新型灌漿套筒的約束機理及約束應力分布

鄭永峰，郭正興，曹 江

（東南大學土木工程學院，210096南京）

新型灌漿套筒的約束機理及約束應力分布

鄭永峰，郭正興，曹 江

（東南大學土木工程學院，210096南京）

為降低預制裝配混凝土結構中的鋼筋連接成本，利用無縫鋼管，采用冷滾壓工藝研制了一種新型鋼筋連接用灌漿套筒，通過接頭單向拉伸試驗，主要研究了套筒的約束機理及約束應力分布.結果表明：該新型接頭能夠滿足JGJ107—2010規定的單向拉伸強度要求；套筒在灌漿料硬化階段產生的初始約束應力與鋼筋、灌漿料、套筒的力學特性及接頭尺寸有關，并隨灌漿料膨脹率的增加呈線性增長；套筒變形段對灌漿料的平均約束應力大于套筒光滑段，變形段約束主要來自內壁環肋處相互擠壓力的徑向分力，光滑段對灌漿料的約束取決于灌漿料劈裂變形的大小.

預制混凝土結構；灌漿套筒；接頭；約束機理；約束應力分布

鋼筋套筒灌漿連接是在預制混凝土構件內預埋的金屬套筒中插入鋼筋并灌注水泥基灌漿料而實現的鋼筋連接方式.該方式于上世紀60年代末由Alfred A.Yee首次提出，隨后在北美、日本、歐洲等地得到了廣泛的工程應用［1］.由于目前國內外套筒產品均為球磨鑄鐵鑄造或采用優質碳素結構鋼數控車床加工而成，套筒制作成本較高，造成中國市場上灌漿套筒的價格遠高于現澆結構中采用的螺紋套筒，預制構件的連接問題成為制約中國預制裝配混凝土結構發展的關鍵問題之一.

鋼筋套筒灌漿連接的承載力取決于鋼筋、灌漿料及套筒三者間的相互黏結強度.研究表明，通過限制混凝土或灌漿料的劈裂變形，可有效提高鋼筋的黏結強度［2－3］.鋼筋套筒灌漿連接正是基于這一原理，通過套筒對填充灌漿料的約束，提高鋼筋黏結強度，減小鋼筋錨固長度.因此，合理預測套筒對灌漿料的約束作用成為計算鋼筋套筒灌漿連接承載力的關鍵.

本文針對灌漿套筒在應用中存在的問題，提出了一種新型灌漿套筒－GDPS（grouted deformed pipe splice）套筒［4］，該套筒在加工工藝、外形及內腔構造方面與現有套筒產品有顯著差異，通過單向拉伸試驗及理論分析，對該套筒連接的性能及約束機理進行研究.

1 試 驗

GDPS套筒采用Q390B無縫鋼管加工而成，鋼管材性見表1.套筒兩端內壁和外壁分別設置了多道弧形凸環肋及環狀倒梯形凹槽，環肋和凹槽通過冷滾壓一次成型.連接鋼筋采用HRB400鋼筋，材性見表2.灌漿料水膠比為0.27，水養條件下的體積變形率見圖1.根據與接頭試件同時澆筑同條件養護的試塊（40 mm×40 mm×160 mm）測定的灌漿料抗壓強度為70.2 MPa，抗折強度14.0 MPa.

接頭試件尺寸見圖2，主要參數見表3.套筒外徑及壁厚按以下原則確定：套筒錨固段環形凸起部分的內徑最小尺寸與鋼筋公稱直徑的差值≥10 mm［5］.同時，按《鋼筋機械連接技術規程》［6］規定（I級接頭抗拉強度≥1.1倍鋼筋抗拉強度標準值），套筒截面尺寸偏安全應滿足fsyk×As≥1.1×fstk×Ab要求.式中fsyk為鋼管屈服強度標準值，As為套筒中部截面面積，fstk為鋼筋抗拉強度標準值，Ab為鋼筋公稱截面面積.

表1 套筒加工用無縫鋼管材料性能

表2 連接鋼筋材料性能

試件澆筑后置于標準養護室內養護38 d后在萬能試驗機上進行拉伸試驗，見圖3.為研究GDPS灌漿套筒接頭的約束機理，在套筒外表面密集粘貼了軸向及環向應變片，在連接鋼筋表面粘貼了軸向應變片.

圖1 灌漿料體積變形率

圖2 試件尺寸（mm）

圖3 試驗加載裝置

2 主要結果

2.1 結構性能關鍵指標及破壞形態

主要試驗結果見表3.試件抗拉強度與連接鋼筋抗拉強度標準值的比值fu／fbuk均不小于1.10，符合JGJ107—2010［6］中的Ⅰ級接頭單向拉伸強度要求，表現出良好的結構性能.試件SM－D22－2和SM－D25－2之所以出現拔出破壞，主要是由于鋼筋超強造成.

表3 試件參數及主要試驗結果 mm

試件出現了鋼筋斷裂（圖4）和鋼筋拔出（圖5）兩種破壞模式.為觀察套筒內部灌漿料的破壞形態，試件破壞后將其對稱剖開，見圖6、7.圖6為鋼筋斷裂破壞試件SM－D25－1剖開后的破壞狀況，套筒端部灌漿料在鋼筋斷裂時呈錐形剝落，灌漿料在套筒中線及中部第一道肋處呈環形開裂，同時在套筒變形段存在多道劈裂斜裂縫，鋼筋橫肋、灌漿料及套筒環肋之間的相互作用造成斜裂縫從鋼筋橫肋指向套筒內壁環肋，最大裂縫寬度約0.1mm.在套筒變形段可見鋼筋從套筒端部逐肋向內部發生了黏結滑移，鋼筋橫肋背面與灌漿料拉脫（間隙逐肋向內減小），肋前灌漿料被局部壓碎，最外側四道鋼筋橫肋間的灌漿料已被剪斷；在鋼筋錨固段的后半部分，鋼筋與灌漿料間未見明顯拉脫，灌漿料壓碎現象.套筒與灌漿料之間粘結良好，全長均未發現明顯拉脫及灌漿料壓碎現象，表明黏結強度仍有較大富裕.

圖7為鋼筋拔出破壞試件SM－D25－2剖開后的破壞狀況，與鋼筋斷裂破壞試件相比主要差異在于：一端連接鋼筋由于鋼筋橫肋之間的灌漿料咬合齒全部被剪斷而產生明顯滑移，隨著持續加載及滑移發展，滑移面不斷地被磨損、挫平，最終形成光滑滑移面.另一端鋼筋在錨固段內均可見鋼筋橫肋背面與灌漿料拉脫現象（間隙逐肋向內減小），肋前灌漿料被局部壓碎，除鋼筋錨固段尾部4道橫肋與灌漿料的咬合齒未被剪斷外，其余咬合齒均已發生剪切破壞.

圖4 鋼筋斷裂破壞

圖5 鋼筋拔出破壞

圖6 試件SM－D25－1剖切圖

圖7 試件SM－D25－2剖切圖

2.3 套筒應變特點及分布規律

圖8為SM－D22系列試件套筒軸向應變沿套筒長度的分布曲線，為減小由于灌漿料非勻質性及套筒凸環肋處應力集中造成的試驗結果離散，應變值取同系列3個試件應變的平均值.曲線可分3段，左、右段為套筒變形段的應變，中部為光滑段的應變，以套筒中線近似呈對稱分布.套筒光滑段軸向應變從套筒中線向兩端衰減，并在中部第一道肋處從拉應變突變為壓應變.套筒變形段軸向應變為壓應變，峰值位于中部第一道肋外側，并向套筒端部衰減.其余試件表現出與SM－D22－1類似的規律，限于篇幅未一一列出.

圖8 套筒軸向應變分布規律

表4為SM－D22及SM－D25系列試件套筒光滑段和變形段與灌漿料的平均黏結應力計算結果.τs，1為套筒光滑段與灌漿料平均黏結應力，近似按式（1）計算：

式中：εs，1為套筒光滑段端部的軸向應變；εs，mid為套筒中部軸向應變；As為套筒截面面積；τs，2為套筒變形段與灌漿料平均黏結應力，按式（2）計算；τs為套筒全長與灌漿料的平均黏結應力，按式（3）計算.

根據計算結果，套筒光滑段的平均黏結應力僅略小于變形段，黏結力Ps，1約為試件破壞荷載Pu的40%，可以推斷套筒變形段與灌漿料的機械咬合力尚未達到峰值，黏結強度仍有較大富裕.這一結果與圖6所觀察到的破壞形態吻合，試件破壞時套筒環肋與灌漿料之間未見明顯的拉脫及灌漿料壓碎現象.

表4 套筒－灌漿料平均黏結應力

圖9為SM－D22系列試件套筒環向應變沿套筒長度方向的分布曲線，為減小試驗結果的離散，應變值取同系列3個試件應變的平均值.該曲線與荷載－軸向應變關系曲線類似，可分3段，左、右段為套筒變形段的應變分布，中部為套筒光滑段的應變分布.曲線存在3個峰值點，分別位于套筒中部和中部兩側第一道肋外側.光滑段環向應變從套筒中線處向兩端衰減，變形段從中部第一道肋處向套筒端部衰減.

圖9 套筒環向應變分布規律

3 約束應力分布

3.1 灌漿料硬化階段初始約束應力

灌漿料澆筑后，由于其膨脹變形受到套筒的約束，將在灌漿料內產生預壓應力，在套筒內產生預拉應力，在鋼筋－灌漿料－套筒界面上產生約束壓力.該約束將延緩灌漿料的劈裂并對灌漿料劈裂前的鋼筋黏結性能有重要影響.

若假定灌漿料在硬化膨脹過程中處于彈性狀態，由于鋼筋套筒灌漿連接在灌漿料硬化階段僅受到灌漿料膨脹變形產生的徑向作用，并且軸向尺寸遠大于徑向尺寸，軸向差異對計算結果的影響較小，可簡化為平面應變問題，眾多學者［2，7－8］通過理論及試驗對該簡化的可行性進行了驗證.同時，灌漿套筒連接在灌漿料硬化階段屬于軸對稱問題，剪應力為0.根據厚壁圓筒模型［9］，筒壁任一點的徑向應力σr和環向應力σθ為：

式中：a為筒壁內徑，b為筒壁外徑，pi為筒壁內表面壓力，po為筒壁外表面壓力.灌漿套筒連接接頭的受力模型見圖10.

對于灌漿套筒，在r＝rs處的徑向應力、環向應力及徑向位移分別為：

對于灌漿料，考慮漿體在硬化過程中的膨脹變形［8］，在r＝rb處的徑向應力及徑向位移分別為：

在r＝rs處的徑向應力及徑向位移為：

式中：A，B為待定常數，上標b表示鋼筋，g表示灌漿料，s表示套筒.

圖10 鋼筋套筒灌漿連接受力模型

在鋼筋與灌漿料及灌漿料與套筒接觸面上有邊界條件：接觸面上的徑向位移相等，即

聯立式（6）～（10）可得鋼筋與灌漿料及灌漿料與套筒接觸面上的界面壓力pb和ps：

式中：

從式（11）～（15）可知，界面處的約束壓力與套筒、灌漿料、鋼筋的力學特性及鋼筋、套筒尺寸有關，當以上指標確定后，K、M、N為常數，界面壓力與灌漿料的膨脹率呈正比.

本文采用的材料力學特性如下：套筒平面應變換算彈性模量Es，p＝226.4 GPa，鋼筋平面應變換算彈性模量Eb，p＝219.8 GPa，套筒和鋼筋的平面應變換算泊松μs，p＝μb，p＝0.429，灌漿料泊松比μg＝0.2，平面應變換算泊松比μg，p＝0.25，灌漿料的彈性模量取鋼管彈性模量的1／18［10］，即11.4 GPa，平面應變換算彈性模量Eg，p＝11.9 GPa.需要注意的是，由于灌漿料早期塑性膨脹階段的彈性模量很小，因此忽略該階段產生的約束應力，灌漿料自由膨脹率εE近似取試驗時的膨脹率與澆筑1 d后的膨脹率的差值，即

初始約束應力（界面壓力）及灌漿料最大膨脹率計算結果見表5.套筒與灌漿料之間的界面壓力大于鋼筋與灌漿料之間的界面壓力，若不考慮兩個接觸面上摩擦系數的差異，由于灌漿料與套筒間的摩擦面積遠大于與鋼筋的摩擦面積，灌漿料與套筒之間的摩擦力遠大于與鋼筋之間的摩擦力.

表5 界面初始約束應力及摩擦力

3.2 鋼筋黏結破壞時的約束應力

在拉力作用下，由于鋼筋的“錐楔”作用，灌漿料產生徑向位移，在套筒的約束下，漿體硬化過程中產生的初始約束增大，環向預壓應力σgθ減小.隨著荷載增加，σgθ逐漸轉變為拉應力，當應力超過灌漿料的抗拉強度時，即在鋼筋－灌漿料界面處出現劈裂裂縫.裂縫出現后，未開裂區域發生應力重分布，厚璧圓筒模型的基本假定不再成立，灌漿料傳力路徑發生轉變.當灌漿料完全劈裂后，鋼筋－灌漿料界面壓力通過被裂縫分割的灌漿料小柱傳遞到套筒－灌漿料界面.

3.2.1 套筒變形段約束應力

試驗結果表明，套筒變形段環肋間筒壁軸向及環向應變均為壓應變，這主要是由于變形段凸環肋與灌漿料的相互作用造成，見圖11.在凸環肋處，環肋與灌漿料之間擠壓力的軸向分力阻止灌漿料跟隨鋼筋滑移，徑向分力則約束灌漿料的劈裂膨脹變形.從試件剖開后的破壞形態可見，灌漿料在套筒變形段存在明顯的劈裂膨脹，而套筒環肋間的環向應變卻始終為壓應變，表明環肋處擠壓力的徑向分力對灌漿料的約束作用非常明顯.因此，本文對套筒變形段的約束僅考慮該徑向分力，忽略環肋間筒壁對灌漿料的徑向約束.

圖11 灌漿料與套筒變形段相互作用

根據套筒內腔結構，套筒與灌漿料的黏結承載力可分為光滑段和變形段兩部分，光滑段和變形段的黏結力Ps，1和Ps，2分別為

α由試驗結果確定（表4），試件破壞時，套筒變形段的黏結力Ps，2主要為摩擦力Ps，f和機械咬合力Ps，zi，則

式中Ps，zi和Ps，ri分別為套筒變形段凸環肋上擠壓力的軸向分力和徑向分力，ki為兩者的比值.從試件破壞后的剖切圖可見，灌漿料與套筒之間黏結良好，未見灌漿料壓碎現象.因此，假定鋼筋拔出破壞時，套筒環肋周邊灌漿料處于彈性狀態，未出現受壓破壞，則各環肋處的ki相等，并可由環肋形狀確定.ps，2r為凸環肋處徑向分力產生的平均約束應力，n為套筒一端變形段的凸環肋的數量，hr為內壁凸環肋凈高，為2.5 mm，μ為摩擦系數［11］.

聯立式（17）和（18）可推出

聯立式（17）和（19）可推出

從圖5可見，試件破壞時縱向劈裂裂縫已延伸至變形段末端，因此鋼筋－灌漿料界面壓力pb，2r已全部傳遞到套筒－灌漿料界面［2］.

根據上述公式，黏結破壞試件SM－D22－2和SM－D25－2在套筒－灌漿料界面處的約束應力分別為11.65 MPa和13.01 MPa，在鋼筋－灌漿料界面處的約束應力分別為20.38 MPa和23.14 MPa.

3.2.2 套筒光滑段約束應力

對于套筒光滑段，其對灌漿料的約束應力可根據試驗結果按式（22）［12］計算：

式中：Esθ為套筒環向彈性模量，νsθ為套筒環向泊松比，νsz為套筒軸向泊松比，εsθ為套筒環向應變，εsz為套筒軸向應變.本文假定套筒為各向同性材料，則Esθ＝206 GPa，νsθ＝νsz＝0.3，εsθ和εsz按實測值.計算結果如圖12所示：套筒光滑段約束應力呈“M”型，中部約束應力最小，向兩端逐漸增大，到達峰值后再逐漸減小；試件SM－D25－2光滑段平均約束應力為4.23 MPa，試件SM－D22－2為6.64 MPa；由于試件SM－D22－2在黏結破壞時，套筒中部已屈服，該點的約束應力計算值失真，計算平均值時未考慮該點，因此其實際平均約束應力應小于6.64 MPa.

圖12 套筒光滑段約束應力

套筒光滑段的約束應力小于變形段，試件SMD22－2和SM－D25－2光滑段約束應力值分別為變形段的57.0%（實際值更小）和32.5%.表明變形段灌漿料產生了更大的膨脹變形，與破壞狀況一致.

4 結 論

1）本文GDPS套筒接頭試件的鋼筋錨固長度為6.9～7.5倍鋼筋公稱直徑，接頭抗拉強度與鋼筋抗拉強度標準值的比值均不小于1.10，滿足規范對接頭的單向拉伸強度要求.

2）灌漿料硬化階段產生的套筒初始約束與接頭材料力學特性及尺寸有關，并隨灌漿料膨脹率的增加呈線性增長；套筒－灌漿料間的初始界面壓力大于鋼筋－灌漿料界面壓力.

3）荷載作用下，套筒光滑段對灌漿料的約束作用小于變形段，黏結破壞試件SM－D25－2光滑段約束應力值為變形段的32.5%，SM－D22－2光滑段約束應力值小于變形段的57.0%.

4）對于HRB400鋼筋，灌漿套筒可按以下原則設計：套筒截面宜滿足fsyk×As≥1.1×fstk×Ab；套筒長度L≥2La＋密封塞厚度＋鋼筋安裝調整長度，鋼筋錨固長度La可取7.5 d.

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（編輯趙麗瑩）

Confinementmechanism and confining stress distribution of new grouting coup ler for rebars splicing

ZHENG Yongfeng，GUO Zhengxing，CAO Jiang

（School of Civil Engineering，Southeast University，210096 Nanjing，China）

The novel grouting coupler was developed using seamless steel pipe through cold rolling press to reduce the cost of rebars splicing used in precast connection.Based on incremental tension test，the confinement mechanism and distribution of confining stress in the sleeve were studied.It is shown that the ultimate strength of this new splice can meet the regulation specified in JGJ107—2010.The initial confining stresses caused during the hardening process of the infilled grout are related to themechanical properties of the spliced bars，grout and sleeve and dimensions of the splice.When these parameters are determined，the confining stress increased linearly with the increment of free expansion rate of the grout.The average confining stress in the deformed part is greater than it in the smooth part.For the deformed part，the confinement is mainly provided by the radial component of the interaction between the concentric ribs and the infilled grout.On the other hand，the confining stress in the smooth part is controlled by the dilation of the inner grout.

precast concrete structure；grouting coupler；splice；confinementmechanism；distribution of confining stress

TU39.04

A

0367－6234（2015）12－0106－06

10.11918／j.issn.0367-6234.2015.12.019

2014－12－03.

國家科技支撐計劃項目（2011BAJ10B03）.

鄭永峰（1981—），男，博士研究生；郭正興（1956—），男，教授，博士生導師.

郭正興，guozx195608＠126.com.