于對(duì)鋼筋和混凝土、鋼筋與灌漿料之間存在相對(duì)滑移的考慮，有限元模型采用分離式模型，利用非線性彈簧單元模擬其粘結(jié)滑移行為。

2.1 材料參數(shù)

（1）鋼筋、螺旋箍筋。試驗(yàn)所用鋼筋為HRB400級(jí)、螺旋箍筋為HPB300級(jí)，在有限元模擬時(shí)，鋼筋與螺旋箍筋采用相對(duì)應(yīng)的強(qiáng)度值。在高溫下，其應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用T.T.Lie所提出的模型[11]。

（2）混凝土、灌漿料?；炷猎O(shè)計(jì)強(qiáng)度為C30，在數(shù)值模擬分析時(shí)，采用T.T.Lie模型[11]。對(duì)于灌漿料而言，由棱柱體抗壓試驗(yàn)獲得fc=73.8 MPa。由于目前與灌漿料力學(xué)性能相關(guān)的研究成果很少，故在有限元模擬時(shí)，將灌漿料等效為相同強(qiáng)度的混凝土，其高溫下的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系同樣參考T.T.Lie模型[11]。

對(duì)于鋼和混凝土的熱工性能，國內(nèi)外的專家、學(xué)者已進(jìn)行大量的研究，本文有限元模型中各材料的熱傳導(dǎo)系數(shù)、比熱等熱工參數(shù)均按Lie和Denham建議的公式計(jì)算[11]。

2.2 升溫模式

試驗(yàn)中為使試件受熱均勻，在升至所需溫度點(diǎn)后，需恒溫一段時(shí)間。在有限元分析模型中，按照試驗(yàn)升溫模式，從常溫開始以10℃/min的速率均勻升溫，達(dá)到預(yù)設(shè)溫度后，恒溫5 h，再進(jìn)行后續(xù)的力學(xué)分析。

2.3 單元類型及網(wǎng)格劃分

在傳熱及力學(xué)分析時(shí)，搭接縱筋、混凝土及灌漿料部件均選用實(shí)體單元建立，出于分析簡(jiǎn)便，將螺旋箍筋等效為圓形箍筋，采用線單元建立。在進(jìn)行傳熱分析時(shí)，實(shí)體單元類型為DC3D8傳熱單元。在進(jìn)行力學(xué)分析時(shí)，實(shí)體單元采用C3D8R單元，該種類型的單元在求解位移時(shí)，結(jié)果較為精確，同時(shí)其分析精度受單元扭曲變形的影響不大。箍筋采用只能傳遞軸向力的T3D2單元。

綜合考慮計(jì)算的準(zhǔn)確、便捷，劃分網(wǎng)格時(shí)多采用規(guī)整的六面體單元，應(yīng)力較為復(fù)雜的區(qū)域進(jìn)行局部加密。各部分網(wǎng)格劃分情況如圖4所示。

圖4 網(wǎng)格劃分情況

2.4 接觸與約束關(guān)系

通過前期試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)灌漿料與混凝土之間一體性較好，幾乎不存在滑動(dòng)，故在有限元模擬中，將灌漿料與混凝土之間的約束定為Tie綁定約束。螺旋箍筋采用Embedded命令嵌入到混凝土之中。在預(yù)埋鋼筋端部附近建立參考點(diǎn)，對(duì)其施加固定約束。在后插鋼筋端部同樣建立參考點(diǎn)，對(duì)其施加沿鋼筋縱向的荷載。鋼筋與混凝土、鋼筋與灌漿料之間需要考慮粘結(jié)滑移作用，故引入連接單元。在本文分析中，采用非線性彈簧單元spring2來模擬兩種材料之間的粘結(jié)滑移。目前有關(guān)鋼筋與混凝土之間粘結(jié)滑移關(guān)系的研究取得一定的進(jìn)展，但鋼筋與灌漿料之間的相互作用還存在局限性，故在本文有限元模擬中，高溫下不同材料之間的粘結(jié)滑移本構(gòu)主要結(jié)合自身試驗(yàn)并參考宋天詣[12]得出的表達(dá)式，該表達(dá)式在徐有鄰[13]建立的五階段模型基礎(chǔ)之上，通過朱伯龍[14]給出高溫下的粘結(jié)滑移關(guān)系對(duì)常溫模型進(jìn)行修正而得到。

由于鋼筋與混凝土、鋼筋與灌漿料之間的粘結(jié)滑移作用不可被忽略，故需在材料接觸面之間建立多對(duì)彈簧來模擬實(shí)現(xiàn)。采用實(shí)體單元建立的鋼筋，在其圓周四分點(diǎn)處各建立一排彈簧。在灌漿料、混凝土部件中的對(duì)應(yīng)位置也各建立4排彈簧，為保證能通過彈簧較好實(shí)現(xiàn)粘結(jié)滑移作用，單元網(wǎng)格劃分不可過大，且在兩部件的接觸位置要保證單元長(zhǎng)度及大小一致，這樣彈簧節(jié)點(diǎn)才能形成共用節(jié)點(diǎn)，避免不協(xié)調(diào)變形。運(yùn)用Abaqus軟件建立彈簧時(shí)，x、y、z三個(gè)方向需分別建立，沿鋼筋拉伸方向需按照粘結(jié)-滑移模型計(jì)算得出形如Abaqus軟件中用戶手冊(cè)規(guī)定的F-s曲線，在另兩個(gè)方向給出與混凝土彈性模量同數(shù)量級(jí)的剛度。

2.5 模型驗(yàn)證

圖3（a）-（d）給出了有限元分析得到的荷載-位移曲線與試驗(yàn)對(duì)比情況，可以看出，在彈性階段，兩者吻合良好；進(jìn)入非線性階段后，曲線存在一定的差異，主要是由于所選取的高溫下鋼筋本構(gòu)為線性軟化彈塑性模型，在達(dá)到屈服強(qiáng)度后，鋼筋的應(yīng)力不再發(fā)生變化。總體上看，模擬結(jié)果與試驗(yàn)曲線變化趨勢(shì)基本一致。

3 連接性能分析

3.1 應(yīng)力分布

圖5為試件的應(yīng)力分布情況，應(yīng)力較大區(qū)域與實(shí)際試件大致相符。以高溫600℃下鋼筋直徑為12 mm的試件為例，在受力過程中，混凝土試件整體上并沒有產(chǎn)生過大變形，僅沿著荷載施加方向伴隨有平行移動(dòng)，說明了螺旋箍筋的配置對(duì)混凝土起到了一定的套箍約束作用?；炷帘砻娴膽?yīng)力分布情況是：荷載施加端及另一端約束處的應(yīng)力值較大，向周圍逐漸發(fā)散、遞減，這與試驗(yàn)過程中，鋼筋根部的混凝土表面呈現(xiàn)出放射狀裂紋的現(xiàn)象比較相符。灌漿料的應(yīng)力值也較小，且多集中在端部。鋼筋的施加荷載端與約束固定端的應(yīng)力水平較高，且沿著鋼筋縱向逐層遞減，這與非線性彈簧要求共節(jié)點(diǎn)而將鋼筋與混凝土相接觸的部分劃分成長(zhǎng)度一致的單元有著很大關(guān)系。

圖5 部件的應(yīng)力分布

3.2 各溫度點(diǎn)滑移量的計(jì)算結(jié)果

圖6 D12搭接試件對(duì)應(yīng)點(diǎn)的滑移曲線

圖6與圖7為各溫度點(diǎn)下D12、D14試件的插筋和灌漿料之間的相對(duì)滑移與平均粘結(jié)應(yīng)力關(guān)系曲線。其中，圖6中A、B、C、D四點(diǎn)為沿鋼筋加載端部起算，錨固深度分別為0、140、280、420 mm的鋼筋上對(duì)應(yīng)的測(cè)點(diǎn)。圖7中A、B、C、D四點(diǎn)為沿鋼筋加載端部起算，錨固深度分別為0、160、320、490 mm的鋼筋上對(duì)應(yīng)的測(cè)點(diǎn)。從圖中曲線看出，不論處于何種溫度點(diǎn)下，在受力初期，平均粘結(jié)強(qiáng)度較小時(shí)，插筋與灌漿料之間幾乎沒有相對(duì)滑移。對(duì)各溫度下的試件，加載初期，鋼筋與灌漿料之間的粘結(jié)強(qiáng)度主要由它們之間的化學(xué)膠結(jié)力承擔(dān)，該力數(shù)值不大，常溫下一般處于0.4 MPa至0.7 MPa之間[15]，隨著溫度升高及脫水作用使得受力前期鋼筋與灌漿料之間的膠結(jié)力進(jìn)一步退化、失效，搭接連接構(gòu)件過早產(chǎn)生相對(duì)滑動(dòng)，這也與圖中各溫度點(diǎn)下，處于試件不同位置的滑移曲線在越來越低的粘結(jié)力水平下偏離x軸的現(xiàn)象相符合。隨著受力增加，粘結(jié)強(qiáng)度逐步提升，相對(duì)滑移也開始增大。在不同溫度點(diǎn)下，對(duì)同一個(gè)搭接連接的構(gòu)件，沿著自由端至鋼筋受力端的方向，鋼筋與灌漿料之間的滑移量總是呈現(xiàn)出逐漸增大的趨勢(shì)。位于鋼筋受力端處，兩者最先開始發(fā)生滑移并且伴隨較大滑移量，但并沒有超過非線性彈簧所定義的粘結(jié)-滑移關(guān)系中的極限滑移量。

圖7 D14搭接試件對(duì)應(yīng)點(diǎn)的滑移曲線

對(duì)D12、D14試件，溫度升高會(huì)造成各點(diǎn)滑移量呈現(xiàn)出一定的變化趨勢(shì)。從圖7（a）-（f）可見，當(dāng)處于常溫至300℃溫度區(qū)間，對(duì)D12試件，在靠近荷載加載端處鋼筋與灌漿料之間的極限滑移量隨溫度升高而稍有減小。400℃時(shí)，加載端處的極限滑移量呈現(xiàn)出反彈趨勢(shì)。在500℃至600℃范圍，加載端處的鋼筋與灌漿料之間的極限滑移量隨溫度升高又進(jìn)一步增加，即表現(xiàn)出與溫度變化的一致性。對(duì)于D14試件，極限滑移量隨溫度升高所表現(xiàn)出的變化趨勢(shì)同D12試件相似。

各溫度下，D12、D14試件均在靠近荷載施加端處最先發(fā)生滑移。對(duì)D12試件，接近荷載施加端處的滑移曲線在常溫、200℃兩個(gè)溫度點(diǎn)為斜率恒定的直線，在極限粘結(jié)應(yīng)力附近，圖線斜率陡增，表現(xiàn)出上揚(yáng)趨勢(shì)。在常溫，化學(xué)膠結(jié)力較小，接觸面間一旦發(fā)生滑移，膠結(jié)力即失效，因此滑移曲線在較小滑移量時(shí)偏離橫軸。200℃時(shí)，曲線斜率陡增的時(shí)刻略早于常溫下。隨著溫度升高，曲線斜率的陡增點(diǎn)變得不明顯，當(dāng)溫度升至500℃、600℃，滑移曲線斜率過渡自然，且粘結(jié)應(yīng)力較低時(shí)滑移量相對(duì)較大，這與高溫下灌漿料發(fā)生較大塑性變形且延性較好有很大關(guān)系。

3.3 極限承載力的計(jì)算結(jié)果

兩種鋼筋直徑的試件在各溫度下的極限荷載如圖8所示。

圖8 鋼筋直徑搭接連接的極限荷載隨溫度變化曲線

比較圖8（a）、（b）可發(fā)現(xiàn)：盡管鋼筋直徑不同，但隨溫度升高，搭接連接的極限承載力逐漸降低。對(duì)于不同的鋼筋直徑，在不同溫度范圍，極限承載力的下降幅度也有所不同。D12試件，從常溫升至400℃，試件極限承載力下降幅度逐漸變大；達(dá)到500℃、600℃后，鋼筋強(qiáng)度下降較為明顯。由高溫下鋼筋的性能也可知：200℃時(shí)，鋼筋受拉，屈服平臺(tái)開始變得不明顯；300℃時(shí) ，鋼筋的屈服平臺(tái)已完全消失；400℃及以后，鋼筋強(qiáng)度大幅削弱。對(duì)D14試件，其極限承載力的總體變化趨勢(shì)與D12（小直徑）試件相差不大。觀察圖中曲線，結(jié)合模擬中試件的極限狀態(tài)為鋼筋屈服，可分析得知對(duì)于D12、D14試件，考慮實(shí)際試驗(yàn)中的破壞形態(tài)，溫度升高，鋼筋強(qiáng)度的削弱程度要比鋼筋與灌漿料之間粘結(jié)強(qiáng)度的降低程度更為明顯，因此搭接連接的構(gòu)件最終呈現(xiàn)出與單純鋼筋受拉相類似的極限狀態(tài)，鋼筋在高溫下的性能在連接強(qiáng)度中起主導(dǎo)作用。

3.4 搭接連接的極限承載力與鋼筋承載力比較

結(jié)合上述對(duì)搭接連接極限承載力的有限元結(jié)果分析，由鋼筋本構(gòu)關(guān)系，計(jì)算得出鋼筋極限承載力，將兩者進(jìn)行比較（見圖 9）。從圖9（a）、（b）可知，單純鋼筋受拉與連接受到單向拉伸荷載所表現(xiàn)出的承載力相差不大，也進(jìn)一步驗(yàn)證了對(duì)于鋼筋直徑為12 mm與14 mm的搭接連接試件，其承載能力主要受鋼筋影響，同時(shí)也說明搭接長(zhǎng)度為1.0倍錨固長(zhǎng)度的試件，在各溫度下都是鋼筋充分發(fā)揮作用，連接是安全可靠的。

圖9 搭接連接承載力與鋼筋承載力對(duì)比情況

4 結(jié)論

通過采用有限元分析軟件，結(jié)合非線性彈簧單元，建立分離式模型，對(duì)試件單向拉伸進(jìn)行模擬，得如下結(jié)論：

（1）有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)相比，荷載-位移曲線上升段吻合較好，總體變化趨勢(shì)基本一致，極限承載力偏差較小，采用非線性彈簧單元能較理想地對(duì)搭接試件受單向荷載進(jìn)行模擬。

（2）常溫下，搭接連接試件的搭接長(zhǎng)度取為1.0倍基本錨固長(zhǎng)度，安全可靠，能夠保證搭接強(qiáng)度。

（3）溫度升高，搭接連接強(qiáng)度會(huì)逐漸降低，與鋼筋強(qiáng)度下降的情況存在一致性，且各溫度下，連接的極限承載力與相應(yīng)鋼筋比較，均相差無幾，受鋼筋直徑影響不大。

（4）對(duì)于鋼筋直徑為12 mm與14 mm的約束漿錨搭接連接來說，其高溫下的連接強(qiáng)度主要受鋼筋強(qiáng)度影響，鋼筋與灌漿料之間的粘結(jié)滑移不起主要作用。

（5）有限元模擬中，灌漿料的高溫應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系參考了高強(qiáng)混凝土的本構(gòu)來建立，存在一定的差異，有待于對(duì)灌漿料真實(shí)的高溫本構(gòu)關(guān)系進(jìn)行試驗(yàn)研究。