新型鋼筋套筒灌膠連接件受力性能試驗研究

楊 航，戴紹斌，尚麗詩

(武漢理工大學土木工程與建筑學院，湖北 武漢 430070)

0 引言

裝配式結構可以加快施工速度、改善建筑節能、提高材料利用率，從而節約資源和能源，近年來受到國家的大力支持。裝配式混凝土結構在現場安裝過程中，鋼筋的可靠連接是保障結構安全性的一項關鍵技術。

鋼筋套筒灌漿連接技術的提出和使用，至今已有40多年的歷史，且已經過多次地震的考驗，被認為可在抗震設防區使用[1]。1983年美國混凝土協會ACI在報告中將其列入鋼筋連接主要技術之一[2],中國2015年也開始正式施行JGJ 355—2015鋼筋套筒灌漿連接應用技術規程及JG/T 398—2019鋼筋連接用灌漿套筒等國家標準。但是，鋼筋套筒灌漿連接技術仍然存在一些突出問題：比如：1)灌漿套筒大多制作工藝復雜，價格較高；2)灌漿施工時，常規的常溫型灌漿料的養護環境適宜溫度在5 ℃～30 ℃，且在負溫時不得施工[3-4]，同時，低溫型套筒灌漿料的研制及使用不夠成熟，且需編制專項施工方案[5]。這給采用鋼筋套筒灌漿連接的裝配式結構施工造成了阻礙，不利于裝配式結構的推廣。

針對上述鋼筋套筒灌漿連接的兩個缺點，本文提出一種新型鋼筋連接方式——鋼筋套筒灌膠連接：1)將黏結材料由灌漿料改為結構膠，結構膠目前廣泛應用于結構加固中，其中環氧樹脂型結構膠使用較為廣泛，且環氧樹脂的改性研究由來已久，通過對固化劑的改性，可以研制出適用于不同溫度、滿足不同功能性要求的改性環氧樹脂結構膠[6-9]，采用低溫固化型環氧樹脂結構膠可以解決套筒灌漿連接方式冬季施工難的問題；2)將套筒相應改為兩端內壁帶螺紋的無縫鋼管，相比灌漿套筒加工工藝簡單，成本較低。目前，國內對采用改性環氧樹脂型結構膠進行鋼筋套筒連接的研究較少。

本文制作了12個鋼筋套筒灌膠連接試件進行單軸拉伸試驗，對該連接方式的受力性能和變形性能進行研究，驗證其可行性，并給出設計建議。

1 試驗概況

1.1 試驗設計

JGJ 107—2016鋼筋機械連接技術規程[10]中Ⅰ級接頭的強度和變形性能要求如表1所示，其中，f0mst為接頭試件極限抗拉強度標準值；fstk為鋼筋極限抗拉強度標準值；Asgt為接頭試件的最大力下總伸長率。

表1 Ⅰ級接頭的強度和變形性能要求

本文中的試件按照Ⅰ級接頭的要求進行設計，制作了12個鋼筋灌膠套筒連接件，連接件的結構示意圖如圖1所示。選取錨固長度、膠層厚度及鋼筋直徑3個參數作為實驗的影響因素，研究其在單向拉伸試驗下的受力狀態和破壞形態。試件的設計參數如表2所示。

表2 試件參數及主要試驗結果 mm

1.2 材料性能

1.2.1 鋼筋

鋼筋均為HRB400級螺紋鋼，公稱直徑為14 mm與16 mm兩種。經過單向拉伸試驗，得到鋼筋的力學性能如表3所示，滿足《鋼筋混凝土用鋼 第2部分：熱軋帶肋鋼筋》[11]中對鋼筋性能的要求。其中，直徑14 mm的鋼筋屈服強度遠高于規范中的要求，分析可能是本文中采購的直徑14 mm的鋼筋經過了冷作硬化處理，但不影響本文的試驗研究。

表3 鋼筋力學性能

1.2.2 套筒

套筒均采用冷拔無縫鋼管，材料為45號優質碳素結構鋼，套筒的橫截面積滿足JGT 163—2013鋼筋機械連接用套筒[12]的規定：套筒實測受拉承載力不應小于被連接鋼筋受拉承載力的1.1倍。由于無縫鋼管的內壁較為光滑，為加強結構膠與套筒的黏結作用，用套絲機將套筒兩端的內壁加工出60 mm長的螺紋(螺距2.5 mm，牙型角60°，牙體高度1.353 mm)。套筒的結構示意圖如圖2所示，規范中套筒的力學性能如表4所示。

表4 45號鋼力學性能

1.2.3 結構膠

本文中使用的結構膠為合肥浦達新材料科技有限公司生產的A，B雙組分的改性環氧樹脂膠黏劑-環氧型灌注結構膠，廠家提供的結構膠的力學性能如表5所示。

表5 結構膠的力學性能

1.3 試驗方法

試件制作完成并養護7 d后，在WAW-1000型微機控制電液伺服萬能試驗機上進行單軸拉伸試驗，在鋼筋斷裂或者鋼筋被拔出(停止加載時的荷載為最大荷載的45%)時試驗停止，其中，荷載和夾具間的試件位移由萬能試驗機自動記錄。同時，沿鋼套筒徑向和縱向各黏貼3個應變片，用TST3822EW型應變采集儀同步測量套筒相應部位的應變，應變片布置示意圖如圖3所示。

2 試驗結果及分析

2.1 破壞形態

12個鋼筋套筒灌膠連接件經過單軸拉伸試驗測得的屈服強度、極限強度、斷后伸長率如表6所示。連接件的破壞形式有兩種，如圖4所示，分別為：鋼筋在套筒外斷裂、鋼筋拔出套筒。除D14-T3-1,D16-T2-2,D16-T3-1這3個連接件的破壞形式為鋼筋拔出套筒外，其余9個試件破壞形式均為鋼筋在套筒外斷裂，且這9個試件的斷后伸長率均大于6%，滿足表1中的規范要求。

表6 試件參數及主要試驗結果

鋼筋斷裂的試件，破壞過程和鋼筋類似，同樣分為4個階段：彈性、屈服、強化、頸縮。在荷載開始加載到屈服階段前，套筒端部多余的結構膠與套筒之間沒有觀察到可見的裂縫，說明此階段，套筒內部的結構膠基本沒有隨鋼筋拔出；屈服階段以后，可以觀察到套筒兩端結構膠隨鋼筋有少量拔出，拔出長度為1 mm～8 mm之間；在聽到一聲巨大的響聲后，鋼筋斷裂，斷裂處鋼筋頸縮，位置隨機出現。

D14-T3-1,D16-T3-1的錨固長度均為5d，隨著試驗荷載超過鋼筋與套筒間的膠結力后，鋼筋的緩慢拔出，試驗荷載逐漸減小，直至達到設置的試驗停止荷載，此時鋼筋最大拔出長度分別為13 mm和10 mm。說明鋼筋的錨固長度應大于5d。D16-T2-2的鋼筋錨固長度為9d，在強化階段末期，鋼筋緩慢拔出，隨著拔出長度逐漸加大，試驗的荷載逐漸減小，直至試驗停止，此時鋼筋拔出長度最大一端分別為88 mm。

2.2 鋼筋應力-等效應變曲線分析

2.2.1 鋼筋錨固長度的影響

將萬能試驗機記錄的位移值除以夾具間試件的原始長度，即為試件的等效應變。圖5～圖8分別為不同鋼筋錨固長度下，鋼筋應力與試件等效應變的關系曲線。

由圖5可知，D14-T3-1,D16-T3-1這2個連接件，由于本實驗中直徑14 mm和16 mm的鋼筋屈服強度差別較大，分別在彈性階段和強化階段，試驗荷載超過鋼筋與套筒的膠結力，說明鋼筋的錨固長度應大于5d。針對D16-T2-2產生鋼筋拔出破壞(鋼筋錨固長度為9d)，而D16-T2-1的錨固長度為7d，反而沒有發生鋼筋拔出破壞的現象，對圖7中曲線進行分析，D16-T2-2在強化階段末期，試驗荷載有一次突然較大幅度的下降，原因可能是該試件的套筒內部灌膠有缺陷，在強化階段末期，套筒內膠體發生破壞，鋼筋與套筒間的黏結力轉變為動摩擦力，結構膠隨鋼筋被慢慢拔出。盡管D16-T2-2的破壞形式為鋼筋拔出，但其彈性、屈服、強化階段均較為完整，抗拉強度為658.64 MPa，已達到或接近鋼筋的抗拉極限強度，可以認為其鋼筋與套筒間的黏結力滿足要求。因此，可以確定臨界錨固長度應在5d～7d之間。

由表5中，規范要求的鋼-鋼拉伸抗剪強度標準值和鋼-鋼黏結抗拉強度標準值，計算本連接方式中鋼筋的理論臨界錨固長度：

L1=(fstk-fg)×A/πdτg=8.45d。

其中，fstk為鋼筋抗拉極限強度標準值，取規范值540 MPa；τg為鋼-鋼拉伸抗剪強度標準值，為15 MPa；fg為鋼-鋼黏結抗拉強度標準值，為33 MPa；A為鋼筋橫截面積；d為鋼筋直徑。計算出的理論臨界錨固長度為8.45d，說明本試驗中采用的結構膠黏結性能較強。在實際使用中，需要對結構膠的實際黏結強度進行鑒定，考慮安全性，建議可將錨固長度取為9d。

由圖6～圖8可知，隨著鋼筋錨固長度的逐漸增大，連接件的彈性模量呈增大趨勢，且整個加載過程中的應變基本呈減小趨勢。這是由于套筒內鋼筋的變形受到套筒和結構膠的約束作用，錨固長度越長，約束力和受約束的鋼筋長度越大，整個連接件的應變就越小。

2.2.2 鋼筋直徑的影響

不同鋼筋直徑下試件鋼筋應力-等效應變曲線見圖9。由圖9可知，在膠層厚度為3 mm時，鋼筋直徑14 mm的連接件比鋼筋直徑16 mm的連接件的彈性模量更大，且整個加載過程中的應變更小。

在套筒內取單位長度的鋼筋，鋼筋橫截面上縱向變形約束應力為：

t=4T/(πd2)=4τπd·1/(πd2)=4τ/d。

其中，T為單位長度鋼筋受到的縱向膠結力；d為鋼筋直徑；τ為結構膠的鋼-鋼拉伸抗剪強度。套筒內鋼筋的縱向變形約束應力與鋼筋直徑成反比，因此，在鋼筋應力相同的情況下，鋼筋直徑越大，約束應力越小，連接件的應變越大。

2.2.3 膠層厚度的影響

由圖10可知，在鋼筋直徑相同時，膠層厚度為2 mm的連接件比膠層厚度為3 mm的連接件的彈性模量更大。

膠層厚度對接頭承載力的作用分歧較多，較多學者認可：在超過一定厚度時，膠層越厚，接頭承載力越小[13-14]。膠層厚度為2 mm時，套筒和結構膠對鋼筋縱向變形的約束作用比膠層厚度為3 mm時要大，因此鋼筋在彈性階段的彈性模量更大。

2.3 鋼筋應力-套筒應變曲線分析

圖11，圖12中，正應變表示套筒沿徑向外擴和沿縱向伸長，負應變表示套筒沿徑向收縮和沿縱向縮短。由圖11，圖12可知:1)套筒中部的縱向應變和徑向應變均比套筒端部大；套筒中部縱向應變和徑向應變與鋼筋應力呈正相關的線性關系；2)套筒端部縱向應變與鋼筋應力首先呈正相關的線性關系，隨后呈非線性關系，且隨著鋼筋應力的增大，應變有先增大后減小的趨勢；3)套筒端部徑向應變隨著鋼筋應力的增大首先基本保持為零應變(圖12中SG6顯示為負應變)，隨著鋼筋應力繼續增大，徑向應變變為正應變，且為增大后減小的趨勢。

分析原因如下：1)對于縱向應變，隨著鋼筋應力增大，通過結構膠傳遞給套筒壁的正向應力隨之增大，且中部應力大于端部應力，此時，中部與端部的應力應變呈線性關系；隨著鋼筋應力繼續增大，套筒內結構膠產生塑性變形甚至從套筒端部有少量拔出，此時，套筒端部與結構膠之間產生的微小相對滑移使得端部縱向應力有部分釋放，因此套筒端部縱向應變又開始變小。2)對于徑向應變，隨著鋼筋應力的增大，套筒縱向應變增大，由于泊松效應，套筒產生徑向收縮；但在套筒端部，套筒與結構膠之間存在剝離應力，與泊松效應產生的收縮應力相抵消，因此套筒端部徑向應變接近零(圖12中SG6顯示為負應變可能是由于該處套筒與結構膠發生了微小的相對滑移，釋放了剝離應力)；隨著鋼筋應力繼續增大，套筒內結構膠產生塑性變形甚至與套筒內壁有少量相對滑移，結構膠在套筒端部的螺紋處堆積，產生徑向向外的擠壓作用，因此套筒端部產生徑向正應變，但隨著結構膠的少量滑出，擠壓作用減小，端部徑向正應變又開始變小。

另外，套筒屈服時的理論最小縱向應變為：

ε=fyt/E≥335/(2.0×105)=1 657×10-6。

其中，fyt為套筒屈服強度；E為套筒彈性模量。理論最小縱向屈服應變大于套筒中部最大縱向應變1 610×10-6，說明鋼套筒未屈服。

3 結論

1)通過12個新型鋼筋套筒灌膠連接件的單軸拉伸試驗，表明本文提出的鋼筋連接方式是可行的。鋼筋錨固長度不小于7d時，連接件的破壞形式基本為鋼筋斷裂，破壞過程與鋼筋破壞過程相似，屈服強度和抗拉極限強度與連接鋼筋一致，且斷后伸長率滿足規范中Ⅰ級接頭的變形性能要求。

2)本文中臨界錨固長度在5d～7d之間，在實際使用中，需要對結構膠的實際黏結強度進行鑒定，考慮安全性，建議可將錨固長度取為9d。

3)在膠層厚度為2 mm和3 mm時，均能滿足連接件的強度和變形性能要求。但膠層厚度2 mm時，經濟性較好；膠層厚度為3 mm時，更有利于避免套筒中灌膠缺陷的產生，因此實際工程中需要綜合考慮，選擇合適的膠層厚度。

4)作用在鋼筋上的軸向應力通過結構膠傳遞到套筒上，且套筒中部的縱向應變與徑向應變均大于套筒端部，并與鋼筋應力呈正相關的線性關系；套筒端部縱向應變與鋼筋應力首先呈正相關的線性關系，隨后呈非線性關系，且隨著鋼筋應力的增大，有減小的趨勢；套筒端部徑向應變隨著鋼筋應力的增大先是基本保持為零應變，隨著鋼筋應力繼續增大，徑向應變變為正應變，且為增大后減小的趨勢。