套筒截面尺寸對套筒灌漿搭接接頭拉伸性能影響試驗

余瓊 ，劉言 ，唐子鳴 ，張星魁 ，范寶秀 ，張志 ，陳振海

（1.同濟大學 土木工程學院，上海 200092；2.山西建筑工程集團有限公司，山西 太原 030006；3.山西二建集團有限公司，山西 太原 030013）

套筒灌漿連接是比較成熟的預制混凝土結構鋼筋連接技術，廣泛應用于工程中.該連接主要采用套筒灌漿對接連接形式，套筒口徑較小，一般比鋼筋直徑大10～15 mm，施工難度較大，灌漿不易密實.該接頭對套筒材性要求較高，制作成本高，在一定程度上抵消了裝配式結構的優點，成為制約裝配式混凝土結構應用推廣的因素之一.

針對現有灌漿接頭實踐中存在的技術問題，余瓊［1］研制了一種鋼筋套筒灌漿搭接接頭.套筒為普通型鋼管，內壁未作任何處理，該連接具有套筒內徑較大、施工便利、灌漿易密實、造價低等優勢.

該接頭中套筒內兩搭接鋼筋受力方向相反，對套筒（灌漿料）作用力方向也相反，力相互抵消，具有自鎖現象，可大大提高接頭的承載力，且對套筒及灌漿料要求較低.

近年來以鋼筋直徑、套筒長度等為研究參數的該接頭單向拉伸試驗［2-9］表明該接頭受力合理，能有效傳遞鋼筋應力，具有較好的延性性能.但是，對于套筒截面尺寸對該種接頭受力性能的影響，則研究較少.

本文進行了13組不同套筒厚度、內徑的共39個套筒灌漿搭接接頭的單向拉伸試驗，分析試件的破壞形態、極限承載力、延性、鋼筋及套筒應變等，研究套筒內徑、壁厚對接頭受拉性能的影響.

1 試驗概況

1.1 試件設計及制作

試件分為13組，每組3個試件.套筒內徑分別為50 mm、60 mm、70 mm，壁厚分別為1.5 mm、2.0 mm、2.5 mm、3.0 mm，鋼筋直徑取14 mm，搭接長度為8d.試件具體尺寸見表1.為固定鋼筋位置，將預留鋼筋在筒壁兩端點焊，鋼筋位置取較不利工況，后插入鋼筋緊貼預留鋼筋，并沿套筒徑向放置，后灌入灌漿料.試件示意見圖1.

圖1 試件示意圖及應變片粘貼位置（單位：mm）Fig.1 Schematic diagram of test piece and sticking position of strain gauge（unit：mm）

表1 試件尺寸Tab.1 Size of test piece

1.2 材性試驗

根據規范［10］測得直徑14 mm 的 HRB400 鋼筋平均屈服強度為430.30 MPa，平均極限強度為560.05 MPa.套筒由Q335 無縫鋼管加工而成，按規范［10］測得平均屈服強度為363.80 MPa，平均極限強度為523.63 MPa.灌漿料采用某公司提供的H-40 灌漿料，測得灌漿料試件試驗時平均抗壓、抗折強度［11］分別為67.40 MPa、8.10 MPa，平均劈裂抗拉強度［12］為3.67 MPa，平均彈性模量為3.83×104MPa.

1.3 加載制度及量測內容

加載裝置采用同濟大學萬能試驗機，試驗開始時以1 kN/s 的應力速率加載至60 kN（接近鋼筋的屈服荷載），后以100 mm/min 的分離速率加載，直至試件發生破壞［10］.

每個試件粘貼8 個應變片測量鋼筋、套筒應變，其中SG1、SG2 為套筒外部后插入鋼筋、預留鋼筋應變測點，SG3、SG4 為套筒內部后插入鋼筋、預留鋼筋應變測點，SG5、SG6（SG7、SG8）為套筒遠鋼筋側和近鋼筋側套筒中部截面的縱（環）向應變測點，各測點位置見圖1.

2 試驗結果

2.1 破壞情況

各試件的整體破壞形態見表2.

2.1.1 試件整體破壞情況

試件的整體破壞形式主要有兩種：鋼筋拉斷破壞和鋼筋拔出破壞.套筒壁厚為1.5 mm 和大部分壁厚為2.0 mm 試件的破壞形態為鋼筋拔出破壞，壁厚大于2.0 mm 試件的破壞形態以鋼筋拉斷破壞為主，破壞情況見圖2.

圖2 試件整體破壞示意圖Fig.2 Overall failure diagram of test piece

2.1.2 試件端部破壞情況

試驗加載過程中，由于接頭的搭接鋼筋不在同一直線上，導致試件加載時存在偏心，試件發生偏轉.由于預留鋼筋與套筒直接接觸，鋼筋彎曲時直接作用于套筒上，而后插入鋼筋彎曲時直接作用于灌漿料上，因此加載端（后插入鋼筋側）的灌漿料脫落破壞情況比固定端（預留鋼筋側）嚴重，詳見圖3.

圖3 試件端部破壞示意圖Fig.3 Schematic diagram of end failure of test piece

2.2 接頭承載力及延性

各試件的破壞荷載Pu、平均極限黏結應力τu、最大力下總伸長率Asgt［12-13］、位移延性系數Rd、實測屈服強度與屈服強度標準值之比fy/fyk、實測極限強度與屈服強度之比（強屈比）fu/fy及接頭評判結果見表2.

2.2.1 承載力

根據規范［13-15］進行接頭承載力評判，由表2 可知，拉斷試件的承載能力均滿足三部規范的要求.

根據規范［16］對拉斷破壞試件進行接頭強度評判，試件的實測屈服強度與屈服強度標準值之比fy/fyk均小于1.30，強屈比fu/fy均大于1.25，故拉斷破壞接頭強度比均滿足規范要求.

2.2.2 延性

為了保證結構在地震下有足夠的塑性變形和耗能能力，規范［13-14，17］要求鋼筋機械連接接頭具有一定的延性.由表2可知，拉斷試件的Asgt均大于6%，滿足規范［13-14］的要求；絕大部分拉斷試件的Rd大于4，滿足規范［17］的要求.

表2 試驗結果Tab.2 Test results

2.3 接頭偏轉分析

試件加載前后偏轉情況見圖4.此時試件兩端受力不在同一直線上，套筒受力可以等效為同一直線上軸向拉力F和力偶T=Fd共同作用.隨著荷載不斷增加，力偶T增大，套筒開始出現逆時針轉動，套筒端部鋼筋發生彎曲變形，兩鋼筋受力趨于共線，后插入鋼筋側套筒端部灌漿料在鋼筋彎曲的擠壓作用下發生楔形破壞，預留鋼筋側套筒端部與鋼筋接觸筒壁變形.根據試驗結果發現套筒壁變形嚴重程度與套筒內徑和壁厚有關，套筒壁厚越厚、內徑越大，套筒壁變形越小，即約束能力越強.

圖4 接頭受力示意圖Fig.4 Force of grouted sleeve lapping connector

試件破壞時后插入鋼筋彎曲導致灌漿料擠壓破壞，兩根鋼筋相互分離，使鋼筋有效黏結長度減小.觀察測量試驗后的試件，發現后插入鋼筋加載端偏離長度h1約為8～12 mm，預留鋼筋彎曲擠壓套筒變形的高度h2隨著套筒內徑、壁厚不同而不同，約為10～15 mm，

試件搭接鋼筋的有效搭接長度le可由式（1）求得.

式中：l為本次試驗設計搭接長度112 mm；h1、h2分別取平均值10 mm和12.5 mm.

將上述數值代入式（1），求得有效搭接長度le=89.5 mm.

定義η為灌漿料有效搭接長度折減系數，可由式（2）求得：

綜上所述，本次試驗的有效搭接長度le為89.5 mm，相較于試驗設計搭接長度l（112 mm）下降了約19%，即有效搭接長度折減系數為19%.

3 套筒灌漿搭接接頭力學性能分析

為保證套筒內部的鋼筋應變片正常工作，應變片外部需包裹浸漬環氧樹脂的紗布，長度約25～30 mm，每組試件的3 號試件未粘貼應變片.由表2 可知，每組試件中3 號試件的承載力大于1、2 號，說明由于試件搭接長度較短（112 mm），包裹紗布對鋼筋-灌漿料黏結性能影響較大.故本節取未粘貼應變片試件（各組3號試件）的試驗結果進行分析.

3.1 套筒壁厚對承載能力的影響

圖5 為相同內徑試件荷載-平均應變曲線.由于接頭為搭接接頭，加載時接頭發生偏轉，曲線無明顯的屈服階段.鋼筋拉斷接頭的平均極限應變均小于鋼筋的平均極限應變，由于試件中套筒約束搭接部分剛度較大，加載過程中變形較小，因此接頭變形能力弱于鋼筋.

圖5 相同內徑試件荷載-平均應變曲線Fig.5 Load-average strain curve of specimen with the same inner diameter

圖6 為未粘貼應變片試件極限荷載與壁厚的關系曲線.套筒內徑為50 mm 時，壁厚為1.5 mm、2.0 mm、2.5 mm 試件為鋼筋拔出破壞，壁厚為3.0 mm 時試件為鋼筋拉斷破壞，試件極限承載力與套筒壁厚呈正相關關系.套筒內徑為60 mm 時，壁厚為1.5 mm試件為鋼筋拔出破壞.壁厚為2.0 mm、2.5 mm、3.0 mm 試件均為鋼筋拉斷破壞，套筒內徑為70 mm 時，壁厚為1.5 mm試件為鋼筋拔出破壞，壁厚為2.0 mm、2.5 mm、3.0 mm 試件均為鋼筋拉斷破壞.可見隨著套筒內徑增大，壁厚大于等于2.0 mm時，試件均為拉斷破壞，壁厚對試件承載能力影響小.

圖6 未粘貼應變片試件極限荷載與壁厚關系Fig.6 Relationship between ultimate load and wall thickness of specimen without strain gauge

3.2 套筒內徑對承載能力的影響

圖7 為未粘貼應變片試件極限荷載與內徑關系曲線.當壁厚為1.5 mm 時，約束較弱，隨套筒內徑增大，類似于保護層厚度增大，因此試件極限承載力隨著套筒內徑增大而增大，但隨套筒內徑增大，極限承載力增長幅度減小.

圖7 未粘貼應變片試件極限荷載與內徑關系Fig.7 Relationship between ultimate load and inner diameter of specimen without strain gauge

當壁厚為2.0 mm時，套筒具有一定約束；當套筒內徑為50 mm 時試件極限承載力已經較接近鋼筋拉斷破壞試件極限承載力；套筒內徑為60 mm、70 mm時，試件為拉斷破壞，承載力變化很小.

當壁厚為2.5 mm、3.0 mm 時，所有試件發生鋼筋拉斷破壞，極限承載能力取決于鋼筋材性，故基本一致.

當壁厚較小（1.5 mm）時，約束較弱，內徑增加，類似于保護層厚度增大，試件的承載能力增加；當壁厚大于2.0 mm 時，約束較強，在本文的8d的搭接長度下，試件基本發生拉斷破壞，隨著內徑的增加，承載能力變化很小.

綜上所述，在一定范圍內，套筒內徑、壁厚增大，試件承載能力增加.套筒壁厚增加，對灌漿料的約束作用增加；套筒內徑增加，類似于保護層厚度增大，試件承載力增加.

4 應變分析

4.1 套筒內部鋼筋測點應變

圖8 為套筒內徑相同試件后插入鋼筋應變測點SG3 和預留鋼筋應變測點SG4 彈性階段典型的荷載-應變曲線，可見試件各測點荷載-應變曲線規律不明顯.

圖8 50 mm套筒內徑試件SG3、SG4彈性階段典型荷載-應變曲線Fig.8 Typical load strain curves of 50 mm sleeve inner diameter specimens SG3 and SG4 in elastic stage

圖9 為相同內徑試件的套筒內鋼筋測點SG3、SG4 應變均為1 500×10-6時荷載對比圖（圖中也列出相同應變時鋼筋材性試驗時荷載）.圖10 為后插入鋼筋受力分析圖.對套筒內后插入鋼筋截取一段進行內力分析，各試件所用鋼筋材性相同、應變相同時，測點處鋼筋提供的力f相同，荷載F越大說明鋼筋-灌漿料應力τ起作用越大.由圖9可見，內徑相同時，隨著壁厚增加，試驗荷載越大，說明鋼筋-灌漿料黏結力越大.

圖9 SG3、SG4（套筒內徑相同）彈性階段荷載-應變曲線與x軸圍成面積Fig.9 Load strain curve of SG3 and SG4（with the same inner diameter of the sleeve）in elastic stage forms an area with the x-axis

圖10 后插入鋼筋截取部分受力分析Fig.10 Stress analysis of post inserted reinforcement（intercepted part）

圖11為相同壁厚試件套筒內鋼筋測點SG3、SG4應變均為1 500×10-6時荷載對比圖.壁厚相同時試件荷載與內徑無明顯關系，說明在彈性階段，套筒內徑對鋼筋-灌漿料黏結力影響不明顯.綜上所述，在彈性階段，套筒壁厚比套筒內徑對鋼筋-灌漿料黏結力的影響明顯.

圖11 SG3、SG4（套筒壁厚相同）彈性階段荷載-應變曲線與x軸圍成面積Fig.11 Load strain curve of SG3 and SG4（with the same wall thickness of sleeve）in elastic stage forms an area with x-axis

4.2 套筒中部截面應變

4.2.1 套筒壁厚對中部截面縱向應變的影響

圖12 為相同套筒內徑試件荷載-中部截面縱向應變（SG5、SG6 測點）曲線.在加載初期SG5、SG6 測點套筒縱向應變為拉應變，隨著試驗荷載增大，拉應變逐漸轉變為壓應變，套筒近鋼筋側加載初期的拉應變比遠鋼筋側拉應變更明顯.可見在加載后期，搭接接頭套筒縱向受壓，與傳統對接接頭中部截面縱向受拉不同.

圖12 相同套筒內徑時SG5、SG6測點處荷載-應變曲線Fig.12 Load-strain curve of SG5 and SG6 specimens with the same inner diameter of sleeve

圖13為套筒壁厚對極限荷載時套筒中部截面縱向應變的影響柱狀圖.套筒內徑為50 mm時試件的近鋼筋側SG6測點應變隨著套筒壁厚增大而增大（SG5為遠鋼筋側，增大趨勢不明顯），內徑為60 mm、70 mm時試件極限荷載時套筒縱向應變SG6（SG5）與套筒壁厚無明顯相關關系.這與前文3.1中套筒內徑為50 mm時試件極限承載力與套筒壁厚呈明顯正相關、內徑為60 mm、70 mm試件極限荷載與套筒壁厚相關性小相吻合.

圖13 套筒壁厚對極限荷載時套筒縱向應變的影響Fig.13 Effect of sleeve wall thickness on sleeve longitudinal strain under ultimate load

4.2.2 套筒壁厚對套筒中部截面環向應變的影響

圖14 為測點SG7、SG8 處試件荷載-應變曲線.由圖可見，套筒中部截面環向應變在加載初期為壓應變，隨荷載增大，壓應變逐漸轉變為拉應變.

圖14 相同套筒內徑時SG7、SG8測點處荷載-應變曲線Fig.14 Load-strain curve of SG7 and SG8 specimens with the same sleeve inner diameter

圖15 為套筒壁厚對極限荷載時套筒中部截面環向應變的影響柱狀圖.當試件達到極限承載力時，套筒內徑為50 mm 時試件的近鋼筋測點SG8 應變隨套筒壁厚增大而減小（SG7 為遠鋼筋側，減小趨勢不明顯），內徑為60 mm、70 mm 時試件環向測點SG8（SG7）應變與套筒壁厚無明顯關系，這與4.2.1 中關于套筒縱向應變結論吻合（套筒中部截面的縱向應變與環向應變是呈負相關的）.

圖15 套筒壁厚對極限荷載時套筒中部截面環向應變的影響Fig.15 Effect of sleeve wall thickness on circumferential strain of sleeve 1/2 section under ultimate load

4.2.3 套筒內徑對中部截面縱向應變的影響

圖16 為套筒內徑對極限荷載時套筒縱向應變的影響曲線.由圖可見，當試件達到極限承載力時，壁厚1.5 mm 試件的SG5、SG6 測點縱向應變隨著內徑的增大而減小.壁厚大于1.5 mm的試件，SG5、SG6測點應變與套筒內徑之間不存在明顯的相關性.

圖16 套筒內徑對極限荷載時套筒縱向應變的影響Fig.16 Effect of sleeve inner diameter on sleeve longitudinal strain under ultimate load

4.2.4 套筒內徑對中部截面環向應變的影響

圖17 為套筒內徑對極限荷載時套筒中部截面環向應變的影響曲線.當試件達到極限承載力時，套筒壁厚為1.5 mm 的試件SG7、SG8 測點環向應變整體上隨著套筒內徑增大而減小，而壁厚大于1.5 mm試件極限荷載時的環向應變與套筒內徑無明顯相關性.

圖17 套筒內徑對極限荷載時套筒中部截面環向應變的影響Fig.17 Effect of sleeve inner diameter on circumferential strain of sleeve 1/2 section under ultimate load

綜上，在本文鋼筋搭接長度為8d試驗條件下，壁厚較薄和內徑較小時，試件發生拔出破壞，兩參數對套筒中部截面縱向和環向應變有影響；當壁厚較厚和內徑較大時，試件發生拉斷破壞，兩參數影響較小.

5 套筒灌漿搭接接頭計算公式

5.1 接頭極限黏結應力計算公式

徐有鄰［18］通過對大量搭接接頭試驗數據擬合分析，得到搭接鋼筋極限黏結強度計算公式：

式中：c為保護層厚度；d為鋼筋直徑；l為搭接長度；ρsv為配箍率；ftc為混凝土的抗拉強度.

采用該公式形式，用D/d代替c/d反映鋼筋周圍灌漿料的相對厚度對黏結強度的影響，用t/D代替ρsv來體現套筒約束作用對黏結強度的影響.將本課題組前期系列試驗和本次試驗中發生滑移破壞試件的試驗數據進行回歸分析，擬合得到接頭平均極限黏結應力計算公式：

式中：τu為黏結應力公式計算值；d為鋼筋直徑；D為套筒內徑，取值范圍為50～70 mm；t為套筒壁厚，取值范圍為1.5～3.0 mm；fts為灌漿料劈裂抗拉強度.

黏結應力計算值τu與試驗值τue的比較見表3.各試件的τu/τue在0.87～1.26 范圍內，平均值為0.99，標準差為0.083，變異系數為0.084，公式擬合情況與試驗結果吻合.式（4）極限黏結應力按照設計搭接長度計算，試驗中由于試件偏轉，套筒端部灌漿料被壓碎，有效搭接長度（約為設計搭接長度的81%）減小，按設計搭接長度計算的極限黏結應力偏小，因此利用該公式計算臨界搭接長度時偏安全，可供實際工程參考.

表3 各試件黏結力試驗值與計算值對比Tab.3 Comparison between test values and calculated values of adhesion of each specimen

續表3

5.2 接頭鋼筋拉斷臨界搭接長度

鋼筋套筒灌漿連接接頭的抗拉強度不應小于連接鋼筋的抗拉強度標準值，且破壞時應斷于接頭外鋼筋［12］.因此，規定當鋼筋拉斷與鋼筋-灌漿料黏結滑移破壞同時發生時的搭接長度為鋼筋臨界搭接長度，此時鋼筋達到了極限抗拉強度fu，則：

推理得到臨界搭接長度計算公式（7）：

式中：lcr為臨界搭接長度；τu為平均極限黏結強度；fu為鋼筋極限抗拉強度.

聯立式（4）和（7）計算得到接頭鋼筋拉斷臨界搭接長度公式：

式中：fu為鋼筋實測極限抗拉強度.

對根據式（8）計算得到的各組試件臨界搭接長度lcr與試驗臨界搭接長度lcrt進行比較，結果如表4所示，可見計算值與試驗值基本一致，說明式（8）可作為實際工程的參考.

表4 試件臨界搭接長度試驗值與計算值對比Tab.4 Comparison between test value and calculated value of critical lap length of test piece

6 結 論

本文進行了套筒截面尺寸不同的套筒灌漿搭接接頭單向拉伸試驗，得到如下結論：

1）試件的破壞形式包括鋼筋拉斷破壞和鋼筋拔出破壞.

2）由于試件在加載過程中存在偏心作用，試件的有效搭接長度約為設計搭接長度的81%，因此套筒偏轉降低了試件延性系數.

3）套筒壁厚增加，對灌漿料的約束作用增加；套筒內徑增加，類似于保護層厚度增大，因此，在一定范圍內，套筒內徑、壁厚增大，試件承載能力增加.

4）本文條件下，套筒內徑較小（50 mm）時，試件極限承載力與套筒壁厚呈正相關性.隨著套筒內徑增大，壁厚大于等于2.0 mm 時，試件主要為拉斷破壞，壁厚對試件承載能力影響小.

5）套筒壁厚較小（1.5 mm）時，約束較弱，內徑增加，類似于保護層厚度增大，試件的承載能力增加；當壁厚大于2.0 mm時，約束較強，試件基本發生拉斷破壞，隨著內徑的增加，承載能力變化很小.

6）套筒內部鋼筋應力分析表明在彈性階段套筒壁厚對鋼筋-灌漿料黏結力影響比套筒內徑更明顯.

7）在加載后期，套筒中部截面縱向受壓，與傳統對接接頭縱向受拉不同.

8）內徑為50 mm 套筒中部截面近鋼筋側應變隨著套筒壁厚增大而增大，內徑為60 mm、70 mm 試件極限荷載時套筒中部截面縱向應變與壁厚無明顯相關關系.

9）提出了套筒灌漿搭接接頭極限黏結應力擬合公式，得到了試件鋼筋臨界搭接長度計算公式，計算結果與試驗數據吻合較好，可供工程應用參考.

10）本文條件下套筒壁厚和內徑對接頭性能影響不大，后續擬綜合研究錨固長度、灌漿料強度、鋼筋直徑、套筒壁厚、內徑等因素對接頭力學性能的影響，確定最優接頭尺寸，便于工程實際應用.