新型灌漿套筒凸肋深度力學(xué)性能研究

虞小平, 梁都*, 虞愛平, 張明浩

(1.桂林理工大學(xué)南寧分校土木與測繪工程系, 崇左 532100; 2.桂林理工大學(xué)土木與建筑工程學(xué)院, 桂林 541004)

為推進(jìn)建筑產(chǎn)業(yè)化快速升級,針對灌漿套筒連接技術(shù)學(xué)者們開展了大量研究。苗吉軍等[1]從灌漿套筒自身組分即灌漿料、套筒、連接鋼筋出發(fā),總結(jié)了不同因素對試件力學(xué)性能影響。高強(qiáng)[2]通過試驗(yàn)數(shù)據(jù)、理論分析及數(shù)值模擬結(jié)果,提出了該類新型灌漿套筒接頭的設(shè)計(jì)方法。馬福金[3]給出新型連接接頭的力學(xué)模型,推導(dǎo)出連接接頭搭接長度的計(jì)算公式,提出套筒及搭接長度相關(guān)構(gòu)造要求。Zhao等[4-5]研究了高溫、靜載和疲勞荷載作用下預(yù)應(yīng)力灌漿套筒連接的延性、極限荷載及吸能情況。11個(gè)連接試樣置于高溫中并施加不同級荷載,觀察其變形。最后發(fā)現(xiàn)隨著管外和管內(nèi)溫差的增加,連接件的極限荷載幾乎成線性趨勢下降。朱萬旭等[6]介紹了灌漿套筒的組成、原理和套筒尺寸,對排漿管和灌漿管的位置、拼接進(jìn)行了詳細(xì)的研究。鮮艾珂[7]通過ABAQUS有限元軟件對鋼筋灌漿套筒連接構(gòu)件進(jìn)行了單向拉伸、高應(yīng)力和大變形反復(fù)拉壓數(shù)值模擬分析,取得了一定成果。鄭永峰等[8]分析了套筒的連接性能,得到當(dāng)鋼筋錨固長度是連接鋼筋直徑的6.9～7.5倍時(shí),新型灌漿套筒接頭的單向拉伸強(qiáng)度滿足《鋼筋機(jī)械連接技術(shù)規(guī)程》(JGJ 107—2010)Ⅰ級接頭強(qiáng)度和變形性能的要求。黃遠(yuǎn)等[9]通過半灌漿套筒的單向拉伸受力性能,對14個(gè)試件進(jìn)行試驗(yàn),得到當(dāng)為鋼筋拉斷破壞時(shí),連接鋼筋偏心對灌漿套筒連接構(gòu)件的承載力影響極小,鋼筋的螺紋形狀、套筒的質(zhì)量和肋深對半灌漿套筒連接件的承載力影響較大。

綜上可知,前人對灌漿套筒連接的研究較少,特別是新型灌漿套筒在連接的施工技術(shù)、質(zhì)量控制以及己有套筒產(chǎn)品的連接接頭性能檢驗(yàn)方面。為順應(yīng)工業(yè)產(chǎn)業(yè)化節(jié)能、降低成本、減少污染的要求,現(xiàn)結(jié)合黏結(jié)滑移理論,在考慮新型灌漿套筒連接件間的黏結(jié)滑移,包括徑向應(yīng)力、環(huán)向應(yīng)力、徑向位移及連接件接觸表面界面壓應(yīng)力情況下,對新型灌漿套筒的凸肋深度力學(xué)性能進(jìn)行分析。

1 研究內(nèi)容

以自制直徑為32 mm的HRB400鋼筋,作為新型灌漿套筒連接件為研究對象,采用理論分析、數(shù)值模擬及試驗(yàn)研究相結(jié)合的方法,保持鋼筋和灌漿料各性能參數(shù)不變情況下,對該自制灌漿套筒考慮套筒的壁厚參數(shù)影響下的力學(xué)性能開展分析和研究,為預(yù)制裝配式建筑的推廣及應(yīng)用提供參考數(shù)據(jù)。具體內(nèi)容如下。

(1)采用兩種內(nèi)徑相同的冷軋?zhí)淄?分為A、B兩組灌漿套筒連接件,通過單向拉伸試驗(yàn),確定連接件的破壞形態(tài),分析其受力機(jī)理。

(2)利用套筒凸肋深度受力模型,基于彈性力學(xué)理論得出的黏結(jié)滑移參數(shù)代入ABAQUS建立的新型灌漿套筒數(shù)值模型中,在單向拉伸作用下,將模型計(jì)算得到的數(shù)值結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果通過荷載—位移曲線做對比,分析連接件受力機(jī)理,驗(yàn)證有限元軟件所建模型的合理性。

(3)以套筒凸肋深度為變量,用壁厚為5 mm,肋間距為30 mm,凸肋深度為2、2.5、3、3.5、4 mm的無縫鋼管。直徑為32 mm的HRB400鋼筋,厚度為12.5 mm的灌漿料組成的新型灌漿套筒,建立5組不同套筒凸肋深度的計(jì)算模型。利用有限元軟件模擬其單向拉伸,并將模擬計(jì)算得到的應(yīng)力—應(yīng)變曲線、傳力機(jī)制和極限承載力結(jié)果進(jìn)行對比分析,找出凸肋深度最優(yōu)套筒。

(4)根據(jù)研究成果得出適用于直徑為32 mm的HRB400鋼筋新型灌漿套筒構(gòu)造尺寸,并驗(yàn)證新型灌漿套筒的可行性,對下一步的研究工作提出針對性的建議。

2 單向拉伸試驗(yàn)

在試驗(yàn)的基礎(chǔ)上,采用ABAQUS有限元分析軟件,建立直徑為32 mm 的HRB400鋼筋灌漿套筒連接件數(shù)值計(jì)算與分析模型,對其在單向拉伸荷載作用下進(jìn)行數(shù)值模擬研究,確定連接件破壞模式和趨勢,找出鋼筋、灌漿料和新型套筒的應(yīng)力、應(yīng)變分布規(guī)律,并對三者之間的受力狀態(tài)和傳力進(jìn)行修正,然后將模擬計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比分析,驗(yàn)證模型的可靠性。新型灌漿套筒設(shè)備如圖1所示。

2.1 室內(nèi)試驗(yàn)

試驗(yàn)用灌漿套筒分為A、B兩組,每組3個(gè)試件,試件的構(gòu)造及尺寸參數(shù)如圖2和表1所示。

表1 試件尺寸Table 1 Specimen size

d1為灌漿料厚度;d2為套筒壁厚;t為肋深;s為肋間距;s1為肋寬;L1為套筒長度;L2為鋼筋長度;連接鋼筋采用HRB400,公稱直徑d3為32 mm圖2 新型灌漿套筒構(gòu)造圖Fig.2 Construction diagram of new grouting sleeve

新型灌漿套筒試件如圖3所示,灌漿前先將一段連接鋼筋插入木架底部的小孔固定住,分別插入套筒和另一段連接鋼筋后進(jìn)行灌漿,鋼筋對中較好。

圖3 新型灌漿套筒試件Fig.3 Specimen of new grouting sleeve

由于忽略灌漿料內(nèi)部缺陷,所以灌漿料直接從套筒端口灌入,在灌漿料內(nèi)部氣泡冒出后及時(shí)補(bǔ)漿。為防止套筒底部出現(xiàn)漏漿現(xiàn)象,在筒口邊緣涂泡沫膠封口。灌注灌漿料后,試件需要在養(yǎng)護(hù)室養(yǎng)護(hù)10 d。

2.1.1 加載方式

根據(jù)《鋼筋機(jī)械連接技術(shù)規(guī)程》(JGJ 107—2010)規(guī)范要求,將連接件在萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行靜載拉伸試驗(yàn),試驗(yàn)機(jī)最大量程和加載速率分別為1 000 kN和2 MPa/s,按照試驗(yàn)加載方案順序加載,當(dāng)加載至0.6倍的鋼筋屈服強(qiáng)度后再卸載至0,接著加載至試件完全破壞,試驗(yàn)過程中的荷載及其夾具之間的位移均由試驗(yàn)機(jī)自動(dòng)記錄,如圖4所示。

圖4 萬能試驗(yàn)機(jī)加載裝置Fig.4 Loading device of universal testing machine

2.1.2 結(jié)果與分析

通過試驗(yàn)可知,試件的破壞形態(tài)為鋼筋拉斷破壞和灌漿料拔出破壞,試件破壞形態(tài)及力-變形曲線如圖5、圖6所示。

圖5 鋼筋拉斷破壞形態(tài)與力-變形曲線Fig.5 Tensile failure mode and force-deformation curve of reinforcement

圖6 灌漿料拔出破壞形態(tài)與力-變形曲線Fig.6 Pull-out failure pattern and force-deformation curve of grouting material

(1)鋼筋拉斷破壞。端部的灌漿料先被劈裂損壞,然后鋼筋出現(xiàn)頸縮后被拉斷,其最大承載力為490 kN。力-變形曲線出現(xiàn)兩個(gè)上升段和一個(gè)微小的屈服平臺,屈服點(diǎn)在375 kN,滿足大于1.15倍鋼筋屈服強(qiáng)度的性能指標(biāo),且屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度均滿足規(guī)范要求。進(jìn)入強(qiáng)化階段后,試件位移隨力變化幅度較小,說明此時(shí)已進(jìn)入強(qiáng)化階段,套筒的約束能力仍然很好。受力超過475 kN后,隨著位移增大,力增加幅度較小,直至破壞。

(2)灌漿料拔出破壞過程。隨著荷載增大,灌漿料和鋼筋被緩慢從套筒中拔出,同時(shí)鋼筋出現(xiàn)微小的頸縮現(xiàn)象,連接件最大承載力為365 kN,夾具間最大位移為4.2 mm,其力-變形曲線與鋼筋拉斷破壞試件的曲線類似,第一階段屬于彈性階段,力-變形曲線呈直線上升趨勢,此階段試件剛度較大,抵御外部變形能力較強(qiáng);第二階段屬于鋼筋接頭屈服階段,屈服力為310 kN,較鋼筋拉斷破壞模式值低;隨著荷載持續(xù)增加,鋼筋第三階段是強(qiáng)化階段,該階段持續(xù)時(shí)間很短,當(dāng)極限承載力達(dá)到365 kN后,力-變形曲線開始出現(xiàn)下降,最后鋼筋及灌漿料被拔出,試件停止工作。

2.2 ABAQUS數(shù)值分析

ABAQUS/Explicit[10]是一種適用于高階非線性連續(xù)介質(zhì)和結(jié)構(gòu)分析的有限元求解器。它對于非線性瞬態(tài)現(xiàn)象和準(zhǔn)靜態(tài)仿真,特別是瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)仿真具有很好的適用性。在相應(yīng)產(chǎn)品的設(shè)計(jì)環(huán)境中,能有效地解決非線性問題,包括接觸和許多準(zhǔn)靜態(tài)問題。

通過黏結(jié)滑移理論,考慮灌漿套筒連接件間的黏結(jié)滑移,包括徑向應(yīng)力、環(huán)向應(yīng)力、徑向位移[11-13]及連接件接觸表面界面壓應(yīng)力情況下[14],數(shù)值模型計(jì)算得到的應(yīng)力分布云圖,如圖7～圖12所示。

圖7 連接件接頭Mises應(yīng)力分布云圖Fig.7 Mises stress distribution cloud diagram of connectors

圖7為兩種連接件接頭破壞模式的Mises應(yīng)力分布云圖,可知接頭破壞趨勢基本一致,鋼筋拉斷時(shí)有明顯的頸縮現(xiàn)象,連接件接頭鋼筋最大Mises應(yīng)力為600.3 MPa,已超過鋼筋極限抗拉強(qiáng)度550 MPa,表明此時(shí)鋼筋已經(jīng)被拉斷;灌漿料被拔出這種破壞模式,由于套筒與灌漿料表面黏結(jié)應(yīng)力較小,在拉伸過程中鋼筋與灌漿料一同被拔出,此時(shí)Mises應(yīng)力最大值為352 MPa,表明鋼筋并未達(dá)到屈服連接件就已經(jīng)停止了工作。

由圖8可知,鋼筋拉斷和灌漿料拔出這兩種破壞模式的連接件軸向應(yīng)力變化總體上相差不大,軸向應(yīng)力均為拉應(yīng)力,由連接件軸向應(yīng)力分布云圖對比分析可知,鋼筋拉斷的軸向應(yīng)力為477.6 MPa,灌漿料被拔出時(shí)的軸向應(yīng)力為482.7 MPa,表明灌漿料被拔出過程中的軸向應(yīng)力較鋼筋拉斷時(shí)稍大一些。

圖8 連接件軸向應(yīng)力分布云圖Fig.8 Axial stress distribution cloud diagram of connectors

由圖9所示的套筒Mises應(yīng)力分布云圖可知,鋼筋被拔斷的套筒在其端部出現(xiàn)一處極大Mises應(yīng)力集中,最大值為153.3 MPa,套筒中部Mises應(yīng)力最大值為130.9 MPa,遠(yuǎn)小于其最大屈服強(qiáng)度值380 MPa和最大抗拉強(qiáng)度550 MPa,表明套筒仍具有很大的安全儲備空間。除此之外,其他部位所受軸向應(yīng)力較小;灌漿料被拔出的軸向應(yīng)力最大數(shù)值為151.7 MPa,并集中在套筒中部,其他部位所受軸向應(yīng)力較小,套筒端部所受軸向應(yīng)力最小。從圖10可以看出,鋼筋被拉斷時(shí),套筒中部第一主應(yīng)力受力分布較復(fù)雜,其值在127.9～148.1 MPa浮動(dòng),表明鋼筋在受拉過程中,套筒中部受其影響最大,屬于較容易發(fā)生黏結(jié)破壞的部位;灌漿料拔出破壞時(shí)第一主應(yīng)力最大值集中在套筒中部,與鋼筋被拔斷破壞不同的是,灌漿料拔出破壞的第一主應(yīng)力最大值在套筒中部分布較均勻,并沒有鋼筋拉斷時(shí)套筒中部出現(xiàn)“斑馬”現(xiàn)象,最大值為152.5 MPa,分析可知,鋼筋拉斷破壞的第一主應(yīng)力值稍低于灌漿料拔出破壞的第一主應(yīng)力值。

圖9 套筒Mises應(yīng)力分布云圖Fig.9 Nephogram of telescopic mises stress distribution

圖10 套筒第一主應(yīng)力分布云圖Fig.10 Stress distribution cloud diagram of sleeve Mises

從圖11、圖12可以看出,灌漿料第三主應(yīng)力和軸向應(yīng)力分布大體上為壓應(yīng)力,鋼筋拉斷與灌漿料被拔出的灌漿料第三主應(yīng)力最大值均發(fā)生在與套筒接觸的第一個(gè)肋附近,分別為98.5、93.8 MPa,且鋼筋拉斷時(shí)灌漿料的第三主應(yīng)力值較灌漿料拔出時(shí)的稍大,由圖11可知,兩種破壞模式的灌漿料中部第三主應(yīng)力為拉應(yīng)力,其值在9.6～11.5 MPa變化。灌漿料軸向應(yīng)力分布與其第三主應(yīng)力分布類似,區(qū)別在于,灌漿料軸向應(yīng)力分布的兩種破壞模式灌漿料軸向應(yīng)力分布整體均為壓應(yīng)力,這是由于鋼筋在拉伸過程中套筒對其切向應(yīng)力約束造成的,軸向應(yīng)力最大值分別為28.1、26.2 MPa。由上述分析可知:鋼筋拉斷破壞的灌漿料第三主應(yīng)力值是灌漿料拔出破壞時(shí)的28.5%,鋼筋拉斷破壞的灌漿料軸向應(yīng)力值是灌漿料拔出破壞時(shí)的27.9%。

圖11 灌漿料第三主應(yīng)力分布云圖Fig.11 Distribution cloud diagram of the third principal stress of grouting material

圖12 灌漿料軸向應(yīng)力分布云圖Fig.12 Axial stress distribution cloud diagram of grouting material

2.3 模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比分析

試件受拉產(chǎn)生的鋼筋拉斷和灌漿料被拔出的荷載—位移曲線形狀跟模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好,并且采用ABAQUS有限元分析出來的荷載-位移曲線與試驗(yàn)的荷載-位移曲線均有明顯的屈服平臺,如圖13所示。

圖13 模擬與試驗(yàn)荷載-位移曲線Fig.13 Simulated and tested load-displacement curves

從圖13中可以看出,鋼筋屈服前,有限元的荷載-位移曲線與試驗(yàn)的荷載-位移曲線在彈性階段吻合較好;說明此階段鋼筋的剛度較大,而在鋼筋屈服后,由于鋼筋在本構(gòu)關(guān)系中采用的是理想化的雙折線模型分析,最后強(qiáng)化為一條直線,因此,在鋼筋進(jìn)入強(qiáng)化階段后,有限元的荷載-位移曲線與試驗(yàn)的荷載-位移曲線稍有些偏差,且模擬結(jié)果稍低于試驗(yàn)結(jié)果,在偏差允許的范圍內(nèi),其結(jié)果仍然吻合較好,說明有限元所建立的模型正確。

對比鋼筋拉斷時(shí)模擬與試驗(yàn)結(jié)果的極限荷載和位移可知,連接件接頭有限元分析的極限承載力為450 kN時(shí)達(dá)到鋼筋的極限抗拉強(qiáng)度,最大位移為5.8 mm,由于軟件本身局限性,鋼筋本構(gòu)關(guān)系采用的是雙折線模型分析,導(dǎo)致在有限元分析中并沒有體現(xiàn)出鋼筋的頸縮階段,而在試驗(yàn)過程中,鋼筋頸縮造成的位移增長量較大,最大位移為5.3 mm,極限承載力為490 kN。通過分析發(fā)現(xiàn)模擬承載力較試驗(yàn)承載力偏小,原因主要有:①由于有限元模擬軟件的局限性,使得材料本構(gòu)關(guān)系和實(shí)際情況存在一定差異;②套筒上軋制凹槽時(shí),凹槽部位變薄,強(qiáng)度有所提高,這在有限元模型中沒有反映出來;③灌漿料凝固時(shí)會(huì)有微膨脹的特性,相當(dāng)于對鋼筋和套筒施加了一個(gè)預(yù)壓力,在模擬過程中沒有體現(xiàn)。

由灌漿料拔出的荷載-位移曲線[圖13(b)]可知,此類破壞模式的鋼筋在彈性階段的模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果較吻合,兩者彈性荷載分別為250、270 kN后進(jìn)入屈服階段,該階段的模擬屈服承載力高于試驗(yàn)屈服承載力,分別為410、365 kN,隨著位移繼續(xù)增大,荷載-位移曲線開始出現(xiàn)下滑,最大位移均為4.2 mm,表明鋼筋并未達(dá)到屈服,而連接件就已經(jīng)停止了工作,但模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好,兩者結(jié)果的荷載—位移曲線稍有偏差,這是由有限元軟件的局限性導(dǎo)致的,但偏差在誤差范圍內(nèi),且結(jié)果仍然吻合得較好,表明采用ABAQUS建立的有限元模型正確。

通過以上分析,ABAQUS模擬軟件計(jì)算數(shù)據(jù)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)相差不大,同時(shí)表明套筒仍具有很大的安全儲備空間,還有較大的優(yōu)化空間?？梢酝ㄟ^減小套筒壁厚尺寸達(dá)到節(jié)省材料、降低制作成本的效果。

對套筒壁厚進(jìn)行數(shù)值模擬研究和優(yōu)化分析。利用有限元分析軟件ABAQUS建立5組關(guān)于新型灌漿套筒連接件的數(shù)值模型。采用單一變量的控制方法,對壁厚為5 mm、肋深分別為2、2.5、3、3.5、4 mm,其他材料性能和尺寸參數(shù)保持不變的情況下,對新型灌漿套筒不同凸肋深度進(jìn)行研究。

3 新型灌漿套筒凸肋深度力學(xué)性能分析

模型采用的本構(gòu)關(guān)系如圖14所示,各材料采用的參數(shù)及力學(xué)性能指標(biāo)如表2～表4所示。

表2 灌漿料的參數(shù)Table 2 Parameters of grouting material

表3 鋼筋的參數(shù)Table 3 Parameters of reinforcement

表4 套筒的參數(shù)Table 4 Parameters of the sleeve

圖14 材料本構(gòu)模型Fig.14 Material constitutive model

3.1 本構(gòu)及單元選擇

新型灌漿套筒連接件的數(shù)值模型為三維實(shí)體模型,采用Conn3d2實(shí)體單元模擬三維情境下的實(shí)體結(jié)構(gòu),此單元也適合用來分析模型在軸向荷載作用下的復(fù)雜幾何結(jié)構(gòu)。

在新型鋼筋灌漿套筒連接件的數(shù)值建模過程中,灌漿料采用ABAQUS損傷塑性模型(concrete damaged plasticity)[15],如圖14(a)所示。

HRB400鋼筋本構(gòu)采用彈塑性加工硬化后的兩折線模型[16],如圖14(b)所示。

套筒材質(zhì)類似鋼筋,其本構(gòu)采用彈性模型[17],如圖14(c)所示。

參照新型灌漿套筒連接件計(jì)算模型各材料參數(shù)如表2～表4所示。

3.2 模型建立

采用壁厚為5 mm,肋間距為30 mm,凸肋深度為2、2.5、3、3.5、4 mm的無縫鋼管。直徑為32 mm的HRB400鋼筋,厚度為12.5 mm的灌漿料組成的新型灌漿套筒,建立5組不同套筒凸肋深度的計(jì)算模型。新型灌漿套筒連接件相關(guān)尺寸及套筒凸肋深度參數(shù)如表5所示。

表5 新型灌漿套筒連接構(gòu)件數(shù)值模型參數(shù)Table 5 Numerical model parameters of the new grouting sleeve connection member

模型采用的本構(gòu)關(guān)系如圖14所示。除套筒肋間距外,其余各材料采用的參數(shù)及力學(xué)性能指標(biāo)如表2～表4所示。

3.3 模擬結(jié)果與分析

根據(jù)表5建立的新型灌漿套筒連接件數(shù)值模型,模擬計(jì)算得到的應(yīng)力-應(yīng)變曲線,如圖15～圖21所示。

圖15 套筒凸肋深度各肋M(jìn)ises應(yīng)力分布Fig.15 Mises stress distribution of each rib at convex rib depth

由圖15套筒凸肋深度各肋M(jìn)ises應(yīng)力分布可知,套筒凸肋深度為2 mm時(shí),肋1～肋6的Mises應(yīng)力值分別為300、285、267、250、225、207 MPa;套筒凸肋深度為2.5 mm時(shí),肋1～肋6的Mises應(yīng)力值分別為245、216、291、204、98、203 MPa;套筒凸肋深度為3 mm時(shí),肋1～肋6的Mises應(yīng)力值分別為220、210、275、200、185、50 MPa;套筒凸肋深度為3.5 mm時(shí),肋1～肋6的Mises應(yīng)力值分別為265、245、230、225、185、150 MPa;套筒凸肋深度為4 mm時(shí),肋1～肋6的Mises應(yīng)力值分別為226、180、269、247、140、100 MPa;通過數(shù)據(jù)分析可知,套筒肋部受力較復(fù)雜,隨著凸肋深度增加,肋1～肋4的Mises應(yīng)力總體上較集中,肋5、肋6所受到的Mises應(yīng)力反而較肋1～肋4的Mises應(yīng)力有所降低,這是根據(jù)Sezen雙段均布黏結(jié)應(yīng)力模型[18]中鋼筋彈性段和非彈性段長度決定的,即當(dāng)肋布置在鋼筋彈性長度范圍內(nèi)時(shí),隨著凸肋深度增加,肋部受到的Mises應(yīng)力越大,當(dāng)肋布置在鋼筋非彈性長度范圍內(nèi)時(shí),隨著肋深度增加,肋部受到的Mises應(yīng)力越小。

由圖16套筒極限應(yīng)力與凸肋深度關(guān)系可知,隨著套筒凸肋深度增加,套筒所能承受的極限應(yīng)力逐漸增大,當(dāng)凸肋深度達(dá)到一定程度時(shí),其極限應(yīng)力下降明顯,當(dāng)套筒凸肋深度為2、2.5、3 mm時(shí),套筒所能承受的極限應(yīng)力呈線性增長,極限應(yīng)力值分別為303、310、318 MPa;當(dāng)凸肋深度為3.5、4 mm時(shí),套筒所能承受的極限應(yīng)力急劇下降,極限應(yīng)力值分別為307、305 MPa。由極限應(yīng)力分析表明,以上套筒均能滿足工程安全所需,當(dāng)凸肋深度為3 mm時(shí),套筒所受極限應(yīng)力最大,當(dāng)凸肋深度為4 mm時(shí),套筒所受極限應(yīng)力最小,可見凸肋深度為3 mm時(shí)套筒受力最優(yōu)。

圖16 套筒極限應(yīng)力與凸肋深度關(guān)系Fig.16 Relationship between ultimate stress of sleeve and depth of convex rib

由圖17套筒軸向應(yīng)力與凸肋深度關(guān)系可得,當(dāng)套筒凸肋深度為2、2.5、3、3.5、4 mm時(shí),其軸向應(yīng)力分別為301.5、296.5、309.1、302.5、294.3 MPa,可見,除凸肋深2 mm以外,套筒軸向應(yīng)力變化趨勢與圖16一致,隨著套筒凸肋深度增加,套筒所能承受的軸向應(yīng)力逐漸增大,當(dāng)凸肋深度超過3 mm時(shí),其軸向應(yīng)力下降明顯,套筒所能承受的軸向應(yīng)力越來越低。

圖17 套筒軸向應(yīng)力與凸肋深度關(guān)系Fig.17 Relationship between axial stress of sleeve and rib depth

由圖18套筒切向應(yīng)力與套筒凸肋深度關(guān)系可得,當(dāng)套筒凸肋深度在2～2.5 mm時(shí),套筒切向應(yīng)力越來越低;當(dāng)套筒凸肋深度在2.5～3.5 mm時(shí),套筒切向應(yīng)力呈線性增長;套筒凸肋深度超過3.5 mm后,套筒切向應(yīng)力又開始越來越低。當(dāng)套筒凸肋深度為2.5 mm時(shí),切向應(yīng)力值最小,為5 MPa;當(dāng)套筒凸肋深度為3.5 mm時(shí),切向應(yīng)力值最大,為17 MPa,縱觀其各切向應(yīng)力取平均值后發(fā)現(xiàn),當(dāng)套筒凸肋深度為3 mm時(shí),其切向應(yīng)力值較接近平均值。

圖18 套筒切向應(yīng)力與凸肋深度關(guān)系Fig.18 Relationship between tangential stress of sleeve and convex rib depth

由圖19套筒位移與套筒凸肋深度關(guān)系可知,隨著套筒凸肋深度增加,其位移變化較緩,總體上相差不大,當(dāng)凸肋深度為4 mm時(shí),套筒的位移值最小,為5.62 mm,當(dāng)凸肋深度為2、2.5、3、3.5 mm時(shí),套筒位移值分別為5.71、5.75、5.74、5.76 mm,由上述數(shù)據(jù)分析可知,當(dāng)套筒凸肋深度為3 mm時(shí),其位移值最接近整體平均值,為5.75 mm,表明凸肋深度為3 mm的套筒產(chǎn)生的位移變形較其他凸肋深度的套筒穩(wěn)定。

圖19 套筒位移與凸肋深度關(guān)系Fig.19 Relationship between sleeve displacement and convex rib depth

圖20所示的套筒凸肋深度與灌漿料第三主應(yīng)力關(guān)系圖中的值是原始值增大10倍后的結(jié)果,由圖20、圖21可知,當(dāng)套筒凸肋深度為2 mm時(shí),灌漿料第三主應(yīng)力值最大,最大值為10.9 MPa;當(dāng)套筒凸肋深度為2.5、3、3.5 mm時(shí),隨著套筒凸肋深度增加,灌漿料第三主應(yīng)力值逐漸趨于一個(gè)穩(wěn)定值,分別為6、5.9、6.1 MPa;當(dāng)凸肋深度達(dá)到4 mm時(shí),此時(shí)灌漿料第三主應(yīng)力有所下降,即比凸肋深度為2 mm時(shí)的第三主應(yīng)力要低,為7.1 MPa。分析可知,套筒在一定凸肋深度范圍內(nèi),增加其內(nèi)部凸肋深度有利于提高套筒連接件整體受力性能,當(dāng)凸肋深度超過一定范圍后,構(gòu)件承載力有所下降。

圖20 灌漿料凸肋深度第三主應(yīng)力與第三主應(yīng)變關(guān)系Fig.20 Relationship between the third principal stress and the third principal strain at the depth of grout rib

圖21 套筒內(nèi)部凸肋深度與灌漿料第三主應(yīng)力關(guān)系Fig.21 Relationship between depth of convex rib inside sleeve and third principal stress of grouting material

綜上所述,當(dāng)套筒凸肋深度為3 mm時(shí),其受力最優(yōu),可見能滿足工程需要的同時(shí)還能節(jié)約制作成本。

4 結(jié)論

在試驗(yàn)的基礎(chǔ)上,采用ABAQUS有限元分析軟件,進(jìn)行單向拉伸試驗(yàn)、新型灌漿套筒凸肋深度力學(xué)性能分析。得出以下結(jié)論。

(1)通過以上分析,ABAQUS模擬軟件計(jì)算數(shù)據(jù)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)相差不大,表明軟件計(jì)算結(jié)果具備可靠性。

(2)由套筒凸肋深度各肋M(jìn)ises應(yīng)力分布可知,當(dāng)肋布置在鋼筋彈性長度范圍內(nèi)時(shí),隨著凸肋深度增加,肋部受到的Mises應(yīng)力越大,當(dāng)肋布置在鋼筋非彈性長度范圍內(nèi)時(shí),隨著肋深度增加,肋部受到的Mises應(yīng)力越小。

(3)由套筒極限應(yīng)力與凸肋深度關(guān)系可知,隨著套筒凸肋深度增加,套筒所能承受的極限應(yīng)力逐漸增大;由套筒位移與套筒凸肋深度關(guān)系可知,隨著套筒凸肋深度增加,其位移變化較緩,總體上相差不大。

(4)由套筒軸向應(yīng)力與凸肋深度關(guān)系可得,隨著套筒凸肋深度增加,套筒所能承受的軸向應(yīng)力逐漸增大,當(dāng)凸肋深度超過3 mm時(shí),其軸向應(yīng)力下降明顯,套筒所能承受的軸向應(yīng)力越來越低。

(5)由套筒凸肋深度與灌漿料第三主應(yīng)力關(guān)系可知,套筒在一定凸肋深度范圍內(nèi),增加其內(nèi)部凸肋深度有利于提高套筒連接件整體受力性能,當(dāng)凸肋深度超過一定范圍后,構(gòu)件承載力有所下降。

綜上所述,當(dāng)套筒凸肋深度為3 mm時(shí),其受力最優(yōu),即能滿足工程需要的同時(shí)還能節(jié)約制作成本。