向緒儒，顧箭峰*，李佳栩，盧海林，楊宏印

1.武漢工程學(xué)土木工程與建筑學(xué)院，湖北 武漢430074；2.武漢建工集團(tuán)股份有限公司，湖北 武漢430023

灌漿套筒連接件是在套筒插入鋼筋后，灌入高強(qiáng)灌漿料，以實(shí)現(xiàn)鋼筋與套筒之間的連接與傳力。灌漿套筒連接件是裝配式結(jié)構(gòu)中常用的一種鋼筋連接方式，連接件強(qiáng)度直接影響結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度和安全。由于灌漿套筒連接構(gòu)造復(fù)雜，且屬隱蔽工程，灌漿質(zhì)量難以控制，常出現(xiàn)灌漿脫空等缺陷。灌漿缺陷的存在減少了鋼筋有效錨固長(zhǎng)度，影響套筒連接件的力學(xué)性能，給裝配式結(jié)構(gòu)造成安全隱患。隨著灌漿套筒連接技術(shù)在裝配式結(jié)構(gòu)中的廣泛應(yīng)用，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)套筒連接件力學(xué)性能進(jìn)行了大量研究。Lamport等［1］分析灌漿料強(qiáng)度對(duì)套筒連接件抗拉強(qiáng)度的影響，優(yōu)化了連接件極限承載力計(jì)算式。Ling等［2］研究含灌漿缺陷的套筒連接件傳力機(jī)理和力學(xué)性能，提出鋼筋最小錨固長(zhǎng)度可縮至9倍鋼筋直徑。趙軍等［3］研究灌漿缺陷對(duì)大直徑套筒連接件力學(xué)性能的影響，并基于Mander模型優(yōu)化灌漿料抗壓強(qiáng)度，提出不同缺陷形式下灌漿料粘結(jié)強(qiáng)度的修正計(jì)算式。李向民等［4］通過(guò)對(duì)中單向拉伸試驗(yàn)研究了端部灌漿缺陷尺寸對(duì)全灌漿套筒接頭單向拉伸強(qiáng)度的影響規(guī)律。高潤(rùn)東等［5］試驗(yàn)研究了中部灌漿缺陷對(duì)全灌漿套筒接頭單向拉伸強(qiáng)度的影響，且由理論分析發(fā)現(xiàn)中部缺陷對(duì)接頭單向拉伸性能的影響比相同長(zhǎng)度的端部缺陷大。毛詩(shī)洋等［6］試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)在反復(fù)拉壓荷載作用下灌漿不飽滿的半灌漿套筒接頭的連接性能和安全冗余度均會(huì)被削弱，灌漿質(zhì)量對(duì)連接節(jié)點(diǎn)的安全性及裝配式結(jié)構(gòu)的整體性影響較大。匡志平等［7］對(duì)灌漿料含量不同的全灌漿套筒連接件開(kāi)展了單向拉伸、高應(yīng)力反復(fù)拉壓等試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)連接件破壞模式取決于灌漿料含量，且連接件的變形性能和抗拉強(qiáng)度隨灌漿料含量的增大而增強(qiáng)?，F(xiàn)有關(guān)于套筒灌漿缺陷的研究大多以全灌漿套筒連接件為對(duì)象，半灌漿套筒連接件的研究偏少，而目前我國(guó)裝配式結(jié)構(gòu)的鋼筋連接以半灌漿套筒連接為主。為研究含灌漿缺陷的灌漿套筒連接件力學(xué)性能，本文通過(guò)單向拉伸試驗(yàn)對(duì)比分析端部、中部和均布灌漿缺陷對(duì)半灌漿套筒連接件拉伸強(qiáng)度的影響規(guī)律，并結(jié)合有限元數(shù)值模型研究缺陷尺寸對(duì)其拉伸強(qiáng)度的影響，以期為套筒灌漿質(zhì)量控制提供重要參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件材料

1.2 灌漿缺陷設(shè)計(jì)

試驗(yàn)采用纏繞橡膠片的方法來(lái)模擬灌漿缺陷，橡膠片厚4 mm，小于鋼筋與套筒內(nèi)壁間空隙。因灌漿料流動(dòng)性良好，灌注時(shí)能順利流過(guò)橡膠片和套筒間隙。設(shè)計(jì)如圖1（a-c）所示的3類灌漿缺陷，即：端部、中部和均布缺陷。其中，端部和中部灌漿缺陷通過(guò)在鋼筋錨固段頂端和中部纏繞25 mm寬的橡膠片模擬；而均布灌漿缺陷通過(guò)在鋼筋錨固段1/3和2/3處分別纏繞12.5 mm寬的橡膠片模擬，如圖1（d）所示。

圖1 灌漿缺陷設(shè)計(jì)：（a）端部缺陷，（b）中部缺陷，（c）均布缺陷，（d）均部缺陷試驗(yàn)?zāi)MFig.1 Design of grouting defects：（a）end defect，（b）middledefect，（c）uniformly distributed defect，（d）laboratorial simulation of uniformly distributed defect

1.3 試件制作及拉伸試驗(yàn)

半灌漿套筒連接件制作步驟如下：①將套筒固定在支架上，在設(shè)置缺陷處纏繞橡膠片；②鋼筋插入套筒及定位，確保灌漿過(guò)程中鋼筋不發(fā)生偏心；③由套筒注漿口灌入灌漿料，直至套筒錨固端出現(xiàn)漿體，且出漿口有漿體溢出；④灌漿完成后，試件在溫度（20±2）℃、濕度大于95%的標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)室內(nèi)養(yǎng)護(hù)28 d后，進(jìn)行單向拉伸試驗(yàn)。試件的具體制作過(guò)程見(jiàn)圖2（a-d）。每類含灌漿缺陷的試件及灌漿飽滿的試件各制作3根，共計(jì)12根。

圖2 試件制作：（a）缺陷模擬，（b）連接件固定，（c）灌漿，（d）成型Fig.2 Specimen making：（a）defect simulation，（b）connection fixing，（c）grouting，（d）shaping

利用萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)對(duì)所有試件進(jìn)行單向拉伸試驗(yàn)，采用位移控制的方式，以0.2 mm/s的倍數(shù)進(jìn)行逐級(jí)加載，具體要求參考《鋼筋套筒灌漿連接應(yīng)用技術(shù)規(guī)程》（JGJ 355-2015）［9］中接頭力學(xué)性能試驗(yàn)要求。記錄各試件的屈服荷載和極限荷載，并觀察最終破壞形態(tài)。

1.4 試驗(yàn)結(jié)果

含三類灌漿缺陷試件和灌漿飽滿試件的單向拉伸試驗(yàn)結(jié)果如表1所示，表中破壞形態(tài)分鋼筋拉斷和鋼筋撥出［10］兩種，分別如圖3（a）和圖3（b）所示。表中套筒連接件編號(hào)BG25-D4-25中BG25表示鋼筋直徑為25 mm的半灌漿套筒，D4指端部缺陷厚度為4 mm，25指缺陷長(zhǎng)度為25 mm，字母Z和J分別表示中部缺陷和均布缺陷。而B(niǎo)G-25-0-0編號(hào)表示灌漿飽滿試件。

圖3 試件破壞形態(tài)：（a）鋼筋拉斷破壞，（b）鋼筋拔出破壞Fig.3 Failure modes of specimens：（a）steel bar fracture，（b）grouting end pull-out

由表1可知，灌漿飽滿及含25 mm端部和中部灌漿缺陷的試件平均抗拉強(qiáng)度分別為640.00、639.52和619.89 MPa，大于鋼筋抗拉強(qiáng)度588.60 MPa，且發(fā)生鋼筋拉斷破壞，滿足《鋼筋機(jī)械連接技術(shù)規(guī)程》（JGJ 107-2016）［11］中I級(jí)接頭要求。含均布灌漿缺陷的試件平均抗拉強(qiáng)度為601.32 MPa，大于鋼筋抗拉強(qiáng)度，但發(fā)生鋼筋拔出破壞，滿足Ⅱ級(jí)接頭要求。與灌漿飽滿試件相比，含端部，中部和均布灌漿缺陷的試件屈服強(qiáng)度分別降低了0.32%，4.00%和6.97%，抗拉強(qiáng)度分別降低了0.08%，3.14%和6.04%。由此可見(jiàn)，長(zhǎng)度相同的情況下，均布缺陷對(duì)試件抗拉強(qiáng)度的影響最大，端部缺陷影響最小。

表1 試驗(yàn)結(jié)果Τab.1 Τest results

2 有限元仿真分析

2.1 有限元模型建立

1）材料本構(gòu)

鋼筋和套筒本構(gòu)均采用雙折線等向強(qiáng)化模型，如圖4（a）所示，材料屬性如表2所示。為模擬灌漿料的拉裂和壓碎，灌漿料采用塑性損傷模型（CDP模型）［12］，如圖4（b）和圖4（c）所示，具體參數(shù)按《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50010-2010）［13］中混凝土本構(gòu)公式計(jì)算而得。

表2 鋼材屬性Τab.2 Steel properties

圖4 材料本構(gòu)模型：（a）鋼筋和套筒，（b）灌漿料軸壓應(yīng)力-應(yīng)變圖，（c）灌漿料軸拉應(yīng)力-應(yīng)變圖Fig.4 Constitutive model of materials：（a）steel bar and sleeve，（b）uniaxial compressive stress-strain curve of grout，（c）uniaxial tensile stress-strain curve of grout

2）幾何模型與缺陷模擬

利用有限元軟件ABAQUS建立圖5（a）所示的幾何模型，采用八節(jié)點(diǎn)六面體線性減縮積分實(shí)體單元。對(duì)套筒和鋼筋分別結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格和掃掠網(wǎng)格進(jìn)行劃分單元，網(wǎng)格尺寸取1 mm。灌漿料與套筒間采用綁定接觸［14］，忽略粘結(jié)滑移作用；而為考慮鋼筋與灌漿料間粘結(jié)滑移破壞，用內(nèi)聚力接觸模擬兩者間接觸。為模擬灌漿缺陷，刪除部分灌漿料單元，缺陷位置和大小與試驗(yàn)試件一致，含均布灌漿缺陷的套筒連接件數(shù)值模型如圖5（b）所示。并且，灌漿缺陷模擬后，需重新對(duì)數(shù)值模型中的灌漿料單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分。

圖5 半灌漿套筒連接件有限元模型：（a）幾何模型，（b）均布缺陷模擬，（c）邊界條件Fig.5 Finite element model of semi-grouting sleeve connection：（a）geometric model，（b）numerical simulation of uniformly distributed defects，（c）boundary condition

3）單向拉伸試驗(yàn)?zāi)M

表2列出了學(xué)生對(duì)學(xué)習(xí)效果、工作量和組內(nèi)表現(xiàn)等各項(xiàng)的綜合回答情況。t檢驗(yàn)表明,探究式實(shí)驗(yàn)相對(duì)于傳統(tǒng)實(shí)驗(yàn)提高了學(xué)習(xí)效果。此外,探究式實(shí)驗(yàn)的占分比例可合理地反映工作量,小組能很好地進(jìn)行實(shí)驗(yàn)。對(duì)表1中問(wèn)題Q3的回答表明,學(xué)生建議今后開(kāi)展探究式實(shí)驗(yàn)的平均次數(shù)為1.2(95%置信區(qū)間1.1～1.3),這意味著在其后的每個(gè)年級(jí)應(yīng)開(kāi)設(shè)至少一次探究式實(shí)驗(yàn)。

為仿真模擬單向拉伸試驗(yàn)，定義有限元模型的邊界條件如下：①在試件兩端截面建立參考點(diǎn)RP1、RP2，且參考點(diǎn)與鋼筋端部所有節(jié)點(diǎn)間建立運(yùn)動(dòng)耦合約束［15］；②約束預(yù)制端鋼筋所有節(jié)點(diǎn)；③在RP1上施加z方向荷載，以模擬位移加載。模型邊界條件如圖5（c）。

2.2 計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析

有限元模型計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析如表3和圖6所示。因篇幅所限，圖6僅列出灌漿飽滿和含端部灌漿缺陷的試件結(jié)果。由圖6可知，兩種試件數(shù)值分析得到的荷載-位移曲線與試驗(yàn)結(jié)果趨勢(shì)基本一致，由于數(shù)值模型未考慮套筒與灌漿料間的粘結(jié)滑移，計(jì)算結(jié)果均略高于試驗(yàn)結(jié)果。因鋼筋和套筒的本構(gòu)關(guān)系均采用雙折線等向強(qiáng)化模型，故灌漿套筒連接件的屈服點(diǎn)由荷載-位移曲線中拐點(diǎn)來(lái)代替。由表3中4個(gè)試件的屈服荷載和極限荷載結(jié)果可知，各試件屈服荷載和極限荷載計(jì)算值與實(shí)測(cè)值幾乎相等，相對(duì)誤差均小于5%。因此，建立的半灌漿套筒連接件數(shù)值模型可較準(zhǔn)確地模擬灌漿缺陷及單向拉伸過(guò)程。

表3 套筒連接件拉伸試驗(yàn)仿真計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比表Τab.3 Comparison of simulation results and experimental results of sleeve connections

圖6 荷載-位移曲線：（a）灌漿飽滿試件，（b）端部缺陷試件Fig.6 Load-displacement curves：（a）fully grouted specimens，（b）specimens with end grouting defect

3 灌漿缺陷尺寸對(duì)半灌漿套筒連接件強(qiáng)度影響分析

3.1 破壞形態(tài)

與試驗(yàn)結(jié)果相同，半灌漿套筒連接件數(shù)值模型同樣呈現(xiàn)鋼筋拉斷和鋼筋拔出兩種破壞形態(tài)。若加載過(guò)程中，鋼筋應(yīng)力達(dá)到極限強(qiáng)度且發(fā)生明顯變形則判定為鋼筋拉斷破壞；若鋼筋發(fā)生明顯滑移且應(yīng)力下降則判定為鋼筋拔出破壞，分別如圖7（a）和圖7（b）所示。

圖7 數(shù)值模型破壞形態(tài)：（a）鋼筋拉斷破壞，（b）鋼筋拔出破壞Fig.7 Failure modes of numerical models：（a）steel bar fracture，（b）grouting end pull-out

由表4可知，端部缺陷長(zhǎng)度增至75 mm時(shí)，連接件破壞形態(tài)由鋼筋拉斷破壞轉(zhuǎn)變?yōu)殇摻畎纬銎茐?；中部缺陷長(zhǎng)度由25 mm增加為50 mm時(shí)，連接件破壞形態(tài)由鋼筋拉斷破壞轉(zhuǎn)變?yōu)殇摻畎纬銎茐?；均布缺陷總長(zhǎng)度達(dá)25 mm時(shí)，連接件即發(fā)生鋼筋拔出破壞。綜上，隨著灌漿缺陷尺寸的增大，3種半灌漿套筒連接件的破壞形態(tài)均會(huì)由鋼筋拉斷轉(zhuǎn)變?yōu)殇摻畎纬?，且含端部、中部和均布灌漿缺陷的連接件破壞形態(tài)轉(zhuǎn)變的缺陷臨界長(zhǎng)度依次減小。

3.2 荷載-位移曲線

含不同長(zhǎng)度端部灌漿缺陷的套筒連接件的荷載-位移曲線如圖8（a）所示，圖中MN表示模擬結(jié)果。與圖6（a）中灌漿飽滿連接件計(jì)算結(jié)果相比，端部灌漿缺陷導(dǎo)致連接件的屈服荷載和極限荷載均降低。當(dāng)端部缺陷長(zhǎng)度由25 mm增加至50 mm時(shí)，荷載-位移曲線基本重合，連接件的屈服荷載和極限荷載變化不明顯；當(dāng)缺陷長(zhǎng)度增至75 mm時(shí)，荷載-位移曲線在屈服點(diǎn)后與另兩條曲線出現(xiàn)分離，且提前達(dá)到極限，屈服荷載變化不明顯，而極限荷載降低較明顯。

含中部灌漿缺陷的套筒連接件荷載-位移曲線如圖8（b）所示。隨著中部灌漿缺陷長(zhǎng)度增大，荷載-位移曲線逐漸較明顯的下沉和分離；且與圖8（a）對(duì)比，套筒連接件的屈服荷載和極限荷載降低幅度更明顯，中部灌漿缺陷對(duì)套筒連接強(qiáng)度的影響較端部缺陷大。

含均布灌漿缺陷的套筒連接件荷載-位移曲線如圖8（c）所示。缺陷長(zhǎng)度由25 mm增至50 mm時(shí)，荷載-位移曲線下沉明顯，套筒連接件的屈服荷載和極限荷載下降較明顯；當(dāng)缺陷長(zhǎng)達(dá)75 mm時(shí)，荷載-位移曲線較大的分離和下降，且提前達(dá)到極限。因此，隨著缺陷長(zhǎng)度增加，含均布缺陷連接件的屈服荷載和極限荷載下降較明顯。

圖8 連接件荷載—位移曲線圖：（a）端部灌漿缺陷，（b）中部灌漿缺陷，（c）均布灌漿缺陷Fig.8 Load-displacement curves：（a）end grouting defects，（b）middle grouting defects，（c）uniformly distributed grouting defects

綜上，端部、中部和均布缺陷對(duì)半灌漿套筒連接件的強(qiáng)度影響逐漸加劇。

3.3 單向拉伸強(qiáng)度

當(dāng)灌漿缺陷總長(zhǎng)分別為25、50和75 mm時(shí)，含三類灌漿缺陷的半灌漿套筒連接件屈服荷載、屈服強(qiáng)度、極限荷載及抗拉強(qiáng)度計(jì)算值列于表4。

表4 含灌漿缺陷的半灌漿套筒連接件拉伸強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果Τab.4 Calculation results of tensile strength of semi-grouting sleeve connections with grouting defects

由表4可知，缺陷長(zhǎng)度由25 mm增至75 mm時(shí)，含端部灌漿缺陷的連接件極限荷載減小17 kN，屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度分別降低了3.85%和3.91%；含中部灌漿缺陷的連接件極限荷載減小49 kN，屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度分別降低了9.22%和10.65%；含均布灌漿缺陷的連接件極限荷載減小68 kN，屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度分別降低了18.33%和13.8%。由此同樣可知，均布灌漿缺陷對(duì)半灌漿套筒連接件強(qiáng)度影響較大，而端部灌漿缺陷對(duì)半灌漿套筒連接件強(qiáng)度影響較小。

4 結(jié)論

2）半灌漿套筒連接件的破壞形態(tài)受灌漿缺陷尺寸影響，隨著缺陷長(zhǎng)度增大，連接件破壞形態(tài)由鋼筋拉斷破壞轉(zhuǎn)變?yōu)殇摻畎纬銎茐?，含端部、中部和均布灌漿缺陷的連接件破壞形態(tài)轉(zhuǎn)變的缺陷臨界長(zhǎng)度依次減小。

3）隨著灌漿缺陷長(zhǎng)度增大，半灌漿套筒連接件的荷載-位移曲線出現(xiàn)下沉及提前達(dá)到極限的現(xiàn)象，屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度降低幅度增大。并且，連接件強(qiáng)度受缺陷長(zhǎng)度增大而降低的速率與缺陷類型相關(guān)，端部、中部和均布灌漿缺陷對(duì)連接件強(qiáng)度的影響程度依次加劇。為保證套筒連接件滿足I級(jí)接頭要求，含端部、中部及均布灌漿缺陷的25半灌漿套筒連接件鋼筋最小錨固長(zhǎng)度分別為125、150及175 mm。