鋼筋套筒灌漿對接與搭接接頭力學性能對比

余 瓊，張遠明，宮 鑫，白少華，范寶秀

(1.同濟大學 結構工程與防災研究所，上海 200092；2.山西建筑工程集團有限公司，太原 030032)

灌漿套筒是目前裝配式混凝土結構中鋼筋主要連接方式，采用鋼筋對接連接，見圖1(a)，即在套筒的中心插入兩根對接的鋼筋后注漿.目前，該連接的研究較為成熟.

2013年吳小寶等[1]進行了灌漿套筒對接接頭拉伸試驗，證明了接頭變形與鋼筋種類無明顯關系；2015年鄭永峰等[2]通過拉伸試驗，研究了對接接頭套筒約束機理；2016年鄭永峰等[3]進行了變形套筒拉伸試驗及有限元分析，證明了該對接接頭抗拉強度滿足要求；2018年劉洋等[4]進行了對接接頭單向拉伸、高應力及大變形反復拉壓試驗，分析了鋼筋直徑、套筒形式和鋼筋偏位對接頭力學性能的影響；2018年許成順等[5]通過接頭高應力反復拉壓試驗，發現高應力循環作用對接頭性能影響不明顯；2019年王瑞等[6]采用ABAQUS進行對接接頭模擬，發現當接頭為鋼筋拉斷破壞時，鋼筋偏位對承載力影響不顯著.

套筒灌漿搭接接頭是在兩搭接鋼筋外部安放套筒后注漿，以此實現鋼筋的連接，見圖1(b)，這是余瓊[7]提出的新的鋼筋連接方式.該接頭具有套筒直徑較大，施工便利、灌漿易密實、造價低等優勢.

2016年余瓊等[8]進行了以鋼筋直徑與套筒長度為變量的搭接接頭拉伸試驗，分析了接頭受力機理，提出了搭接黏結應力和臨界搭接長度的計算公式；2017年余瓊等[9]通過拉伸試驗，研究搭接長度變化對鋼筋及套筒力學性能的影響，同時發現搭接接頭對套筒材料抗拉性能要求低.

圖1 接頭構造示意

對接與搭接接頭都是利用套筒約束漿錨連接，但鋼筋連接方式不同，因此其傳力機理不同.本文通過24個對接和12個搭接接頭單向拉伸試驗，研究了對接及搭接接頭破壞形態、力學性能、力-位移曲線差異，分析了兩者套筒縱向、環向應變的不同，為搭接接頭運用于預制裝配式結構鋼筋連接提供理論依據.

1 試驗概況

1.1 試件設計及制作

試驗制作了24個對接與12個搭接接頭.接頭鋼筋直徑及套筒截面尺寸、厚度相同，對接接頭套筒長度6d～20d(d為鋼筋的公稱直徑)，搭接接頭套筒長度6d～12.5d.

對接試件兩鋼筋對接布置于套筒軸線位置，澆筑灌漿料，在筒壁粘貼SG1、SG2應變片分別測量套筒中部截面縱向、環向應變.試件詳細尺寸(見表1)及應變片布置示意見圖2.

表1 試件詳細尺寸

圖2 對接試件詳細尺寸及應變片布置示意

搭接試件先把預留鋼筋在筒壁兩端點焊(固定鋼筋位置)，再將后插入鋼筋與預留鋼筋緊密貼放，最后注入灌漿料.在筒壁粘貼SG3、SG4 (SG5、SG6)應變片分別測量近、遠鋼筋側套筒中部截面縱(環)向應變.試件詳細尺寸(見表1)及應變片布置見圖3.

圖3 搭接試件詳細尺寸及應變片布置示意

1.2 材料力學性能

對接及搭接試件材料相同，套筒使用的是Q235B無縫鋼管，屈服強度≥235 MPa，抗拉強度為375～500 MPa；試件使用的是HRB400鋼筋，屈服強度實際測得為448.82 MPa，極限抗拉強度為625.14 MPa.灌漿料試件28天抗折、抗壓強度按文獻[10]測得分別為7.23、61.55 MPa；灌漿料立方體劈裂抗拉強度按文獻[11]測得為3.67 MPa.

1.3 加載方案

試驗裝置為萬能試驗機，在試件屈服前采用力控制勻速加載，加載速率為1 kN/s，加載至130 kN時，控制試驗機夾頭分離速率為100 mm/s，直至試件發生破壞，無法加載.試驗裝置見圖4.

圖4 試驗裝置示意

2 試驗結果及分析

2.1 試件破壞形態

試件極限荷載Pu、極限抗拉強度fu、屈服位移δy(屈服荷載對應的兩夾頭間鋼筋的位移)、極限位移δu(Pu對應的兩夾頭間的位移)以及試驗破壞形態見表2.

2.1.1 對接試件破壞形態分析

對接試件有兩種破壞形態：鋼筋屈服前或屈服后灌漿料從套筒中拔出破壞(圖5)和鋼筋屈服后從灌漿料中拔出破壞(圖6).未出現鋼筋拉斷破壞.

表2 試驗結果統計

圖5 對接試件灌漿料從套筒中拔出破壞

圖6 對接試件鋼筋從灌漿料中拔出破壞

灌漿料從套筒中拔出破壞試件，加載過程中套筒內部裂紋不斷開展(試驗中可聽灌漿料開裂聲響)，直至灌漿料中間截面(兩鋼筋相對處)裂縫貫穿整個橫截面， 當外力大于套筒與灌漿料之間的黏結力時，鋼筋與灌漿體被拉出套筒見圖5(b)，試件破壞，承載力降低，套筒長度≤250 mm的試件均發生這種破壞，文獻[13]也出現該種破壞形式，主要是錨固長度較短引起.

鋼筋從灌漿料中拔出破壞試件一端灌漿料出現劈裂裂縫見圖6(a)，另一端出現灌漿料拔出破壞椎體見圖6(b).由于試件端部灌漿料相對于試件中部受到的縱向約束力小，始于鋼筋肋端的斜裂縫發展至筒壁，形成劈裂裂縫，隨后，在鋼筋拔出端灌漿錐體隨鋼筋拔出，套筒長度大于250 mm的試件多發生這種破壞.

2.1.2 搭接試件破壞形態分析

搭接試件有套筒外部鋼筋拉斷(見圖7)，鋼筋從灌漿料中拔出(見圖8)兩種破壞形態.在套筒端部，灌漿料無軸向約束，端部灌漿料受灌漿料與鋼筋橫肋間的機械咬合作用和套筒偏轉影響，局部壓碎并且脫落的現象，如7(b)和圖8(a)、(b).套筒中兩根鋼筋為搭接，對灌漿料、套筒的作用力方向相反，作用相互抵消，未發生灌漿料從套筒中拔出破壞.

搭接長度l=6d、8d和大部分l=10d的試件發生鋼筋從灌漿料中拔出破壞.搭接長度l=12.5d與部分l=10d的試件發生鋼筋拉斷破壞.

圖7 搭接試件鋼筋拉斷破壞

圖8 搭接試件鋼筋從灌漿料中拔出破壞

2.2 試件極限承載能力及延性對比

2.2.1 套筒長度相同時

1)承載力

《鋼筋套筒灌漿連接應用技術規程》[12]規定：鋼筋套筒灌漿連接的抗拉強度不應小于連接鋼筋抗拉強度的標準值，本文即540 MPa，且破壞時應斷于接頭外鋼筋.對接接頭均不滿足規范要求；搭接長度l=10d的部分搭接試件和l=12.5d全部搭接試件滿足規范要求，具體評價見表2.

圖9為套筒長度相同時對接與搭接試件承載力比較，搭接試件承載力約是對接的5～7倍.原因如下：套筒長度相同時，搭接試件鋼筋在套筒中的錨固長度是對接試件的2倍；而且搭接試件套筒約束了兩根鋼筋分離趨勢，提供約束更強，灌漿料與鋼筋的黏結力更大.

圖9 套筒長度相同時對接與搭接接頭承載力比較

2)延性對比

接頭總伸長率是最大力下的兩加載點之間的位移與兩加載點距離的比值，即接頭的平均應變.圖10為套筒長度相同時對接與搭接試件總伸長率比較，可見搭接試件總伸長率是對接試件的3～5倍.

接頭位移延性系數Δ=δu/δy，接頭延性系數見表2.對接試件灌漿料從套筒中拔出破壞延性系數為1.13～1.68，鋼筋從灌漿料中拔出破壞接頭延性系數為1.51～2.88，后者大于前者.

圖10 對接試件與搭接試件最大力下的總伸長率比較

搭接試件鋼筋從灌漿料中拔出破壞接頭延性系數為1.90～3.68，鋼筋拉斷破壞延性系數為3.87～4.3.文獻[14]推薦鋼筋的延性系數為4，鋼筋拉斷搭接試件基本滿足要求.

總的來說，搭接試件位移延性系數大于對接試件.

3)力-位移曲線對比

圖11為套筒長度相同時對接與搭接試件荷載-平均應變曲線，搭接試件初始剛度約為對接試件2～3倍.試件應變有3個部分，鋼筋應變、鋼筋與灌漿料間滑移、套筒與灌漿料間滑移.因為對接試件鋼筋在灌漿料中的錨固長度為搭接試件的一半，其鋼筋-灌漿料平均黏結力較大，由此引起鋼筋肋前灌漿料的壓縮和鋼筋-灌漿料局部黏結破壞的程度較大， 試件滑移大， 同時部分對接接頭存在較大的套筒-灌漿料滑移，因此對接試件初始剛度小于搭接試件.

2.2.2 錨固長度相同時

1)承載力對比

表3為錨固長度相同時對接與搭接試件的承載力比較，可見兩者的屈服強度無明顯差異，但搭接試件的承載力比對接試件略高.1965年Untrauer等[15]提出的黏結力τ與約束力fn之間有關系式(1)，搭接接頭套筒約束兩根鋼筋分離趨勢，套筒對灌漿料有更大的徑向約束力，所以鋼筋與灌漿料兩者黏結力更大，承載力越大.

圖11 套筒長度相同時對接與搭接試件荷載-平均應變曲線比較

(1)

表3 錨固長度相同時對接與搭接試件承載力比較

2)延性對比

3)力-位移曲線對比

圖12為錨固長度相同的對接與搭接試件荷載-平均應變曲線，兩者的初始剛度差別不明顯，中后期搭接試件剛度明顯高于對接試件.

表4 錨固長度相同時對接與搭接試件延性比較

圖12 錨固長度相同時對接試件與搭接試件

2.3 對接與搭接接頭工作性能對比

2.3.1 對接接頭

對接接頭鋼筋、灌漿料、套筒的受力情況分別見圖13(a)、(b)、(c).鋼筋傳力方式鋼筋-灌漿料-套筒-灌漿料-鋼筋，中間截面鋼筋不連續處，力在兩根鋼筋間靠套筒和灌漿料的抗拉傳遞，是通過鋼筋-灌漿料、套筒-灌漿料間的黏結力實現.對接接頭傳力路徑長、傳力間接，套筒主要作用是抗拉，尤其是套筒中部兩根鋼筋相對處，套筒的抗拉承載力至少應大于所連接鋼筋的抗拉承載力.

2.3.2 搭接接頭

搭接接頭鋼筋、灌漿料、套筒的受力情況分別見圖13(e)、(f)、(g).由于鋼筋徑向擠壓灌漿料所引起的灌漿料內的徑向壓力由鋼筋表面向外衰減，遠鋼筋側套筒受到灌漿料的黏結力小于近鋼筋側，因此圖13(f)中上部灌漿料的黏結應力方向由上部鋼筋控制，其作用方向與上部鋼筋作用方向相反，同理

下部灌漿料的黏結應力作用方向與下部鋼筋作用方向相反.搭接接頭主要傳力方式是鋼筋-灌漿料-鋼筋，兩鋼筋間可通過灌漿料間剪切作用直接傳力，路徑短.

2.3.3 綜合分析

假定沿鋼筋表面黏結應力分布均勻.圖13(d)、(h)分別為對接及搭接接頭取半個套筒受力分析，套筒所受剪應力之和Q與套筒中部拉力Pst相等，由圖13(d)可知對接接頭套筒中部受拉力.由圖13(h)可知搭接接頭套筒中部受力由τ2和τ3疊加而成，而τ2、τ3方向相反，故疊加的力小.因此在外力F相同時對接接頭套筒中部拉力也比搭接接頭大.

對接接頭套筒中部拉力大，采用球墨鑄鐵、45#鋼材等造價較高的套筒，且筒壁與灌漿料間的黏結力也應足夠大，以抵兩者間的滑移，因此對接接頭套筒中須進行刻痕處理.同時灌漿料強度也應足夠大，抵抗中部截面的拉力，增加套筒壁與灌漿料的黏結力，一般灌漿料強度要大于C80，套壁與鋼筋間間距小，最大骨料粒徑為2.36 mm.

搭接接頭套筒主要起約束作用，套筒所受拉力小，可采用Q235鋼材，由于兩個鋼筋對套筒壁作用力是相反的，相互抵消，不會出現套筒與灌漿料間滑移，套筒內部不需處理；灌漿料主要是握裹鋼筋，抵抗較小的剪力，抗拉強度要求較低，可采用C60灌漿料，套壁與鋼筋間間距可大，最大骨料粒徑可為4.75 mm.

綜上可知，對接接頭對套筒、灌漿料材料抗拉強度要求高，對套筒壁與灌漿料的抗滑移性能要求也高，這些使等直徑鋼筋對接接頭造價約為搭接接頭2倍.

圖13 接頭受力分析

3 力學性能分析

3.1 對接接頭承載力分析

圖14為鋼筋屈服前灌漿料從套筒中拔出破壞對接試件的承載力與套筒長度關系，可見隨著套筒長度增加接頭承載力增大.當套筒長度較短時，對接試件一般發生灌漿料從套筒中拔出破壞且鋼筋未屈服，而400 mm長度套筒也發生灌漿料從套筒中拔出破壞(鋼筋屈服后)，為套筒長度較長、灌漿不易澆筑密實造成.而200 mm組試件承載力卻比160 mm組小，推斷也是灌漿不密實造成.實際工程中應避免使用套筒較長的接頭，杜絕灌漿料不密實的情況發生.

取鋼筋與灌漿料間極限黏結強度與鋼筋的極限抗拉強度相等時套筒長度為接頭的臨界連接長度，對接接頭未發生鋼筋拉斷，可見接頭的臨界連接長度大于400 mm(20d).

圖14 對接接頭鋼筋屈服前灌漿料從套筒中拔出破壞試件承載力與套筒長度關系

圖15為鋼筋屈服后灌漿料從套筒中拔出破壞與鋼筋從灌漿料中拔出破壞試件載力比較，可見當套筒長度相同時，灌漿料從套筒中拔出破壞試件承載力小于鋼筋從灌漿料中拔出破壞的試件.

套筒長度相同時，當灌漿料澆筑不密實時就發生灌漿料從套筒中拔出破壞，承載力低，反之，發生鋼筋從灌漿料中拔出破壞，承載力高.

圖15 對接接頭鋼筋屈服后兩種破壞模式試件承載力比較

3.2 對接接頭開裂分析

對接接頭中間鋼筋斷開，隨著荷載增加，套筒中部灌漿出現全截面開裂現象，圖16為開裂荷載與套筒長度的關系，可見對接試件的開裂荷載隨套筒長度的增大而增大，說明套筒越長，灌漿料與筒壁的黏結力越大，套筒中部灌漿承擔的拉力越小，開裂越晚.

圖16 對接接頭開裂荷載與套筒長度關系

3.3 搭接接頭承載力分析

圖17為搭接接頭承載力與套筒長度關系，可見隨著套筒長度增加接頭承載力增大.當套筒長度較短時，試件一般發生鋼筋拔出破壞，而較長套筒發生鋼筋拉斷破壞，搭接長度l=10d的試件兩種破壞均有發生，可見l=10d為試件臨界搭接長度，該長度比對接接頭小得多.

圖17 搭接接頭試件承載力與套筒長度關系

4 對接與搭接接頭套筒中部截面縱向應變分析

套筒縱向應變由兩部分產生：套筒本身受軸向拉力產生縱向拉應變，灌漿料膨脹變形使套筒環向受拉，由于泊松比效應，產生套筒縱向壓應變.

4.1 對接接頭套筒中部截面縱向應變

圖18為對接接頭典型荷載-套筒中部截面縱向應變曲線，在加載過程中套筒縱向始終受拉.鋼筋屈服前灌漿料從套筒中拔出破壞的試件荷載-縱應變曲線相近，見圖18(a)，試件的極限荷載即為開裂荷載，曲線的斜率隨套筒長度的增大而減小，這說明套筒越長，同樣力作用下套筒中部截面所受縱向拉應變越大.鋼筋屈服后灌漿料從套筒中拔出、鋼筋從灌漿料中拔出破壞的試件荷載-中部截面縱向應變曲線見圖18(b)、(c)，曲線形狀基本相同.灌漿料中間截面開裂時，套筒縱向應變突然增大，在荷載-應變曲線上形成平臺；之后，試件中間截面(無鋼筋處)的拉力全部由套筒承擔，因此曲線斜率比開裂前明顯減小.

圖18 對接接頭荷載-套筒中部截面縱向應變曲線(SG1)

4.2 搭接接頭套筒中部截面縱向應變

圖19為搭接試件荷載-套筒中部縱向應變曲線，中部截面近鋼筋側套筒的縱向應變在加載前期為拉應變，隨著荷載的增大，逐漸轉變為壓應變；遠鋼筋側加載前期拉應變不明顯.

加載前期，近鋼筋側套筒縱向應變主要由筒壁受到剪應力(由鋼筋引起的)形成的縱向拉力決定，灌漿料的膨脹作用很?。浑S著荷載的不斷增加，兩鋼筋分離趨勢加大，套筒環向膨脹變形加大，由于泊松效應產生的套筒縱向壓應變占主導地位，所以套筒表現為縱向受壓.加載前期，遠鋼筋側套筒受到鋼筋的影響小，軸拉力小，故筒壁拉應變不明顯.

圖19 搭接接頭荷載-套筒中部截面縱向應變曲線

4.3 對接與搭接接頭套筒中部截面縱向應變對比

對接試件套筒均為縱向拉應變，鋼筋屈服前灌漿料從套筒中拔出破壞最大拉應變達50×10-6，鋼筋屈服后灌漿料從套筒中拔出破壞最大應變達800×10-6，鋼筋屈服后從灌漿料中拔出破壞最大應變達1 500×10-6，與套筒屈服應變1 500×10-6相近.搭接接頭加載前期套筒中部為拉應變，最大達200×10-6，加載后期均為壓應變，最大達600×10-6.因此總體上搭接接頭對套筒的抗拉強度要求較低.

5 對接與搭接接頭套筒中部截面環向應變分析

套筒環向應變也由兩部分力引起，一是灌漿料膨脹變形，使套筒環向受拉；二是套筒本身受軸向拉力，由于泊松比效應，套筒環向出現壓應變.

5.1 對接接頭套筒中部截面環向應變

圖20為對接試件典型的荷載-套筒中部環向應變曲線，環向均為壓應變.這是由于套筒中部縱向拉應力較大，泊松效應導致套筒環向收縮；同時，由于套筒中部位于鋼筋末端，由灌漿料膨脹引起環向拉應變很小，套筒環向受壓.圖20(a)120～200系列試件破壞荷載很小，環向壓應變也很??；圖20(b)對接250～450系列試件，試件發生破壞荷載大，環向壓應變也大.

圖20 對接接頭套荷載-筒中部截面環向應變曲線

5.2搭接接頭套筒中部截面環向應變

圖21為搭接接頭荷載-套筒中部截面近、遠鋼筋側環向應變曲線.套筒中部截面近鋼筋側套筒的環向應變在加載初期為壓應變，加載中后期，套筒環向受拉.套筒中部截面遠鋼筋側的荷載-應變曲線主要表現為受拉，加載初期環向應力在0左右徘徊，受壓不明顯.

搭接接頭近鋼筋側套筒在加載初期為環向壓應變是因為加載初期套筒(由鋼筋引起的)軸向受拉形成的環向收縮起控制作用；加載中后期，灌漿料膨脹變形加大，使套筒環向受拉起控制作用.加載初期，遠鋼筋側套筒受到鋼筋的影響小，軸拉力小，環向受壓不明顯.

5.3 對接與搭接接頭套筒中部截面環向應變對比

對接接頭中部截面環向應變均為壓應變，120～200系列對接接頭壓應變較小，最大約為10×10-6，250～450系列接頭壓應變較大，最大約為250×10-6；搭接接頭中部截面在加載后期均為拉應變，搭接接頭極限承載力時拉應變約為(200～800)×10-6.因此，搭接接頭套筒中部約束作用大于對接接頭.

圖21 搭接接頭套筒中部截面環向荷載-應變曲線

6 結 論

通過套筒灌漿24個對接和12個搭接接頭單向拉伸試驗，可更深入了解對接與搭接接頭力學性能差異.得到主要結論：

1)對接接頭套筒中部灌漿出現全截面開裂現象，而搭接接頭不存該現象.

2)對接試件出現灌漿料從套筒中拔出破壞，搭接試件未出現.

3)在套筒長度相同時，搭接接頭的承載力、總伸長率、剛度約是對接接頭的5～7倍、3～5倍、2～3倍，位移延性系數大于對接試件.

4)在錨固長度相同時，搭接接頭的承載力、位移延性略大于對接接頭，兩者初始剛度差別不明顯，中后期搭接接頭剛度明顯高于對接接頭.

5)對接試件的開裂荷載隨套筒長度的增大而增大.

6)對接接頭套筒中部縱向均為拉應變，搭接接頭加載前期套筒中部為拉應變，加載后期均為壓應變，搭接接頭對套筒的縱向抗拉強度要求低于對接接頭.

7)對接接頭套筒中部截面為環向壓應變，搭接接頭加載前期為壓應變，加載后期均為拉應變.搭接接頭套筒中部截面對灌漿料的約束作用大于對接接頭.