肖建莊 劉良林 李建新 周曉明 匡志平 潘鉆峰

（1.同濟大學土木工程學院，上海200092；2.華潤置地有限公司，深圳518001）

0 引 言

實現(xiàn)混凝土結構的可持續(xù)發(fā)展是當今土木工程的關鍵問題之一［1］。通過設計集成化、材料利用高效化、建筑垃圾與現(xiàn)場擾動減量化等形式，混凝土預制構件的使用有助于可持續(xù)發(fā)展［2］。無論是在建筑還是橋梁中，預制混凝土工程通常需要進行預制構件的連接，如墻板與墻板、柱與柱、承臺與橋墩等，來形成完整的結構［3］。自20 世紀60年代末期余占疏博士發(fā)明套筒以來，套筒灌漿連接已經被北美、歐洲和日本等地區(qū)與國家用于連接混凝土預制構件［4］。研究表明［5］，鋼筋采用套筒灌漿連接的裝配式框架節(jié)點與現(xiàn)澆節(jié)點性能相近，可以在實際中應用。含有套筒灌漿連接的預制構件被設計成受彎破壞，從而在被連接鋼筋中形成很高的拉應力，因此套筒灌漿連接一般都是進行單向受拉荷載作用下的性能試驗與評價［6］。為了確保荷載傳遞時被連接鋼筋的連續(xù)性，套筒灌漿連接需要將作為黏結劑的無收縮灌漿料注入套筒［6-7］。當前相鄰構件的鋼筋連接中使用的套筒，如NMB、萊頓鎖、美國德信公司的機械鎖等，都是專利產品［3］。針對這些套筒形成的連接引入周期長、成本及對中精度要求高等，Ling 等［8］建議將普通套筒應用于鋼筋連接?；诖?，本文首先對套筒灌漿連接的基本要求進行總結，再研究普通套筒形成的套筒灌漿連接在受拉時的性能，包括受拉破壞機理、承載力分析與試驗數據驗證等，探討該連接受拉性能與設計理論的可行性。

1 套筒灌漿連接組成與基本要求

鋼筋套筒灌漿連接是指在金屬套筒中插入單根帶肋鋼筋并注入灌漿料拌合物，通過拌合物硬化形成整體并傳力的鋼筋對接連接，簡稱套筒灌漿連接［9］。由此可以看出，套筒灌漿連接主要由套筒、灌漿料、鋼筋等三部分組成。根據國內外學者的研究成果，對套筒灌漿連接的基本要求進行總結如下。

1.1 連接

成功的套筒灌漿連接是指被連接鋼筋發(fā)生套筒外斷裂［2］。各國規(guī)范對連接接頭的受力性能做出了規(guī)定:如美國建筑結構混凝土規(guī)范要求與條文說明（ACI-318）要求［10］連接的鋼筋傳遞的拉、壓應力不低于規(guī)范規(guī)定的鋼筋屈服強度的125%；英國結構用混凝土的施工與設計實用技術規(guī)程（BS8110）［11］要求連接達到極限時鋼筋的應力應該等于規(guī)范規(guī)定屈服強度的140%；我國的《鋼筋套筒灌漿連接應用技術規(guī)程》（JGJ 355—2015）（以下簡稱:規(guī)程JGJ 355—2015）［9］要求接頭的抗拉強度不小于鋼筋的抗拉強度標準值，且破壞時應斷于接頭外鋼筋；《鋼筋機械連接技術規(guī)程》（JGJ 107—2010）要求［12］連接的Ⅰ與Ⅱ、Ⅲ級接頭實測抗拉強度不低于被連接鋼筋極限抗拉強度標準值、1.25倍鋼筋屈服強度標準值。國外一般以ACI-318［10］的要求為主要依據，國內以規(guī)程 JGJ 355—2015［9］、JGJ 107—2010［12］的要求為主要依據。

1.2 套筒

灌漿套筒包括全灌漿套筒與半灌漿套筒兩種，通常采用鑄造工藝或機械加工工藝制造，鑄造宜采用球墨鑄鐵，機械加工宜選用優(yōu)質碳素結構鋼、低合金高強結構鋼、合金結構鋼或其他經過接頭型式檢驗確定符合要求的鋼材［13］。在本文中所指普通套筒為通過機械加工工藝制造、外表光滑、內部無橫向凸紋、端部無封閉鋼環(huán)或鋼板的圓柱形鋼制套筒，見圖1，研究對象為普通套筒形成的套筒灌漿連接受拉性能。

圖1 普通套筒Fig.1 Non-proprietary sleeve

Rahman 等［2］、Henin 等［3］、Ling 等［8，14-15］、Sayadi等［16］、黃遠等［17］、Liu 等［18］進行的總共 93 個套筒灌漿連接（包括套筒外鋼筋斷裂失效的試件55 個）受拉試驗結果表明套筒的縱向、橫向應變均未達到屈服應變，因此套筒處于彈性狀態(tài)。此外，Ling等［15］研究發(fā)現(xiàn)當厚度為4.5 mm 時，大部分套筒中的應力達不到屈服強度的一半，利用率不高；吳濤等［19］通過試驗數據擬合分析得到了套筒的厚度與筒壁的縱向、橫向應變呈現(xiàn)指數關系。Rahman等［2］、Alias 等［6］、Ling 等［14］的研究結果表明套筒直徑小有助于提升連接的黏結強度，規(guī)程JGJ 355—2015［9］規(guī)定了不同鋼筋直徑對應的最小套筒內徑，目前滿足連接接頭性能要求的套筒最大內徑為 Ling 等［14，20］建議的 5d（d為鋼筋直徑，下同）。Sayadi 等［16］研究發(fā)現(xiàn)套筒長度增加能夠提升連接的黏結強度，Lin等［21］通過試驗發(fā)現(xiàn)套筒長度極大地影響著連接的失效模式，并提出套筒長度臨界值的概念，只要套筒長度不低于該值，就能使連接實現(xiàn)鋼筋斷裂于套筒外；Henin 等［3］研究發(fā)現(xiàn)套筒長度達到16d時能使鋼筋的極限抗拉強度得到100%發(fā)揮。

1.3 套筒灌漿料

以水泥為基本材料，配以細骨料，以及混凝土外加劑和其他材料組成的干混料，加水攪拌后具有良好的流動性、早強、高強、微膨脹等性能，填充于套筒和帶肋鋼筋間隙內的干粉料為鋼筋連接用套筒灌漿料，簡稱套筒灌漿料［22］。余瓊等［23］認為灌漿料應該具有流動性好、早強、高強、快硬、無收縮、微膨脹、自密實等性質。Rahman 等［2］通過套筒灌漿連接試驗研究發(fā)現(xiàn)，作為黏結劑的灌漿料，其抗壓強度對于荷載在鋼筋中的傳遞起到了非常重要的作用。目前國內外套筒灌漿連接試驗中能夠滿足連接受力性能要求的灌漿料強度最低值為67.7 MPa［3］（注:28 D 強度，D 代表“天”，下同）、44.5 MPa［17］（注:試驗當天的強度）、46MPa［24］（注:7 D的強度）。我國標準《鋼筋連接用套筒灌漿料》（JGJ 408—2013）［22］要求灌漿料1 D、3 D、28 D抗壓強度不低于 35 MPa、60 MPa、85 MPa。對于灌漿料的配置，董軍軍［25］通過正交試驗分析確定了灌漿料配合比，由此得到的套筒灌漿料各項性能指標都滿足標準JGJ 408—2013［22］的要求。

1.4 鋼筋

《裝配式混凝土結構技術規(guī)程》（JGJ 1—2014）［26］規(guī)定套筒灌漿連接的鋼筋為熱軋帶肋鋼筋。規(guī)程 JGJ 355—2015［9］要求帶肋鋼筋的直徑不宜小于12 mm，且不宜大于 40 mm。Alias 等［6］的研究發(fā)現(xiàn)錨固長度短而導致連接產生滑移，Ling 等［7，27］通過試驗研究發(fā)現(xiàn)鋼筋錨固長度可以提升連接的剛度與黏結強度，Kim［28］通過試驗結果發(fā)現(xiàn)鋼筋錨固長度越長則連接強度越高、滑移越小，規(guī)程JGJ 355—2015［9］要求鋼筋錨固長度不宜小于 8d，Henin 等［3］基于剪力摩擦理論提出套筒灌漿連接所需鋼筋錨固長度預測方法。

此外，常常會在埋置于套筒內的鋼筋端部表面設置擴大頭（如加螺帽）來實現(xiàn)減少鋼筋錨固長度、增加鋼筋與灌漿料的黏結強度［2，29］。但是，Ling等［7，27］的研究表明在鋼筋表面的自攻螺紋，如果深度較大（如達到1～2 mm），則不但對鋼筋造成損傷且降低了截面的有效面積，對連接的受拉承載力產生顯著影響。因此，為了既防止擴大頭脫落又不影響承載力，可以如Rahman等［2］、Ling等［27］、Seo等［29］一樣將自攻螺紋設置在擴大頭的后面。

2 普通套筒灌漿連接受拉的破壞模式與機理分析

2.1 破壞模式

從國內外的實測結果來看，普通套筒灌漿連接（以下簡稱連接）受拉失效模式包括兩種，一種是黏結失效，另一種是套筒外鋼筋斷裂，其中黏結失效類型比較多，如灌漿料劈裂造成的鋼筋與灌漿料黏結失效、鋼筋與灌漿料黏結失效、灌漿料和套筒黏結失效等，典型的黏結失效為后兩種［4］。Rahman 等［2］、Ling 等［15］、Alias 等［24］的試驗研究表明連接受拉失效模式包括套筒外鋼筋斷裂、灌漿料與鋼筋黏結失效、套筒與灌漿料黏結失效等三種情形，見圖 2。Alias 等［6］、王東輝等［30］、Ling等［8，14，20］的實測結果顯示連接失效模式為套筒外鋼筋斷裂、灌漿料與鋼筋黏結失效兩種情形，Liu等［18］的試驗結果表明連接失效模式為套筒外鋼筋斷裂一種情形。

圖2 連接失效模式［15］Fig.2 Failure mode of splice［15］

由此可以看出，連接在受拉時失效模式并不是唯一的，下面基于連接的材料組成從兩個方面來進行確定。首先，連接由三種材料組成，三者之間存在兩個黏結界面，即鋼筋與灌漿料、灌漿料與套筒。在每個界面上，灌漿料與金屬材料間的黏結強度是二者共同工作的前提，當其不足以抵抗逐漸增大的受拉荷載時，二者之間產生相對滑移，導致灌漿料與金屬材料的相互脫離，即發(fā)生灌漿料與鋼筋黏結失效（圖2（a））或灌漿料與套筒黏結失效（圖2（b））。其次是連接受拉時，除前面分析的套筒處于彈性狀態(tài)外，灌漿料、鋼筋都有被拉斷的可能，而從圖2（b）可以看出，灌漿料被拉斷屬于灌漿料與套筒黏結失效的一部分。因此，認為連接受拉的失效模式包括灌漿料與鋼筋黏結失效、灌漿料與套筒黏結失效、套筒外鋼筋斷裂（圖2（c））等三種情形。

2.2 連接的受力機理分析

套筒灌漿連接受拉時（圖3（a）），荷載由一端的鋼筋通過黏結傳給灌漿料，灌漿料再傳給套筒，套筒再按照相反的順序將荷載傳遞到另外一端的鋼筋［4］。連接具體的受力機理，從以下三個方面來進行說明。

圖3 套筒灌漿連接受拉示意Fig.3 Schematic diagram of grouted sleeve splice under tensile load

2.2.1 灌漿料與鋼筋共同工作機理

灌漿料與鋼筋的黏結強度主要由材料的化學黏結力、表面摩擦力、機械咬合力決定，除了這些內部因素以外，還受到包裹材料的約束應力影響［18］。在套筒灌漿連接受拉時，Ling 等［27］認為鋼筋橫肋斜面受到垂直于表面的合力作用，可以分解為徑向與縱向分量兩部分（圖4（a）），前者擠壓灌漿料，后者在橫肋高度處沿著鋼筋長度方向形成剪切面，剪切面、鋼筋與灌漿料界面的剪應力分布見圖4（b）、（c）。受到擠壓作用的灌漿料有往外膨脹的趨勢而受到套筒的約束作用，而套筒處于彈性狀態(tài)，因此徑向分量得到平衡，剪切面以外套筒以內的灌漿料處于環(huán)向與徑向受壓狀態(tài)（圖3（d））；縱向分量依靠灌漿料與鋼筋的黏結強度來平衡，隨著受拉荷載的增大，當剪應力超過黏結強度時，灌漿料與鋼筋之間產生相對滑移，使得鋼筋從套筒灌漿料中拔出，造成灌漿料與鋼筋黏結失效，見圖2（a）。

圖4 鋼筋與灌漿料受力示意Fig.4 Schematic diagram of load between grout and bar

2.2.2 灌漿料與普通套筒共同工作機理

在普通套筒與灌漿料的界面上，二者依靠化學黏結力、摩擦力（圖5（a））形成的黏結強度共同工作。在套筒內部有鋼筋的區(qū)域，灌漿料因為受到鋼筋的擠壓與套筒的約束而處于徑向與環(huán)向受壓狀態(tài)（圖3（d）），由圖4（b）可知，在剪切面范圍外的灌漿料處于縱向受拉狀態(tài)，所以總體上套筒以內、剪切面以外的灌漿料處于徑向與環(huán)向受壓、縱向受拉的狀態(tài)（圖5（b））。由于套筒的中部截面無鋼筋，所以灌漿料只處于受拉狀態(tài)，當拉力超過灌漿料本身的抗拉承載力時，將會造成灌漿料在連接中部斷裂，而這一點可以從Einea等［4］對連接進行的套筒切割得到證實（圖5（c））。隨著拉力的增加，套筒與灌漿料之間產生相對滑移導致裂縫擴展，預示著化學黏結力很容易被克服，二者依靠套筒表面徑向壓力（圖3（e））生成的動摩擦力來抵抗增大的受拉荷載。因此，灌漿料與套筒之間的動摩擦力是連接抵抗外力的關鍵因素，增大的受拉荷載超過該摩擦力，將造成灌漿料隨鋼筋整體拔出的灌漿料與套筒黏結失效（圖2（b））。

圖5 連接受拉后內部響應Fig.5 Responses in the interior of splice after tensile loads

2.2.3 鋼筋的工作機理

在荷載傳遞過程中，套筒內鋼筋處于三向受壓的狀態(tài)，一方面來自于橫肋與灌漿料的接觸中鋼筋橫肋對灌漿料擠壓（圖4（a））的反作用，另一方面來自于灌漿料對鋼筋的包裹約束作用，因此不會出現(xiàn)鋼筋在套筒內被拉斷的情形。套筒外鋼筋處于受拉狀態(tài)，當灌漿料與鋼筋、灌漿料與套筒的黏結足夠牢靠時，隨著荷載的增大經歷彈性、屈服、強化與頸縮等受拉典型狀態(tài)，出現(xiàn)連接的第三種失效模式，即套筒外鋼筋斷裂（圖2（c））。

3 連接承載力的計算方法

3.1 基于灌漿料與鋼筋黏結的連接受拉承載力計算表達式的建立

Einea 等［4］的研究結果表明套筒與灌漿料之間的受力情況見圖3（c），由受力平衡得到式（1）。Robins等［31］通過試驗分析了考慮單向側壓力作用發(fā)生剪切破壞時鋼筋高強混凝土黏結強度的計算方法，見式（2）。

式中:Ts為套筒縱向切面的均布拉力（N/mm）；p為灌漿料壓應力（N/mm2）；εs為套筒縱向應變；Es為套筒彈性模量（N/mm2）；ts為套筒壁厚（mm）；dsi為套筒內徑（mm）；fbt為鋼筋與混凝土的黏結強度（N/mm2）；fcu為混凝土立方體強度（N/mm2）。

當連接受拉時，灌漿料處于徑向與環(huán)向的雙向受壓狀態(tài)（圖5（b）），參照式（2）的形式，并經過參數的量綱分析，鋼筋與灌漿料的黏結強度τ可按式（3）進行計算。在此基礎上，假設黏結強度沿著鋼筋長度均勻分布，建立基于灌漿料與鋼筋黏結的連接受拉承載力計算表達式見式（4）。根據Henin等［3］、Einea等［4］、Ling等［8，14］的研究中灌漿料與鋼筋黏結失效的17 個試驗數據，確定式（4）的參數c，結果見圖6。由圖6 可以看出，當c的取值為0.409 5時，計算值與試驗值吻合良好。

式中:τ為鋼筋與灌漿料的黏結強度（N/mm2）；fc'g為灌漿料抗壓強度（N/mm2）；c為考慮灌漿料對鋼筋約束作用的系數；F1為基于灌漿料與鋼筋黏結強度的連接受拉承載力（N）；db為鋼筋直徑（mm）；lb為鋼筋錨固長度（mm）。

圖6 計算值與試驗值的擬合關系曲線Fig.6 Fitting relationship between calculated and tested tensile capacities of splices

3.2 基于灌漿料與套筒黏結的連接受拉承載力計算表達式的建立

灌漿料能夠承擔的拉力見式（5），套筒本身的抗拉承載力見式（6）。由于套筒承受徑向壓力作用而在其表面上產生的動摩擦力計算方法見式（7）。

運用式（5）-式（7）對Ling 等［15］中發(fā)生灌漿料與套筒黏結失效的試件CS-06 進行驗證計算，結果如表1 所列。從表1 可以看出，按照式（4）計算得到的基于鋼筋與灌漿料黏結的受拉承載力遠大于試驗值，同時得到兩種材料之間的動摩擦系數要求不應低于0.35，而這超過了肖建莊等［32］得到的高強混凝土與鋼板間的動摩擦系數0.261，所以不會產生鋼筋與灌漿料的黏結失效，而是套筒與灌漿料黏結失效（圖2（c）），這與試驗結果完全一致?？紤]到灌漿料受拉承載力僅為連接承載力試驗值的20%左右，因此認為連接由套筒與灌漿料黏結影響的受拉承載力受兩種材料間摩擦力所控制。

表1 式（5）-式（7）的驗證Table 1 Verification of Eqs.（5）to（7）kN

3.3 基于套筒外鋼筋斷裂的連接受拉承載力計算表達式的建立

一般計算鋼筋受拉承載力的表達式見式（8）。根據連接的破壞機理可知，當發(fā)生套筒外鋼筋斷裂破壞時，鋼筋已經達到受拉極限狀態(tài)，故推薦連接受拉承載力的計算方法見式（9）。根據Rahman等［2］、Henin 等［3］、Einea 等［4］、Alias 等［6］、Ling 等［8，14］的研究中共30 個套筒外鋼筋斷裂失效的試驗數據，運用式（4）、式（7）-式（9）計算的結果見表2所列。

式中:F3'0為鋼筋的受拉承載力（N）；db為鋼筋直徑（mm）；fy'b為鋼筋屈服強度（N/mm2）；F3為連接的受拉承載力（N）；k為鋼筋塑性發(fā)展系數，取k=F0/F3'0。

由表2可以看出，鋼筋塑性發(fā)展系數k取值絕大部分（30 個中的 25 個）在 1.25 及以上，滿足ACI-318［10］的要求，還有部分（30 個中的 5 個）低于1.25 但都大于1.20，因此進行承載力設計時建議取1.20。此外，從表格2中的F1數值可以看出，按照式（4）計算的承載力不但比鋼筋屈服時的承載力大，而且比連接的實測值大（除Henin 等［3］的試件 8T16、Einea 等［4］的試件T3-4），因此不會發(fā)生鋼筋與灌漿料的黏結失效，與試驗結果一致，而Henin 等［3］的試件 8T16、Einea 等［4］的試件T3-4雖然計算值低于實測值約9.3%、9.8%，但是考慮到預測值是鋼筋屈服承載力的1.7、1.5 倍以上，失效模式偏向于鋼筋斷裂而不是鋼筋與灌漿料黏結失效，由此說明式（4）及其參數c的取值正確可行。同時發(fā)現(xiàn)，要使連接發(fā)生套筒外鋼筋斷裂，套筒與灌漿料之間的摩擦系數最高可達1.35，比Henin等［3］進行套筒設計時假設為1.0 大，約為肖建莊等［32］獲得的高強混凝土與軋制鋼板靜摩擦系數0.281 的5 倍，說明連接對灌漿料與套筒的摩擦系數要求更高。

4 結論與建議

（1）套筒在連接受拉時始終處于彈性狀態(tài)，可以通過套筒縱橫向應變來對套筒厚度進行優(yōu)化。

（2）普通套筒灌漿連接受拉時失效模式為套筒外鋼筋斷裂、灌漿料與鋼筋黏結失效、套筒與灌漿料黏結失效等三種情形，以連接出現(xiàn)套筒外鋼筋斷裂的失效模式為優(yōu)。

表2 k與μ的取值Table 2 Value of k and μ

（3）通過失效機理分析，建立基于灌漿料與鋼筋黏結的普通套筒灌漿連接受拉承載力計算表達式并建議c取0.409 5，再通過其他失效模式的受拉試驗數據驗證表明新建表達式正確可行。

（4）分析了套筒與灌漿料黏結失效、套筒外鋼筋斷裂失效機理，并建立了相應的表達式，建議鋼筋塑性發(fā)展系數取1.20；計算分析發(fā)現(xiàn)套筒與灌漿料的摩擦系數應該不低于0.59，如何獲得高摩擦系數可以從套筒內表面構造進行更多研究。

（5）建議普通套筒灌漿連接的受拉承載力由式（4）、式（7）、式（9）三者共同決定，并取最小值。