王宇航 王鏡深 譚繼可 帥富文 任 為

(1.重慶大學(xué)土木工程學(xué)院,重慶 400045;2.重慶交通大學(xué)山區(qū)橋梁及隧道工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,重慶 400074)

0 引 言

隨著能源結(jié)構(gòu)優(yōu)化升級(jí)以及“碳達(dá)峰”“碳中和”[1]工作推進(jìn),風(fēng)力發(fā)電的應(yīng)用越來(lái)越廣泛。塔筒作為風(fēng)力發(fā)電機(jī)主要承重結(jié)構(gòu),具有支承風(fēng)機(jī)、提供工作高度和向基礎(chǔ)傳遞荷載的作用。鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)塔筒具有剛度大、穩(wěn)定性好、施工相對(duì)快捷和維護(hù)費(fèi)用低等優(yōu)點(diǎn)[2],常被應(yīng)用于風(fēng)力發(fā)電機(jī)組的塔筒支撐結(jié)構(gòu)中。中國(guó)船舶重工集團(tuán)海裝風(fēng)電股份有限公司與重慶大學(xué)聯(lián)合研發(fā)的后張-預(yù)應(yīng)力裝配式鋼-混凝土組合塔筒已經(jīng)在全國(guó)范圍內(nèi)裝機(jī)300余臺(tái),產(chǎn)生了巨大的經(jīng)濟(jì)效益。

鋼-混凝土塔筒通常為裝配式。在拼接混凝土段過(guò)程中,通過(guò)豎向節(jié)點(diǎn)接縫組合預(yù)制混凝土塔筒構(gòu)件,如圖1所示。圖2給出了目前常用的豎向接縫節(jié)點(diǎn)詳圖,該節(jié)點(diǎn)通過(guò)外伸U形鋼筋、二次澆筑高強(qiáng)灌漿料的形式承受剪切荷載。

a—豎向節(jié)點(diǎn)拼裝;b—豎向節(jié)點(diǎn)灌漿。圖1 豎向節(jié)點(diǎn)施工過(guò)程Fig.1 Construction process of vertical joints

圖2 體育中心吊裝示意 mmFig.2 A schematic diagram of sports center lifting

豎向灌漿接縫作為塔筒混凝土段的薄弱部分,其抗剪性能是維持風(fēng)電機(jī)組正常工作、保證塔身安全的關(guān)鍵。目前已有鋼-混凝土混合塔筒研究主要集中于其整體受力性能的研究,缺乏對(duì)連接處的研究;且新老混凝土界面的承載力計(jì)算公式結(jié)果差距較大,不適用于風(fēng)電塔筒豎向灌漿接縫。因此,開(kāi)展現(xiàn)存新老混凝土界面抗剪承載力公式對(duì)豎向灌漿接縫承載力計(jì)算的適用性研究十分有意義。

本文以U形抗剪鋼筋配筋率和是否配置縱向鋼筋為參數(shù),對(duì)4個(gè)混凝土塔筒豎向灌漿接縫試件進(jìn)行直剪荷載下的靜力試驗(yàn),分析了試件的破壞模式和荷載-滑移曲線,通過(guò)有限元軟件ABAQUS建立了純剪荷載下豎向灌漿接縫的精細(xì)化有限元模型,并與試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比,驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性和適用性,為后續(xù)風(fēng)電工程設(shè)計(jì)豎向灌漿接縫、計(jì)算相應(yīng)抗剪承載力大小以及優(yōu)化工作提供依據(jù)。

1 抗剪性能試驗(yàn)研究

1.1 試驗(yàn)概述

為研究鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)塔筒混凝土塔筒段豎向灌漿接縫在剪切工況下的力學(xué)性能與承載力。對(duì)4個(gè)鋼-混凝土混合結(jié)構(gòu)塔筒混凝土塔筒段豎向灌漿接縫開(kāi)展單調(diào)靜力加載試驗(yàn)。主要變化參數(shù)包括U形鋼筋配筋率和縱向鋼筋布置數(shù)量。通過(guò)觀察試驗(yàn)現(xiàn)象和分析試驗(yàn)數(shù)據(jù)考察不同參數(shù)變化情況下的接縫受力機(jī)制和破壞模式,為有限元分析提供試驗(yàn)基礎(chǔ)。

1.2 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了4個(gè)試件,試件編號(hào)為HSGJ-1、HSGJ-2、HSGJ-3、HSGJ-4。試件整體示意如圖3所示。試件配筋采用HRB400鋼筋,豎向鋼筋直徑20 mm,箍筋及U形鋼筋直徑10 mm。試件具體參數(shù)詳見(jiàn)表1。

表1 試件參數(shù)Table 1 Specimen parameters

圖3 試件形式示意Fig.3 Specimen form

豎向灌漿接縫試件通過(guò)后澆高強(qiáng)灌漿料將3個(gè)鋼筋混凝土分塊拼接為整體,中間部分與兩側(cè)上下錯(cuò)開(kāi)150 mm為加載留出空間;接縫區(qū)域通過(guò)植入橫向U形鋼筋和豎向縱筋加強(qiáng)接縫抗剪性能。試件整體尺寸為長(zhǎng)1 600 mm、寬280 mm、高950 mm,接縫長(zhǎng)650 mm。試件尺寸詳見(jiàn)圖4,配筋及U形鋼筋示意見(jiàn)圖5。

圖4 試件尺寸示意 mmFig.4 Dimensions of specimens

a—試件配筋;b—HSGJ-2、HSGJ-3接縫抗剪鋼筋;c—HSGJ-4接縫抗剪鋼筋。圖5 試件配筋示意 mmFig.5 Reinforcement of specimens

a—加載裝置示意;b—加載裝置現(xiàn)場(chǎng)。圖7 加載裝置 mmFig.7 Test set-up

1.3 試件加工

按照配筋圖綁扎鋼筋籠,支好模板后按照設(shè)計(jì)預(yù)留出外伸U形鋼筋;澆筑C50混凝土并充分振搗,養(yǎng)護(hù)28 d后拆模;在接縫各個(gè)接觸面進(jìn)行鑿毛,將鑿毛后的混凝土墩拼裝到一起并支好模板,澆筑高強(qiáng)灌漿料;養(yǎng)護(hù)28 d后拆模,在試件表面刷上白色乳膠漆并用黑色記號(hào)筆畫(huà)上10 cm×10 cm的網(wǎng)格,便于加載階段觀察裂縫發(fā)展,試件加工流程見(jiàn)圖 6。

1.4 材料性能

試件采用C50商業(yè)混凝土,澆筑時(shí),隨機(jī)抽取制作一組標(biāo)準(zhǔn)混凝土立方體試塊,與試件在相同條件下自然養(yǎng)護(hù)?？箟簭?qiáng)度測(cè)試方法根據(jù)GB 50081—2002《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法》進(jìn)行,混凝土試塊實(shí)測(cè)抗壓強(qiáng)度的平均值作為其強(qiáng)度代表值?；炷量箟簭?qiáng)度測(cè)量數(shù)據(jù)如表2所示,測(cè)得混凝土立方體試塊的抗壓強(qiáng)度平均值為52 MPa;高強(qiáng)灌漿料混凝土立方體試塊的抗壓強(qiáng)度平均值為72.1 MPa。

表2 混凝土材性試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Material properties of concrete MPa

試件所用鋼筋均為HRB400,鋼筋強(qiáng)度由標(biāo)準(zhǔn)拉伸試驗(yàn)確定。標(biāo)準(zhǔn)試件從同批鋼材上隨機(jī)抽取,按照國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)GB/T 228.1—2010《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1部分：室溫試驗(yàn)方法》中有關(guān)規(guī)定進(jìn)行拉伸試驗(yàn),測(cè)得鋼筋平均屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度及彈性模量,如表3所示。

表3 鋼材材性試驗(yàn)結(jié)果Table 3 Material properties of steels MPa

1.5 加載裝置及加載方案

試驗(yàn)在重慶大學(xué)土木工程試驗(yàn)研究中心大型結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室中利用5 000 kN電液伺服壓力試驗(yàn)機(jī)開(kāi)展。安裝時(shí),使用激光水平儀將試件上下端面的形心嚴(yán)格對(duì)準(zhǔn)豎向千斤頂和加載裝置下承載梁的形心,保證幾何對(duì)中。試件下方固定于壓力機(jī)加載地梁上,上方通過(guò)壓力機(jī)在上端板形心處施加豎向力,壓力機(jī)加載頭采用可以在一定范圍內(nèi)自由轉(zhuǎn)動(dòng)的球鉸加載頭以保證加載裝置有足夠的扭轉(zhuǎn)能力。加載裝置詳見(jiàn)圖 7。

1.6 量測(cè)方案

試驗(yàn)測(cè)量的數(shù)據(jù)包括試件的抗剪承載力和豎向灌漿接縫的相對(duì)滑移。試件的抗剪承載力由5 000 kN電液伺服壓力試驗(yàn)機(jī)的電測(cè)裝置直接讀出;接縫的相對(duì)滑移由導(dǎo)桿引伸儀測(cè)出,見(jiàn)圖8。

圖8 布置示意Fig.8 Test arrangement

1.7 加載制度

正式加載前以10%試件名義承載力進(jìn)行預(yù)加載,以檢查試件是否均勻受力以及壓力機(jī)是否正常工作。正式加載時(shí)采用位移控制加載,位移每級(jí)增量為0.5 mm,加載速率為0.2 mm/min。當(dāng)試件承載力下降到峰值承載力的85%或試件變形破壞嚴(yán)重時(shí)停止加載。

2 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞形態(tài)

2.1 試件HSGJ-1

試件HSGJ-1無(wú)U形鋼筋和縱向鋼筋,其破壞模式為：右側(cè)接縫發(fā)生相對(duì)滑移破壞,左側(cè)接縫基本沒(méi)有破壞。加載至10.5 mm時(shí),構(gòu)件中部頂部出現(xiàn)裂縫(圖9a),構(gòu)件右側(cè)底部出現(xiàn)裂縫(圖9b);加載至11 mm時(shí),右側(cè)接縫附近出現(xiàn)較長(zhǎng)較寬裂縫(圖9c);加載至11.5 mm時(shí)試件右邊接縫斷裂,試件發(fā)生脆性破壞(圖9d),最終破壞模式見(jiàn)圖10。

a—構(gòu)件中部頂部出現(xiàn)裂縫;b—構(gòu)件右側(cè)底部出現(xiàn)裂縫;c—右側(cè)接縫出現(xiàn)較長(zhǎng)較寬裂縫;d—構(gòu)件右側(cè)接縫脆性破壞。圖9 試件HSGJ-1試驗(yàn)現(xiàn)象Fig.9 Test phenomenon of HSGJ-1

圖10 試件HSGJ-1破壞模式Fig.10 Failure mode of specimen HSGJ-1

2.2 試件HSGJ-2

試件HSGJ-2配置U形鋼筋間距75 mm(每側(cè)接縫交替配置8根),不設(shè)置縱向鋼筋,其破壞模式為：左側(cè)接縫發(fā)生較大的相對(duì)滑移破壞且接縫底部水平向張開(kāi)25 mm,右側(cè)接縫基本沒(méi)有破壞。加載至14 mm時(shí)出現(xiàn)密集撕裂聲,構(gòu)件中部出現(xiàn)一條較長(zhǎng)裂縫(圖11a);加載至18 mm時(shí),右部構(gòu)件角部混凝土裂縫集中出現(xiàn)(圖11b);加載至25 mm構(gòu)件頂部左側(cè)出現(xiàn)較大裂縫,在接縫的輪廓處出現(xiàn)裂縫(圖11c),加載至32 mm時(shí)構(gòu)件右側(cè)接縫后頂部混凝土表面大塊剝落(圖11d),最終破壞模式見(jiàn)圖12。

a—構(gòu)件中部出現(xiàn)較大裂縫;b—角部裂縫集中出現(xiàn);c—接縫輪廓出現(xiàn)裂縫;d—右側(cè)接縫后頂部混凝土脫落。圖11 試件HSGJ-2試驗(yàn)現(xiàn)象Fig.11 Test phenomenon of HSGJ-2

圖12 試件HSGJ-2破壞模式Fig.12 Failure mode of specimen HSGJ-2

2.3 試件HSGJ-3

試件HSGJ-3配置U形鋼筋間距150 mm(每側(cè)接縫交替配置4根),不設(shè)置縱向鋼筋,其破壞模式為：左側(cè)接縫發(fā)生較大的相對(duì)滑移破壞,右側(cè)接縫基本沒(méi)有破壞。加載至19 mm時(shí)構(gòu)件右側(cè)接縫下部開(kāi)始出現(xiàn)第一條裂縫(圖13a);加載至22 mm時(shí)裂縫集中出現(xiàn),多處裂縫持續(xù)發(fā)展(圖13b);加載至28 mm時(shí)構(gòu)件左側(cè)接縫持續(xù)滑移(圖13c),承載力基本保持不變;加載至30 mm時(shí),構(gòu)件左側(cè)接縫上部表面被壓潰(圖13d),最終破壞模式見(jiàn)圖 14。

a—接縫出現(xiàn)裂縫;b—裂縫集中出現(xiàn),持續(xù)發(fā)展;c—接縫持續(xù)滑移;d—右側(cè)接縫頂部混凝土脫落。圖13 試件HSGJ-3的試驗(yàn)現(xiàn)象Fig.13 Test phenomena of specimen HSGJ-3

圖14 試件HSGJ-3破壞模式Fig.14 Failure mode of specimen HSGJ-3

2.4 試件HSGJ-4

試件HSGJ-4配置U形鋼筋間距150 mm(每側(cè)接縫交替配置4根),每側(cè)于接縫中心設(shè)置縱向鋼筋一根,其破壞模式為：最終只有右側(cè)接縫發(fā)生較大的相對(duì)滑移破壞,左側(cè)接縫基本沒(méi)有破壞。加載至14.5 mm時(shí),右部接縫輕微張開(kāi),左部接縫附近出現(xiàn)多條新裂縫,多條原有裂縫擴(kuò)張(圖15a);加載至17 mm時(shí),接縫及右部構(gòu)件底部裂縫進(jìn)一步擴(kuò)張,角部出現(xiàn)貫通裂縫(圖 15b);加載至31 mm時(shí),構(gòu)件右側(cè)接縫上端表面混凝土剝落(圖15c),右部構(gòu)件底部裂縫發(fā)展,兩側(cè)裂縫貫通;加載至32 mm時(shí),構(gòu)件右側(cè)接縫滑移已經(jīng)很大,左側(cè)接縫除有部分裂縫產(chǎn)生外基本沒(méi)有滑移(圖15d),其最終破壞模式見(jiàn)圖16。

a—接縫裂縫擴(kuò)張;b—右側(cè)接縫開(kāi)始錯(cuò)動(dòng);c—右側(cè)接縫上部表面混凝土剝落;d—左側(cè)接縫幾乎沒(méi)有滑移。圖15 試件HSGJ-4的試驗(yàn)現(xiàn)象Fig.15 Test phenomena of specimen HSGJ-4

圖16 試件HSGJ-4破壞模式Fig.16 Failure mode of specimen HSGJ-4

a—試件HSGJ-1接縫內(nèi)部破壞;b—試件HSGJ-2接縫內(nèi)部破壞; c—試件HSGJ-3接縫內(nèi)部破壞;d—試件HSGJ-4接縫內(nèi)部破壞。圖17 灌漿接縫的破壞模式Fig.17 Failure mode of grouting joints

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 破壞模式

除未設(shè)置U形鋼筋和縱向鋼筋的試件HSGJ-1發(fā)生脆性破壞外,試件HSGJ-2、HSGJ-3和HSGJ-4的破壞模式為：一側(cè)接縫產(chǎn)生較大相對(duì)滑移而破壞,另一側(cè)接縫基本上沒(méi)有發(fā)生滑移,兩側(cè)接縫不能較好地協(xié)同工作。

將灌漿接縫試件破壞的一側(cè)接縫破開(kāi)觀察U形鋼筋的破壞情況,發(fā)現(xiàn)U形鋼筋發(fā)生了較為明顯的彎曲變形,而縱向鋼筋幾乎沒(méi)有變形。各個(gè)試件破壞側(cè)接縫刨開(kāi)后接縫內(nèi)部見(jiàn)圖 17。

觀察U形鋼筋彎點(diǎn)可大致判斷灌漿料破裂面的走勢(shì)。所有試件U形鋼筋的彎點(diǎn)具有相似的特點(diǎn)：鋼筋彎點(diǎn)并非全部出現(xiàn)在鋼筋根部,而是呈現(xiàn)斜裂面破壞的趨勢(shì)。以試件HSGJ-3為例,鋼筋彎點(diǎn)連線大致為一條斜線(圖18a),說(shuō)明灌漿料發(fā)生了斜裂面破壞,結(jié)合試驗(yàn)現(xiàn)象中灌漿料的開(kāi)裂痕跡(圖18b),可以判斷試件破壞模式如下：試件灌漿處新老混凝土接合面發(fā)生部分剪切破壞;試件高強(qiáng)灌漿料發(fā)生斜截面剪切破壞,剪切面出現(xiàn)的位置和角度與試件的配筋率有一定關(guān)系。其余試件的破壞模式與試件HSGJ-3的相似,不再贅述。

a—U形鋼筋彎點(diǎn);b—灌漿料開(kāi)裂痕跡。圖18 試件HSGJ-3破壞模式Fig.18 Failure mode of specimen HSGJ-3

3.2 荷載-滑移曲線

將動(dòng)態(tài)采集設(shè)備采集的4個(gè)豎向灌漿接縫試件的荷載及滑移進(jìn)行整理分別得到4個(gè)試件的荷載-滑移曲線見(jiàn)圖19,其中試件HSGJ-1由于沒(méi)有配置抗剪U形鋼筋發(fā)生脆性破壞,表現(xiàn)為荷載從零增大至極限承載力后試件直接發(fā)生破壞,此時(shí)試件接縫處的相對(duì)滑移非常小,結(jié)構(gòu)延性很差。試件HSGJ-2～HSGJ-4的荷載-滑移曲線具有相同特征,可分為三個(gè)階段：第一階段為直線上升段,體現(xiàn)為在接縫相對(duì)滑移增長(zhǎng)較慢的情況下,試件承載力持續(xù)上升至峰值承載力;第二階段為滑移階段,接縫達(dá)到峰值承載力后開(kāi)始滑移,承載力隨著滑移的增大而下降;第三階段為平滑階段,試件承載力下降到平滑段后不再下降,試件承載力保持不變,接縫相對(duì)滑移持續(xù)增大。通過(guò)荷載-位移曲線還能看出,提高接縫抗剪鋼筋界面配筋率可以有效提高接縫峰值承載力和殘余承載力,但是接縫抗剪鋼筋界面配筋率增大對(duì)接縫峰值承載力的提高和對(duì)殘余承載力的提高不成正比,其中殘余承載力的提高比例要明顯大于峰值承載力。這就表示接縫的界面配筋率太大會(huì)使得試件殘余承載力超過(guò)試件的峰值抗剪承載力。例如試件HSGJ-2的界面配筋率為2%,它的殘余承載力與峰值抗剪承載力就表現(xiàn)得較為接近。在工程設(shè)計(jì)中,接縫的殘余承載力過(guò)大將會(huì)造成材料的浪費(fèi)。試件抗剪承載力統(tǒng)計(jì)見(jiàn)表4,可見(jiàn)配筋率提高可以有效提高接縫的峰值抗剪承載力和殘余抗剪承載力,縱向鋼筋可以有效提高殘余抗剪承載力,但是與提高配筋率相比,縱向鋼筋對(duì)峰值抗剪承載力的提高作用不大。

表4 試件承載力統(tǒng)計(jì)Table 4 Bearing capacity statistics of specimens

3.3 受力機(jī)理分析

試驗(yàn)結(jié)果表明新老混凝土界面破壞和高強(qiáng)灌漿料斜截面剪切破壞是鋼-混凝土混合結(jié)構(gòu)塔筒豎向灌漿接縫的破壞模式,從各個(gè)試件的荷載-滑移曲線可以看出：未配筋試件HSGJ-1的破壞模式為脆性破壞,具體表現(xiàn)為試件達(dá)到峰值抗剪承載力后失去繼續(xù)承載的能力,試件發(fā)生破壞;配筋試件HSGJ-2～HSGJ-4的破壞為延性破壞,總結(jié)了配筋試件的抗剪受力機(jī)理如圖20所示,根據(jù)試驗(yàn)現(xiàn)象和荷載-滑移曲線可將鋼-混凝土混合結(jié)構(gòu)塔筒灌漿接縫的受力行為分為3個(gè)階段：

圖20 試件三階段受力模型Fig.20 The mechanical model of specimens at three stages

第Ⅰ階段。加載初始階段,界面滑移和灌漿料剪切裂縫出現(xiàn)前,由于接縫兩側(cè)混凝土的剪切剛度較大,因此接縫相對(duì)滑移較小,這在荷載-滑移曲線中有所體現(xiàn)。荷載增大到峰值荷載Pu時(shí),高強(qiáng)灌漿料在壓-剪共同作用下的應(yīng)力空間達(dá)應(yīng)力破壞面而發(fā)生破壞,與此同時(shí)新老混凝土界面也發(fā)生了界面剝離破壞,新老混凝土界面發(fā)生相對(duì)滑移,新老混凝土之間的黏結(jié)力開(kāi)始失效,高強(qiáng)灌漿料內(nèi)部將出現(xiàn)斜裂縫。高強(qiáng)灌漿料斜向開(kāi)裂釋放的應(yīng)力由抗剪鋼筋承擔(dān),因?yàn)殇摻畹募羟袆偠冗h(yuǎn)遠(yuǎn)大于高強(qiáng)灌漿料的剪切剛度,且此時(shí)試件內(nèi)部斜裂縫尚未發(fā)展完全,所以在此階段鋼筋處于彈性狀態(tài)。此時(shí),界面的抗剪承載力雖然由高強(qiáng)灌漿料和混凝土共同提供,但是鋼筋提供的抗剪承載力要遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于灌漿料提供的抗剪承載力。

第Ⅱ階段。伴隨著試件承載力的逐步下滑,新老混凝土界面和高強(qiáng)灌漿料的應(yīng)力空間達(dá)到應(yīng)力破壞面而破壞,此時(shí)界面和高強(qiáng)灌漿料的剪應(yīng)力隨著試件內(nèi)部裂縫的發(fā)展逐漸釋放由抗剪鋼筋承擔(dān),鋼筋從彈性階段慢慢進(jìn)入塑性階段;這一過(guò)程中鋼筋會(huì)產(chǎn)生一定的變形,荷載-滑移曲線表現(xiàn)為隨著荷載逐步減小,界面間的滑移量逐步增大。隨著鋼筋的變形越來(lái)越大,鋼筋逐漸進(jìn)入屈服階段,此時(shí)荷載將保持為一個(gè)定值Pr不再增加。

第Ⅲ階段。新老混凝土界面破壞和高強(qiáng)灌漿料剪切破壞基本完成,荷載保持為定值而界面滑移不斷增大,破壞面上所有鋼筋均進(jìn)入屈服,破壞面兩側(cè)試件發(fā)生剛體運(yùn)動(dòng),試件進(jìn)入完全塑性階段。這一階段新老混凝土界面和高強(qiáng)灌漿料基本退出工作,接縫的殘余抗剪承載力主要由抗剪鋼筋提供。

4 有限元分析

4.1 模型建立

混凝土和高強(qiáng)灌漿料采用C3D8R三維實(shí)體單元;鋼筋采用T3D2桁架單元;高強(qiáng)灌漿料中U形抗剪鋼筋采用B31梁?jiǎn)卧ｄ摻钆c混凝土間設(shè)為Embedded Region。本文采用半模型,幾何模型如圖21所示。

a—整體模型;b—架立鋼筋模型;c—抗剪鋼筋模型;d—灌漿料模型。圖21 幾何模型Fig.21 Geometric models

加載端設(shè)置參考點(diǎn)與試件模型頂部耦合,對(duì)參考點(diǎn)施加豎向位移加載;由于本文采取半模型模擬,在對(duì)稱面采用x向?qū)ΨQ約束;試件混凝土底面三個(gè)方向位移均被約束,如圖22所示。

圖22 模型邊界條件Fig.22 Boundary conditions of model

4.2 材料本構(gòu)及界面處理

混凝土和灌漿料采用混凝土塑性損傷模型[3],普通混凝土受壓骨架線采用Hognestad[4]曲線,受拉特性采用直接輸入斷裂能[5]定義。灌漿料本構(gòu)關(guān)系通過(guò)C70混凝土本構(gòu)關(guān)系代替[6-10]。架立鋼筋采用理想彈塑性模型,高強(qiáng)灌漿料中的U形抗剪鋼筋采用簡(jiǎn)化的二次塑流模型,其應(yīng)力-應(yīng)變曲線分為彈性段、屈服段、強(qiáng)化段和二次屈服點(diǎn)段。新老混凝土界面法向接觸采用“硬接觸”,切向接觸采用“基于界面的黏結(jié)行為”(Surface-Based Cohesive Behavior)與庫(kù)侖摩擦準(zhǔn)則的組合模擬。在高強(qiáng)灌漿料與鋼筋混凝土塊的4個(gè)新老混凝土接觸面都建立上述接觸關(guān)系,模型接觸關(guān)系見(jiàn)圖23。

圖23 模型接觸關(guān)系Fig.23 Contact relation of model

4.3 試驗(yàn)驗(yàn)證

4.3.1破壞形態(tài)對(duì)比

試驗(yàn)現(xiàn)象表明,除未配置抗剪鋼筋的試件HSGJ-1在加載過(guò)程中混凝土表面幾乎沒(méi)有出現(xiàn)太多裂縫,試件HSGJ-2～HSGJ-4外部破壞模態(tài)類似：混凝土表面的裂縫主要發(fā)生在兩側(cè)接縫附近及兩側(cè)鋼筋混凝土塊的底部。有限元模擬出來(lái)的結(jié)果與試驗(yàn)現(xiàn)象較為一致,見(jiàn)圖24。

觀察有限元計(jì)算模型內(nèi)部抗剪鋼筋在試件進(jìn)入殘余承載力階段時(shí)的Mises應(yīng)力可以看出,各個(gè)試件在殘余承載力階段抗剪鋼筋大致都進(jìn)入了屈服階段,這與試件破壞模式的結(jié)論一致。各試件抗剪鋼筋在殘余承載力階段的Mises應(yīng)力云見(jiàn)圖25。

a—HSGJ-2;b—HSGJ-3;c—HSGJ-4。圖25 試件抗剪鋼筋應(yīng)力云圖 MPaFig.25 Stress nephogram of shear rebars of specimens

觀察有限元模型內(nèi)部架立鋼筋在試件峰值承載力階段的Mises應(yīng)力可以看出,各試件隨配筋率的增大,峰值承載力增大的同時(shí)其架立鋼筋的Mises應(yīng)力也跟著有所增大,但無(wú)論是沒(méi)有配置抗剪鋼筋的試件HSGJ-1還是抗剪鋼筋配筋率最大的試件HSGJ-2,在峰值承載力階段的大部分架立鋼筋仍處于未屈服階段,說(shuō)明試件架立鋼筋的配置較為合理,試件的破壞主要發(fā)生在研究對(duì)象——豎向灌漿接縫上。各試件架立鋼筋在峰值承載力階段的Mises應(yīng)力云見(jiàn)圖26。

a—HSGJ-1;b—HSGJ-2;c—HSGJ-3;d—HSGJ-4。圖26 試件架立鋼筋應(yīng)力云圖 MPaFig.26 Stress nephogram of erection rebars of specimens

通過(guò)觀察試件接縫處灌漿料在殘余承載力階段的混凝土壓縮損傷(Damage)可以看出,接縫灌漿料的破壞主要為斜截面剪切破壞,這與試驗(yàn)的結(jié)論一致。各試件灌漿料的混凝土壓縮損傷見(jiàn)圖27。

通過(guò)觀察灌漿接縫試件新老混凝土界面的混凝土壓縮損傷可以看出,在接縫試件正交的兩處新老混凝土界面均有剝離發(fā)生,且試件剝離面的形狀比較不規(guī)則,這與第2節(jié)試件新老混凝土界面發(fā)生破壞的位置相吻合。各試件新老混凝土界面的混凝土壓縮損傷見(jiàn)圖28。

4.3.2承載力對(duì)比

將有限元模擬得到的荷載-滑移曲線和試驗(yàn)實(shí)測(cè)得到的荷載-滑移曲線進(jìn)行對(duì)比,其中未配筋試件HSGJ-1沒(méi)有殘余承載力階段,僅對(duì)比峰值承載力階段,有限元模擬試件抗剪承載力的誤差統(tǒng)計(jì)如表5所示;有限元模型試驗(yàn)實(shí)測(cè)的荷載-滑移曲線對(duì)比見(jiàn)圖29?？梢钥闯?有限元對(duì)試件承載力的模擬較為精準(zhǔn),誤差均在8%以內(nèi),接縫有限元模擬計(jì)算的特征值和對(duì)應(yīng)試驗(yàn)接縫的特征值比較接近,模擬較為可靠。

表5 試驗(yàn)與有限元模擬的承載力對(duì)比Table 5 Comparisons of bearing capacity between test and finite element simulation results

a—HSGJ-1;b—HSGJ-2;c—HSGJ-3;d—HSGJ-4。圖29 試驗(yàn)與有限元模擬的荷載-位移曲線對(duì)比Fig.29 Comparisons of load-displacement curves between test and finite element simulation results

5 結(jié)束語(yǔ)

本文主要開(kāi)展了4個(gè)鋼-混凝土混合結(jié)構(gòu)塔筒混凝土塔筒段豎向灌漿接縫試件在純剪工況下的靜力試驗(yàn),主要研究參數(shù)為U形抗剪鋼筋配筋率和縱向鋼筋布置數(shù)量,得到了純剪荷載作用下豎向灌漿接縫的破壞模式和荷載-滑移曲線,分析了受力機(jī)理,并通過(guò)有限元軟件ABAQUS建立了精細(xì)化有限元模型,對(duì)比了有限元模型與試驗(yàn)試件的破壞模式和承載力。結(jié)論如下：

1)混凝土塔筒段豎向灌漿接縫在純剪荷載作用下的受力行為可以分為三個(gè)階段：上升段,表現(xiàn)為高強(qiáng)灌漿料和鋼筋共同承擔(dān)剪切荷載,滑移小,承載力持續(xù)上升至峰值;滑移段,表現(xiàn)為灌漿料發(fā)生剪切破壞,鋼筋進(jìn)入塑性階段,位移增大,承載力下降;平滑段,表現(xiàn)為鋼筋全部屈服,界面進(jìn)入完全塑性狀態(tài),承載力不變,滑移持續(xù)增大。

2)U形抗剪鋼筋可以在一定程度上提高接縫的極限抗剪承載力和殘余承載力,顯著提高接縫試件的延性。在工程設(shè)計(jì)中,為避免脆性破壞,建議豎向灌漿接縫必須配置U形抗剪鋼筋。

3)配置縱向鋼筋可以在一定程度內(nèi)限制平滑階段灌漿料內(nèi)部裂縫的持續(xù)發(fā)展,提高接縫的殘余承載力,因此建議在工程設(shè)計(jì)中配置1或2根縱向鋼筋。

4)依靠本文的建模方法所建立的有限元模型可以較為準(zhǔn)確地模擬試驗(yàn),誤差在8%以內(nèi),驗(yàn)證了有限元模型模擬接縫試件承載力的可靠性,為參數(shù)分析和承載力計(jì)算公式推導(dǎo)打下基礎(chǔ)