吳 濤，成 然，劉全威

(長安大學 建筑工程學院，陜西 西安 710061)

套筒灌漿連接是預制裝配式混凝土結構縱向受力鋼筋有效且可靠的鋼筋連接方式，研究和改進套筒灌漿連接方式對預制裝配式結構的發(fā)展有著重要意義，國內外學者對灌漿套筒的設計和應用已有了大量研究.20世紀60年代末，余占疏[1]首次提出了NMB套筒，后傳入日本等地并得到了廣泛的應用.Einea、Alias、Ling[2-4]等設計制作了不同內壁構造和不同型號尺寸的套筒灌漿連接件并通過試驗對其可行性進行了研究.Henin[5]設計了一種采用無縫鋼管制作，管壁內表面布有螺紋的灌漿套筒，并通過單向拉伸試驗和數(shù)值模擬對套筒灌漿連接件的承載力進行了研究.Hosseini、Moosavi[6-7]等對內部設置剪力鍵的套筒灌漿連接件進行了研究并給出了最小剪力鍵設置間距.鄭永峰[8]提出了一種采用低合金高強無縫鋼管通過滾壓工藝冷加工而成的新型變形灌漿套筒，并通過單向拉伸和反復拉壓試驗對其力學性能進行了研究.目前，國內的多家單位也致力于灌漿套筒的設計和研發(fā)工作，但所生產(chǎn)的鋼制套筒尺寸普遍較大且笨重，造成套筒成本過高，施工不便等問題.

本文在前期試驗研究和理論分析的基礎上，設計制作了一組小型化灌漿套筒，完成了小型化套筒灌漿連接件的拉拔試驗，研究了不同鋼筋錨固長度試件的破壞過程、破壞形態(tài)、荷載-位移曲線等，并基于Mises屈服準則，對筒壁應力的實測值與計算值進行了對比分析.

1 套筒灌漿連接件受力機理

套筒灌漿連接件由鋼制或鑄鐵套筒、灌漿料以及連接鋼筋三部分組成.國內外已有很多種套筒灌漿接頭，且形式多種多樣，總體上可分為全灌漿套筒接頭和半灌漿套筒接頭兩大類[9]，本文重點研究半灌漿套筒接頭的力學性能，圖1(a)為套筒灌漿連接件構造.

套筒灌漿連接件主要依靠材料之間的粘結作用來實現(xiàn)鋼筋之間力的傳遞.鋼筋與灌漿料之間的粘結作用由鋼筋與灌漿料之間的化學膠結力f1、鋼筋與灌漿料表面摩阻力f2和鋼筋表面變形肋與灌漿料之間的機械咬合力f3三部分組成，灌漿料和套筒之間的粘結作用也主要由這三部分組成，其中機械咬合力主要由筒壁內側的剪力鍵提供.

同時，在軸向力F作用下，由于鋼筋的錐楔作用，鋼筋會產(chǎn)生法向力q，對灌漿料產(chǎn)生徑向壓力，灌漿料中的壓力通過接觸界面?zhèn)鬟f給套筒，套筒和套筒外的混凝土為灌漿料提供有效的側向約束力fn1和fn2，可以有效增強材料接觸面的黏結錨固作用，確保接頭的傳力能力[2]，套筒灌漿連接件的受力機理如圖1(b)所示.

圖1 套筒灌漿連接件示意圖Fig.1 Schematic diagram of grouted sleeve splice

2 小型化灌漿套筒設計

2.1 錨固長度

根據(jù)對套筒灌漿連接件受力機理分析，以鋼筋受拉屈服為界限設計鋼筋在套筒內的錨固長度，并參考文獻[5]，給出套筒灌漿連接件中鋼筋的錨固長度計算式：

(1)

式中：Fy為鋼筋的屈服拉力；d為鋼筋直徑；fcu為灌漿料的抗壓強度；設計時取為80 MPa.

根據(jù)式(1)可計算出不同直徑鋼筋在套筒灌漿連接件內的錨固長度.

2.2 筒壁厚度

基于之前已完成的12個套筒灌漿連接件拉拔試驗，運用厚壁圓筒理論，建立了灌漿套筒筒壁的力學模型如圖2所示，并給出鋼制套筒筒壁應力的計算模型[10]：

(2)

圖2 灌漿套筒筒壁力學模型Fig.2 Mechanical model of grouted sleeve wall

設計當鋼筋達到極限強度fu=540 N/mm2時，確定不同直徑套筒的內徑、外徑及筒壁壁厚，如表1所示，根據(jù)式(2)計算得筒壁的三向應力σz、σr、σθ.根據(jù)文獻[11]和[12]的試驗和經(jīng)驗，計算中取鋼筋肋與灌漿料接觸面的夾角β為30°，鋼筋肋與灌漿料接觸面的摩擦系數(shù)μ為0.4，泊松比v為0.3.

Mises屈服準則是在Tresca屈服準則的基礎上發(fā)展演變而來，考慮了中間主應力的影響，在工程研究領域得到了廣泛的應用.其表達式為

(3)

式中：σ1、σ2、σ3分別為第一、第二和第三主應力；σs為材料的單向拉伸屈服極限.

設σ1>σ2>σ3，當試件受軸向荷載時，筒壁的三向主應力滿足σ1=σz，σ2=σr,σ3=σθ,將σ1、σ2、σ3帶入式(3)可得出基于Mises屈服準則下的筒壁應力，并與Mises屈服準則下的允許應力400 MPa進行比較，如表1所示.

表1 套筒尺寸選取及基于Mises屈服準則的筒壁應力Tab.1 Selection of sleeve size and sleeve wall stress based on Mises yield criterion

2.3 剪力鍵數(shù)量

為了方便套筒生產(chǎn)，剪力鍵厚度ts均取為3 mm，剪力鍵沿套筒縱向的長度均取為5 mm.套筒內壁與灌漿料之間的粘結作用由灌漿料與套筒之間粘結力以及由剪力鍵產(chǎn)生的機械咬合力兩部分組成，可建立剪力鍵數(shù)量的計算式：

(4)

(5)

套筒內剪力鍵數(shù)量n均取為3個，并根據(jù)式(4)和(5)驗算套筒內剪力鍵的設置是否合理.例如選取插入鋼筋直徑為20 mm的套筒，計算出的剪力鍵處灌漿料的應力為79.55 MPa，小于灌漿料80 MPa的允許應力，其余型號套筒的驗算也都符合要求.

2.4 套筒參數(shù)

根據(jù)以上灌漿套筒設計參數(shù)，每種型號套筒選擇一組進行具體參數(shù)的設計，如圖3所示為小型化套筒具體尺寸，表2所示為套筒詳細參數(shù).其中，錨固鋼筋端部距螺紋端部距離預留15 mm，滿足《鋼筋套筒灌漿連接應用技術規(guī)程》(JGJ 355-2015)[14]對安裝中鋼筋外露長度誤差+15 mm的要求.表3為新型設計小型化套筒尺寸參數(shù)與已有套筒尺寸參數(shù)對比.

考慮到出漿孔位于基本錨固長度la截面處，會造成該處套筒截面削弱，且當鋼筋達到極限強度時該截面處筒壁應力最大，因此在設計時對該截面的筒壁壁厚適當增加.

圖3 套筒尺寸詳圖Fig.3 Detailed size of grouted sleeve

表2 套筒詳細參數(shù)Tab.2 Detailed parameters of grouted sleeve

注：D表示套筒外徑，d1表示套筒端口內徑，L表示套筒總長，l1、l2、l3表示剪力鍵之間凈距，M表示螺紋型號，t表示套筒壁厚，ts表示剪力鍵厚度.

表3 新型設計小型化套筒與已有套筒尺寸對比Tab.3 Comparison of miniaturized grouted sleeve with existing grouted sleeve

3 試驗概況

3.1 試件設計

委托湖南恒邦鋼筋連接技術有限公司加工制作小型化套筒，選取鋼筋直徑為12、16、20和25 mm的小型化灌漿套筒，設計了9組套筒灌漿連接試件，其中6組試件的錨固長度為1.0la，包括一組套筒壁厚為1 mm的試件和一組無剪力鍵的試件，在編號時分別以字母T和N表示，另外3組試件的錨固長度為0.6la.

為了量測筒壁的縱、橫向應變，在每個套筒上張貼一組縱向和橫向應變片，圖4(a)為套筒筒壁應變片示意圖，圖4(b)為套筒筒壁應變片布置實物圖.

圖4 套筒灌漿連接件應變片布置圖Fig.4 Strain gauge arrangement of the grouted sleeve splice

3.2 試件材性

灌漿料采用中德新亞生產(chǎn)的套筒專用高強無收縮灌漿料，在給試件灌漿時，留取一組共3個灌漿料試塊(40 mm×40 mm×160 mm)與套筒試件一起養(yǎng)護，待28 d在材料實驗室微機控制YA-300級全自動壓力試驗機上測其抗壓強度，測得灌漿料的平均抗壓強度為84.33 MPa.

鋼筋強度等級均為HRB400，選取直徑12 mm、16 mm、20 mm和25 mm的鋼筋各3根，取長度為450 mm，在萬能試驗機上測量鋼筋的屈服拉力和極限拉力，另外每組選擇一根鋼筋，在中部兩面各貼一枚應變片測量屈服前鋼筋表面的應變，鋼筋力學性能如表4所示.

表4 鋼筋力學性能Tab.4 Mechanical properties of steel bars

3.3 加載制度

套筒灌漿連接件加載試驗在長安大學結構與抗震實驗室100 t萬能試驗機上進行，采用由荷載控制的單向加載，加載速率為0.3 kN/s，直至套筒灌漿連接件的鋼筋拉斷或者滑移破壞.采用DH3820動態(tài)數(shù)據(jù)采集儀，實時采集套筒筒壁上縱向和橫向應變片的數(shù)據(jù).

4 試驗結果及分析

表5為試驗測得套筒灌漿連接件的屈服拉力、極限拉力、連接鋼筋抗拉強度和試件的最終破壞形態(tài)，其中屈服拉力根據(jù)試驗機所得數(shù)值確定，圖5為部分套筒灌漿連接件破壞形態(tài).9組共31個試件的灌漿套筒試驗后均整體完好，未發(fā)生套筒斷裂.其中，錨固長度為1.0la的19個試件除S16-1.0N-2鋼筋滑絲外，其余試件均為接頭外鋼筋拉斷破壞，抗拉強度均大于連接鋼筋抗拉強度標準值540 MPa，滿足《鋼筋套筒灌漿連接應用技術規(guī)程》(JGJ 355-2015)[14]中關于套筒灌漿接頭抗拉強度的要求；錨固長度為0.6la的12個試件除S16-0.6-3鋼筋拉斷外，其余試件均為鋼筋拔出破壞，極限拉力接近鋼筋的極限拉力.

圖5 試件破壞形態(tài)Fig.5 Typical failure modes of specimens

表5 試驗結果與破壞形態(tài)Tab.5 Experimental results and failure modes

續(xù)表5

試件編號屈服拉力/kN極限拉力/kN連接鋼筋抗拉強度/MPa破壞形式S16-1.0N-385.26115.44574.45RS16-1.0N-482.67104.35564.18RS16-0.6-189.11116.26/PS16-0.6-285.79112.59/PS16-0.6-389.27120.43599.27 RS16-0.6-480.99104.58/PS20-0.6-1142.27173.20/PS20-0.6-2138.31176.17/PS20-0.6-3136.92179.28/PS20-0.6-4144.45168.35/PS25-0.6-1212.14284.65/PS25-0.6-2212.08283.44/PS25-0.6-3214.92279.99/PS25-0.6-4228.07251.83/P

注：S12-1.0-1中，12表示鋼筋直徑，1.0表示錨固長度為1.0la，1表示試件編號，R表示鋼筋拉斷破壞，P表示鋼筋拔出破壞，S表示鋼筋滑絲.

4.1 荷載-位移曲線

圖6為典型試件的荷載-位移曲線，其中橫坐標為萬能試驗機夾具之間的相對位移，縱坐標為萬能試驗機采集對應位移下的荷載.以S20-1.0試件為例，鋼筋拉斷破壞套筒灌漿連接件的荷載-位移曲線與鋼筋材性試件的荷載-位移曲線相似，都經(jīng)歷了彈性、屈服、強化和頸縮四個階段，但由于套筒內部灌漿料的影響，套筒灌漿連接件屈服階段的荷載-位移曲線有比較明顯的波動，屈服過程較鋼筋材性試件要長.

當錨固長度為0.6la時，以S20-0.6試件為例，鋼筋拔出破壞套筒灌漿連接件的荷載-位移曲線與鋼筋材性試件的荷載-位移曲線的彈性和屈服階段相似，進入強化階段后，由于鋼筋與灌漿料間的黏結強度小于其抗拉強度，隨著鋼筋與灌漿料之間的咬合齒被剪斷[15]，鋼筋被緩慢拔出.由于套筒的約束作用，鋼筋拔出破壞仍表現(xiàn)出一定的延性，鋼筋在拔出過程中荷載-位移曲線比較平穩(wěn)，3組試件的殘余承載力基本保持在極限承載力的1/2左右.

圖6 試件荷載-位移曲線Fig.6 Load-displacement curves of specimens

4.2 筒壁應力實測值與計算值對比

在每組試件中隨機選取一個試件，分析筒壁在彈性階段的應力，并與實測值進行對比.筒壁應力計算值可由式(2)求得，套筒的彈性模量取為2.05×105MPa.筒壁應力實測值通過筒壁的應變片測得，在試驗過程中無法測量套筒的徑向應力σr，根據(jù)彈性力學知識，在筒壁外表面徑向應力可近似取為零.將筒壁三向應力的實測值和計算值分別帶入式(3)，得出基于Mises屈服條件下的筒壁應力，如表6所示，其中S16-1.0-3試件未得到實測值.

表6 Mises筒壁應力實測值與計算值對比Tab.6 Comparison between measured and calculated values of Mises sleeve wall stress

4.2.1 錨固長度為1.0la的試件

圖7(a)～(e)分別為錨固長度1.0la的試件在軸向荷載F作用下，基于Mises屈服準則的套筒筒壁應力實測值與計算值的對比圖.S12-1.0-3試件在加載初期實測值與計算值基本吻合，隨著荷載增加，實測值與計算值差值變大，但整體吻合較好.S20-1.0-1和S25-1.0-3試件在鋼筋屈服前實測值與計算值吻合較好，鋼筋屈服后，筒壁應力出現(xiàn)較大波動.S16-1.0T-1試件的實測值與計算值整體吻合較好，隨著荷載增加，實測值與計算值差值逐漸變大.S16-1.0N-1試件在鋼筋屈服前，實測值與計算值基本吻合，鋼筋屈服后，實測值與計算值差值逐漸變大.由于此組試件套筒內沒有設置剪力鍵，與計算模型最為相近，因此此組試件的實測值與計算值較其他試件最為吻合.

4.2.2 錨固長度為0.6la的試件

圖7(f)～(h)分別為錨固長度為0.6la的試件在軸向荷載F作用下，基于Mises屈服準則套筒筒壁應力實測值與計算值之間的對比圖.筒壁的應力狀態(tài)與錨固長度為1.0la的試件有所差異，加載中后期由于鋼筋與灌漿料之間產(chǎn)生較大滑移，導致筒壁應力不再隨軸向荷載線性增長，最后甚至出現(xiàn)縮小趨勢.

圖7 Mises筒壁應力實測值與計算值對比圖Fig.7 Comparison between measured and calculated values of Mises sleeve wall stress

4.2.3 誤差分析

通過以上8組試件的對比發(fā)現(xiàn)，實測值與計算值以及當鋼筋達到極限荷載時實測值與原始設計值之間存在一定的偏差，造成偏差的主要原因有：

(1)在筒壁應力計算時，沒有考慮套筒剪力鍵對筒壁應力的影響.

(2)鋼筋錨固長度較短的試件，在加載中后期鋼筋與灌漿料之間產(chǎn)生較大滑移.

(3)套筒制作時在基本錨固長度la處考慮到出漿孔對截面的削弱，適當增加了筒壁壁厚，導致設計值與最后實測值存在偏差.

5 結論

(1) 錨固長度為1.0la的套筒灌漿連接件除一個試件滑絲外，其余18個試件均為接頭外鋼筋拉斷破壞，且抗拉強度均大于連接鋼筋的抗拉強度標準值，滿足《鋼筋套筒灌漿連接應用技術規(guī)程》(JGJ355-2015)關于套筒灌漿接頭抗拉強度的要求.

(2) 錨固長度為0.6la的套筒灌漿連接件除一個試件拉斷外，其余11個試件均為鋼筋拔出破壞，且試件的殘余承載力基本保持在極限承載力的1/2左右.

(3) 基于Mises屈服準則的套筒筒壁應力的計算值與實測值吻合較好，所建立的筒壁應力計算式可以為灌漿套筒設計提供參考.