余瓊，許雪靜，袁煒航，許志遠(yuǎn)，呂西林

(同濟(jì)大學(xué) 結(jié)構(gòu)工程與防災(zāi)研究所，上海 200092)

不同搭接長度下套筒約束漿錨搭接接頭力學(xué)試驗(yàn)研究*

余瓊?，許雪靜，袁煒航，許志遠(yuǎn)，呂西林

(同濟(jì)大學(xué) 結(jié)構(gòu)工程與防災(zāi)研究所，上海 200092)

為改善已有灌漿套筒施工的便利性，提出了一種新型套筒約束漿錨搭接接頭，研究了該接頭的力學(xué)性能.進(jìn)行了不同搭接長度下16個(gè)該搭接接頭的拉伸試驗(yàn)，研究了接頭的破壞形態(tài)、力-位移曲線、承載力、延性、鋼筋應(yīng)變、套筒環(huán)向應(yīng)變等，并基于試驗(yàn)數(shù)據(jù)及平截面假定對(duì)套筒截面的內(nèi)力進(jìn)行分析，解釋了隨搭接長度變化套筒環(huán)向(拉、壓)應(yīng)變的變化過程.由于套筒的約束，接頭的搭接長度大大減??；試驗(yàn)中套筒的偏轉(zhuǎn)導(dǎo)致試件的剛度、延性小于對(duì)應(yīng)鋼筋的剛度、延性；搭接接頭套筒中部拉力比對(duì)接接頭小，對(duì)套筒材料抗拉性能要求低，搭接接頭鋼筋通過灌漿料傳遞到套筒上的剪應(yīng)力比對(duì)接接頭小，對(duì)套筒與灌漿料的界面粘結(jié)性能要求低.當(dāng)套筒長度短時(shí)，鋼筋與灌漿料間出現(xiàn)滑移，使得套筒中部鋼筋的拉力變大，套筒與灌漿料合力為壓力，反之，套筒與灌漿料合力為拉力；隨著搭接長度的增加，加載過程中套筒中部近鋼筋側(cè)環(huán)向最大壓應(yīng)變?cè)龃?；極限荷載時(shí)，隨著搭接長度增加，套筒各測(cè)點(diǎn)環(huán)向拉應(yīng)變總體呈降低的趨勢(shì).

灌漿料膨脹；套筒環(huán)向壓應(yīng)變；搭接與對(duì)接；套筒偏轉(zhuǎn)；微量滑移

Abstract：To improve the convenience of grouting sleeve construction and explore its mechanical properties,a newly grouted sleeve lapping connector that two overlapped bars were placed,clinging to the wall of a hollow cylindrical standard steel pipe and anchored by high strength grout,was put forward.16 specimens varied in lap length were tested under tensile load.The failure mode,load displacement curve,ductility and hoop strain of sleeve were discussed.Based on the experimental results and plane section assumption,mechanical property analysis of grouted sleeve lapping connector were conducted.The relationship of sleeve hoop strain varying with lap length was studied.The lapping length is greatly reduced due to sleeve constraint.Because of sleeve deflection,the rigidity and ductility of the specimen are smaller than that of the corresponding steel.The tension in the middle of the lapping connector and the shear transferred through grout to sleeve are smaller than that in butting connector，so there is a lower requirement in anti-pull property of sleeve and bond property between grout and sleeve.When the sleeve length is short,slip in the interface of steel and grout increases the tension of middle steel,thus the resultant force of the sleeve and grout is pressure,on the contrary,the resultant force is tensile force.As the lap length increases,the maximum hoop compressive strain increases in the middle of the sleeve during the loading process.At ultimate load,as the lap length increases,the hoop tensile strain of the sleeve decreases.

Keywords：expansion of grouting material; hoop strain of the sleeve; lapping and butting connector; deflection of sleeve; microslip

灌漿連接是目前應(yīng)用較為廣泛的預(yù)制裝配式混凝土結(jié)構(gòu)中鋼筋的連接方式，主要有以下幾種形式：套筒灌漿(對(duì)接)連接，波紋管漿錨連接和插入式預(yù)留孔箍筋約束灌漿搭接.

套筒灌漿對(duì)接連接如圖1(a)所示，即在對(duì)接的兩個(gè)鋼筋外部放置套筒，注入灌漿料，實(shí)現(xiàn)兩根鋼筋的連接，是目前應(yīng)用最為廣泛的接頭，有相關(guān)的國家規(guī)范如：《鋼筋連接用灌漿套筒》 JG/T 398、《鋼筋連接用套筒灌漿料》JG/T 40、《鋼筋套筒灌漿連接應(yīng)用技術(shù)規(guī)程》JGJ-355-2015.該接頭插入鋼筋外壁與套筒內(nèi)壁間隙約為5～6 mm，施工難度大，工期長；套筒壁厚約4～8 mm厚，對(duì)其材料、鑄造工藝要求較高，造價(jià)高.

波紋管連接如圖1(b)所示，在混凝土中預(yù)埋波紋管，鋼筋插入波紋管，再注入灌漿料以錨固鋼筋，該接頭在一定范圍內(nèi)有應(yīng)用，已有規(guī)范《預(yù)制裝配整體式剪力墻結(jié)構(gòu)體系技術(shù)規(guī)程》(江蘇)DGJ32/TJ125-2010、《預(yù)應(yīng)力混凝土用金屬波紋管》 JG 225-2007.該接頭鋼筋插入波紋管長度過長，施工難度大，工期長；但金屬波紋管提供橫向約束，造價(jià)較低.

套筒灌漿對(duì)接接頭的研究較多，文獻(xiàn)[1]試驗(yàn)研究了鋼筋外形、套筒材料、筒壁構(gòu)造形式對(duì)接頭承載力的影響，接頭有4種破壞形態(tài)：一般為套筒外鋼筋拉斷、鋼筋與灌漿料滑移破壞；當(dāng)套筒內(nèi)壁未進(jìn)行刻痕處理，試件會(huì)發(fā)生對(duì)接鋼筋間灌漿料拉斷并從套筒內(nèi)拔出破壞；當(dāng)套筒為鋁材時(shí)試件出現(xiàn)筒壁拉斷破壞.文獻(xiàn)[2]試驗(yàn)研究了套筒長度和形狀對(duì)接頭承載力的影響，并對(duì)接頭的工作機(jī)理和受力特點(diǎn)進(jìn)行了分析.文獻(xiàn)[3]試驗(yàn)研究了套筒內(nèi)部放置箍筋對(duì)接頭承載力的影響.而波紋管連接的研究較少，僅文獻(xiàn)[4-5]試驗(yàn)研究了鋼筋直徑、錨固長度對(duì)其承載力的影響.以上兩種連接都是單根鋼筋錨入灌漿料中，由套筒或波紋管約束來提高接頭承載力.

插入式預(yù)留孔箍筋約束灌漿搭接[6]連接是在預(yù)埋鋼筋的旁側(cè)預(yù)留表面粗糙的孔洞，鋼筋插入孔洞中，再灌入灌漿料，而預(yù)埋、后插入鋼筋外圍預(yù)設(shè)有沿孔洞長度方向的螺旋筋，約束鋼筋的搭接連接，如圖1(c)所示，已有相關(guān)規(guī)范《裝配整體式剪力墻結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程(試行)》(安徽)DB34/T 1874-2013、《裝配整體式混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(遼寧)DB21/T1868-2010.該接頭鋼筋插入螺旋箍筋長度過長，施工難度大，工期長；使用箍筋提供橫向約束，造價(jià)低.

套筒約束漿錨搭接[7]接頭是在兩搭接鋼筋外部放置套筒，并注入灌漿料，實(shí)現(xiàn)兩鋼筋的連接，如圖1(d)所示，這是筆者2014年在已有的接頭基礎(chǔ)上提出的鋼筋連接專利技術(shù).套筒約束漿錨搭接接頭具有套筒直徑較大，裝配施工便利、造價(jià)低等優(yōu)勢(shì)，是比已有的接頭技術(shù)更進(jìn)步的專利技術(shù).

圖1 接頭構(gòu)造示意圖

以上兩種連接都是利用鋼筋搭接傳力，并利用箍筋或套筒約束，提高接頭承載力.箍筋約束灌漿搭接接頭研究較少，僅文獻(xiàn)[6,8]試驗(yàn)研究了接頭受力性能，并給出接頭力學(xué)分析模型.套筒約束漿錨搭接的研究剛起步，本文探索性研究這一接頭的力學(xué)性能.

本文進(jìn)行了16個(gè)不同搭接長度的套筒約束漿錨搭接接頭力學(xué)試驗(yàn)，研究了試件的破壞形態(tài)，分析了搭接長度對(duì)接頭承載力、套筒環(huán)向應(yīng)變的影響，對(duì)比分析套筒約束漿錨搭接和對(duì)接接頭工作機(jī)理和力學(xué)性能，為該接頭的應(yīng)用奠定理論基礎(chǔ).

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)及制作

試驗(yàn)取兩根搭接鋼筋貼近且均靠近套筒的較不利的工況進(jìn)行.為固定鋼筋位置，將預(yù)留鋼筋點(diǎn)焊在兩端筒壁后，將后插入鋼筋緊貼預(yù)留鋼筋及筒壁放置，后灌入灌漿料.試件示意圖如圖2所示，試件的尺寸見表1.

圖2 試件示意圖及應(yīng)變片粘貼位置(單位：mm)

套筒鋼筋直徑d/mm搭接長度L/mm數(shù)量套筒內(nèi)徑1003D=70mm1504182003套筒壁厚2503S=3mm3003

1.2 材料力學(xué)性能

型鋼套筒為16 Mn鋼材，鋼筋強(qiáng)度等級(jí)均為HRB400，鋼筋實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度為469.2 MPa，極限抗拉強(qiáng)度為602.5 MPa.按文獻(xiàn)[9]測(cè)得40 mm×40 mm×160 mm的灌漿料試件28 d抗折、抗壓強(qiáng)度分別為15.1 MPa、71.2 MPa；參考文獻(xiàn)[10]測(cè)得150 mm×150 mm×150 mm灌漿料立方體劈裂抗拉強(qiáng)度為6.0 MPa.

1.3 加載制度及量測(cè)內(nèi)容

加載前，在預(yù)留和后插入鋼筋上分別粘貼SG5，6，7，8應(yīng)變片測(cè)量鋼筋應(yīng)變，在筒壁粘貼SG1，2，3，4應(yīng)變片測(cè)量套筒環(huán)向應(yīng)變，具體位置見圖2.

試驗(yàn)在萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，屈服前勻速加載，加載速率為2 kN/s，加載至110 kN(鋼筋接近屈服)后，以100 mm/min的速率進(jìn)行位移控制，直至鋼筋拉斷或鋼筋滑移，無法加載.

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

加載前后試件偏轉(zhuǎn)如圖3所示.搭接接頭兩根鋼筋不在同一條直線上，即加載點(diǎn)A點(diǎn)與B1點(diǎn)不在一直線上，加載后，由于側(cè)向無約束，試件會(huì)發(fā)生偏轉(zhuǎn)，鋼筋保持在同一直線AB1上，上部鋼筋向右，下部鋼筋向左，引起鋼筋的彎折和套筒的轉(zhuǎn)動(dòng).

圖3 加載后試件偏轉(zhuǎn)及引起力示意圖

2.1 試件承載能力

各試件的極限承載力Pu和抗拉強(qiáng)度fu、破壞形態(tài)如表2所示.

《鋼筋套筒灌漿連接應(yīng)用技術(shù)規(guī)程》[11]規(guī)定：鋼筋套筒灌漿連接接頭的抗拉強(qiáng)度不應(yīng)小于連接鋼筋抗拉強(qiáng)度的標(biāo)準(zhǔn)值(540 MPa)，且破壞時(shí)應(yīng)斷于接頭外鋼筋.接頭強(qiáng)度評(píng)定示于表3.可見250 mm、300 mm系列試件承載力均滿足規(guī)范要求，有了套筒的約束，接頭的搭接長度大大降低.

表2還列出了鋼筋屈服位移δy、接頭破壞位移δu、位移延性系數(shù)Δ=δu/δy(位移為兩加載點(diǎn)間位移)，鋼筋滑移接頭延性系數(shù)為1.43～2.21，鋼筋拉斷接頭延性系數(shù)為3.33～4.42，鋼筋拉斷接頭延性系數(shù)大于鋼筋滑移試件[12]推薦結(jié)構(gòu)的延性系數(shù)為4，部分鋼筋拉斷試件延性系數(shù)比4略小)，鋼筋材性試驗(yàn)的延性系數(shù)為6.4，大于接頭的延性，這是與接頭在拉伸過程中產(chǎn)生偏轉(zhuǎn)有關(guān)，如圖3(a)、3(b)所示，接頭拉伸過程中偏轉(zhuǎn)引起加載點(diǎn)間位移增加為AB1間長度減去AB間長度，屈服荷載時(shí)，該量在屈服位移中占的份額大，極限荷載時(shí)，該量在極限位移中占的份額小，這樣導(dǎo)致接頭延性系數(shù)降低.當(dāng)該類接頭運(yùn)用于結(jié)構(gòu)中，周邊混凝土可約束接頭偏轉(zhuǎn)，接頭實(shí)際延性降低不多.

表2 試驗(yàn)數(shù)據(jù)匯總

注：1)以100-1為例，100表示搭接長度，1表示1號(hào)試件；

2)N表示試件的強(qiáng)度指標(biāo)不滿足規(guī)范要求，Y表示強(qiáng)度指標(biāo)滿足規(guī)范要求.

表3 P=66.7 kN及極限荷載時(shí)試件中部截面受力

注：表示無數(shù)據(jù)

2.2 試件破壞形態(tài)

試件有兩種破壞形態(tài)：套筒外部鋼筋拉斷、鋼筋與灌漿料滑移，分別如圖4(a)和5(a)所示，未出現(xiàn)文獻(xiàn)[1]中灌漿料與筒壁拉脫及套筒被拉斷的情況.在套筒端部，灌漿料無軸向約束，受灌漿料與鋼筋橫肋間的機(jī)械咬合作用，鋼筋受拉時(shí)，出現(xiàn)端部灌漿料局部脫落的現(xiàn)象，如圖4(c)、5(b)所示.

(a)鋼筋拉斷破壞

(b)試件一端破壞情況

(c)試件另一端破壞情況 圖4 250-3試件外部鋼筋拉斷破壞

2.3 試件的力-位移曲線分析

圖6(a)、圖6(b)為試件力-位移曲線的對(duì)比，可見，由于接頭發(fā)生了偏轉(zhuǎn)，試件的力-位移曲線屈服臺(tái)階不明顯，絕大部分試件的剛度小于鋼筋材性試驗(yàn)的剛度.圖6(c)為鋼筋滑移、拉斷典型力-位移曲線.

150-4，200-2，200-3及250組、300組試件，破壞形態(tài)均為套筒外鋼筋拉斷，力-位移曲線與鋼筋拉伸試驗(yàn)的力-位移曲線相同，下降段基本為直線下降(圖6(c)B'C'段)，試件的破壞均為延性.

(a)鋼筋與灌漿料滑移破壞

(b)試件一端破壞情況

(c)試件另一端破壞情況 圖5 100-3試件鋼筋與灌漿料滑移破壞

150-1，150-2，150-3，200-1試件為鋼筋與灌漿料滑移破壞.由于鋼筋已屈服，進(jìn)入強(qiáng)化段，所以鋼筋屈服后位移曲線仍有一定上升段；當(dāng)拉力達(dá)到峰值后，鋼筋滑移，承載力迅速下降(圖6(c)BC段)后進(jìn)入平緩下降段(圖6(c)CD段).150-2試件進(jìn)入屈服平臺(tái)后很快滑移，故試件屈服平臺(tái)短.由于鋼筋已屈服，以上試件破壞也呈一定的延性.

(a)100和150系列試件力-位移曲線圖

(b)200,250和300系列試件力-位移曲線圖

(c)試件典型力-位移曲線圖 圖6 力-位移曲線

100系列試件，也發(fā)生鋼筋與灌漿料滑移破壞.但鋼筋未屈服，故曲線上升段很快結(jié)束，后鋼筋滑移，承載力迅速下降(圖6(c)A''B''段)，平緩的下降段短(圖6(c)B''C''段).試件為脆性破壞.

3 接頭力學(xué)分析

3.1 搭接與對(duì)接接頭傳力機(jī)理對(duì)比

鋼筋在套筒約束灌漿料中的粘結(jié)性能與鋼筋在混凝土中的粘結(jié)性能相同，粘結(jié)力由化學(xué)膠著力、摩擦力、機(jī)械咬合力三部分組成，當(dāng)鋼筋與灌漿料產(chǎn)生微量滑移后，化學(xué)膠著力破壞，粘結(jié)力主要由機(jī)械咬合力和摩擦力提供，當(dāng)機(jī)械咬合力起主要作用時(shí)，連接機(jī)理如圖7(a)，(b)，(d)[13]所示，鋼筋與灌漿料機(jī)械咬合作用產(chǎn)生切向分量τ和徑向分量σ，其中σ引起灌漿料膨脹，套筒約束了灌漿料膨脹.

圖7 鋼筋與灌漿料粘結(jié)機(jī)理

搭接接頭的機(jī)械咬合作用及套筒的剪應(yīng)力分布如圖7(c)[14]所示，搭接接頭鋼筋部分拉力直接通過灌漿料傳遞給另一根鋼筋,部分拉力從[15]灌漿料傳遞到套筒上再傳遞給另一根鋼筋，套筒的主要作用是約束受力膨脹的灌漿料徑向變形，套筒所受的拉力小.

對(duì)接接頭的機(jī)械咬合作用及套筒的剪應(yīng)力分布圖如圖7(d)所示，對(duì)接接頭鋼筋拉力通過灌漿料傳遞到套筒上，再傳遞給另一根鋼筋，套筒的主要作用是抗拉，尤其是套筒的中部兩根鋼筋相對(duì)處.在極限情況下，不考慮灌漿料的抗拉強(qiáng)度，套筒的抗拉承載力至少應(yīng)大于它所連接鋼筋的抗拉承載力.當(dāng)套筒材料強(qiáng)度較低時(shí)，對(duì)接接頭套筒更易被拉斷，這也是文獻(xiàn)[1]套筒被拉斷的原因.

圖8為取半個(gè)套筒進(jìn)行分析，套筒所受剪應(yīng)力τ之和Q與套筒中部拉力Pst相等，因此對(duì)接接頭半個(gè)套筒所受剪應(yīng)力之和也比搭接接頭大.當(dāng)對(duì)接接頭半套筒所受剪應(yīng)力之和超過筒壁與灌漿料間的膠結(jié)力時(shí)，套筒壁與灌漿料間就會(huì)發(fā)生滑移，而套筒壁與灌漿料間摩擦力較小，導(dǎo)致套筒中部灌漿料承受拉力增大，灌漿料開裂，然后隨鋼筋被拔出.文獻(xiàn)[1]對(duì)接接頭發(fā)生灌漿料隨著鋼筋一起被拔出現(xiàn)象，本搭接接頭并沒有發(fā)生這種破壞.

圖8 半個(gè)套筒受力分析

3.2 基于試驗(yàn)數(shù)據(jù)的搭接接頭中部截面受力分析

圖9 半個(gè)搭接接頭受力分析

根據(jù)平衡條件，可得：

(1)

由表3知，在P=66.7 kN，100 mm，150 mm搭接長度下，Pst+Pct<0，試件Pst+Pct為壓力，且隨著搭接長度增加，壓力值減小，這是因?yàn)榇罱娱L度小，套筒中鋼筋近拉力P的一段已出現(xiàn)滑移，使得套筒中部鋼筋拉力大，致使筒壁及灌漿料受壓；200 mm，250 mm，300 mm搭接長度下，Pst+Pct>0，試件Pst+Pct為拉力，且隨搭結(jié)長度增加，試件中部套筒壁和灌漿料的拉力合力增大，(假定灌漿料與套筒的應(yīng)變是線性連續(xù)的，則套筒壁近鋼筋處軸向拉力也增大，該結(jié)論用于后文中)套筒中鋼筋未出現(xiàn)滑移，套筒中部鋼筋拉力小，套筒中部筒壁及灌漿料合力受拉.

(a)100 mm試件 (b)150 mm試件 (c)200 mm試件 (d)250 mm試件 (e)300 mm試件 圖10 鋼筋SG5測(cè)點(diǎn)荷載與應(yīng)變關(guān)系曲線

(a)100 mm試件 (b)150 mm試件 (c)200 mm試件 (d)250 mm試件 (e)300 mm試件 圖11 鋼筋SG6測(cè)點(diǎn)荷載與應(yīng)變關(guān)系曲線

由于兩根鋼筋不在一條直線上，接頭偏轉(zhuǎn)，鋼筋變形，如圖3(c)所示，鋼筋拉力在AB1上，接頭在兩端拉力P作用下平衡，鋼筋拉力P分解為Px和Py.對(duì)于套筒中部任一截面，其合力為在AB1線上的拉力P，如圖12(a)所示，也可分解為Px和Py.

Py由于不在套筒中心，對(duì)套筒截面中心產(chǎn)生類似彎矩作用，如圖12(b)所示，Px作用面在兩根鋼筋中心線形成的縱剖面上，對(duì)套筒產(chǎn)生剪應(yīng)力，如圖12(c)所示，因此接頭受力非常復(fù)雜.為便于問題分析，先忽略Px產(chǎn)生的剪應(yīng)力.

圖12 套筒偏轉(zhuǎn)引起的力

本試驗(yàn)中，均未發(fā)生套筒與灌漿料的滑移，在套筒中部，由于接頭基本對(duì)稱，假定套筒中部截面符合平截面假定.圖13為Pst+Pct<0時(shí)套筒截面應(yīng)變分析圖，此時(shí)套筒及灌漿料的合力為壓力，Pst+Pct合力作用位置及產(chǎn)生的內(nèi)力如圖13(a)所示，e為合力作用點(diǎn)到套筒中心的距離；Pst+Pct軸力作用在試件橫截面上產(chǎn)生的應(yīng)變?nèi)鐖D13(b)所示；彎矩作用產(chǎn)生的應(yīng)變?nèi)鐖D13(c)所示；隨著接頭的幾何尺寸的改變，接頭可能出現(xiàn)部分截面受壓，部分受拉，應(yīng)變分布如圖13(d)所示；或接頭全截面受壓，應(yīng)變分布如圖13(e)所示.由此可見兩種情況下近鋼筋側(cè)套筒及相鄰灌漿料均受壓，而鋼筋實(shí)為受拉，已不符合平截面假定，這是由于搭接長度短，鋼筋和灌漿料已出現(xiàn)明顯滑移.由表3知，極限荷載時(shí)，100 mm，150 mm，200 mm長度試件套筒及灌漿料合力為壓力，均為這種受力情況.

圖14為Pst+Pct>0時(shí)套筒截面應(yīng)變分析圖，此時(shí)套筒及灌漿料的合力為拉力，Pst+Pct合力作用位置及產(chǎn)生的內(nèi)力如圖14(a)所示，軸力作用產(chǎn)生的應(yīng)變?nèi)鐖D14(b)；彎矩作用產(chǎn)生的應(yīng)變?nèi)鐖D14(c)所示，接頭部分截面受壓，部分受拉，應(yīng)變分布如圖14(d)；或接頭全截面受拉，應(yīng)變分布如圖14(e).由此可見兩種情況下近鋼筋側(cè)套筒及相鄰灌漿料均受拉，而鋼筋也受拉，與平截面假定吻合，由于搭接長度長，鋼筋和灌漿料未出現(xiàn)明顯滑移.由表3知，極限荷載時(shí)，250 mm，300 mm長度試件套筒及灌漿料合力為拉力，均為這種受力情況.

可見隨著搭接長度增加，接頭受力是從圖13(d)，(e)向圖14(d)，(e)轉(zhuǎn)變的過程.

(a)|Pst+Pct|合 (b)|Pst+Pct| (c)彎矩M產(chǎn) 力作用位置 產(chǎn)生的應(yīng)變 生的應(yīng)變

(d)部分截面受壓 (e)全截面受壓 圖13 Pst+Pct<0時(shí)搭接接頭橫截面應(yīng)變分析

圖14 Pst+Pct>0時(shí)搭接接頭橫截面應(yīng)變分析

4 套筒環(huán)向應(yīng)變曲線分析

4.1 套筒環(huán)向壓應(yīng)變

100 mm，200 mm，300 mm搭接長度下，SG1荷載-套筒應(yīng)變曲線如圖15所示.100 mm試件先是產(chǎn)生微小的壓應(yīng)變，隨即向拉(正向)應(yīng)變發(fā)展；300 mm試件，加載初期環(huán)向壓應(yīng)變就發(fā)展較大，直到拉力達(dá)到120 kN，壓應(yīng)變才開始減弱，向拉應(yīng)變發(fā)展.隨著搭接長度的增加，套筒壓應(yīng)變呈增加趨勢(shì)，最大壓應(yīng)變對(duì)應(yīng)的荷載也增大，經(jīng)歷壓應(yīng)變過程也長，壓應(yīng)變結(jié)束也晚.從試驗(yàn)結(jié)果來看，絕大部分SG2測(cè)點(diǎn)產(chǎn)生壓應(yīng)變，但數(shù)值較小，無明顯規(guī)律.

套筒環(huán)向應(yīng)變由兩部分力引起，一是套筒本身受軸向力，在加載過程中，鋼筋拉力通過灌漿料的粘結(jié)力傳遞到套筒壁，套筒壁受到剪應(yīng)力，后產(chǎn)生軸向拉(壓)力，環(huán)向收縮(膨脹),產(chǎn)生壓(拉)應(yīng)變.二是灌漿料膨脹變形,使套筒環(huán)向受拉,產(chǎn)生環(huán)向拉應(yīng)變.

(a) 100 mm試件

(b) 200 mm試件

(c) 300 mm試件 圖15 SG1測(cè)點(diǎn)荷載-套筒環(huán)向應(yīng)變曲線

由3.2節(jié)分析知，搭接長度長的試件，套筒近鋼筋側(cè)所受的軸向拉力大，引起套筒的環(huán)向極限壓應(yīng)變大.而相同拉力下，在套筒中部，搭接長度長的試件，徑向應(yīng)力σ較小，引起套筒環(huán)向拉應(yīng)力也小，兩種應(yīng)力疊加，搭接長度長的試件，套筒的環(huán)向極限壓應(yīng)變大.

4.2 套筒各測(cè)點(diǎn)環(huán)向應(yīng)變比較

圖16為試件典型的荷載-套筒環(huán)向應(yīng)變曲線.表4為達(dá)極限荷載時(shí)套筒環(huán)向應(yīng)變對(duì)比.加載初期，SG3拉應(yīng)變較大，加載后期，SG4拉應(yīng)變大于SG2，SG3拉應(yīng)變大于SG1，即套筒端部應(yīng)變大于套筒中部應(yīng)變，說明套筒端部灌漿料的膨脹比內(nèi)部大；加載后期，SG3測(cè)點(diǎn)應(yīng)變大于SG4，說明在套筒端部靠近鋼筋處套筒拉應(yīng)變大于遠(yuǎn)離鋼筋處套筒拉應(yīng)變，即如圖7(b)所示，近鋼筋處灌漿料膨脹力大，遠(yuǎn)鋼筋處灌漿料膨脹力小.

由圖16可見，加載后期，隨著荷載增大，SG3測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變出現(xiàn)減小現(xiàn)象，即荷載-應(yīng)變曲線振蕩，SG4測(cè)點(diǎn)也出現(xiàn)類似現(xiàn)象，但由于其本身數(shù)值小，振蕩幅度也小.SG3,SG4應(yīng)變片曲線振蕩是由端部灌漿料開裂并出現(xiàn)大面積脫落引起.

圖16 SG1,SG2,SG3,SG4測(cè)點(diǎn)荷載-應(yīng)變曲線

由表4可知，對(duì)于200 mm及以下搭接長度的套筒(100-3試件除外)，SG1,2測(cè)點(diǎn)均為拉應(yīng)變.原因如下：由表3知，套筒及灌漿料所受的合力為壓力，截面應(yīng)力分布見圖13(d)，13(e)，構(gòu)件中部近鋼筋處套筒受壓，環(huán)向膨脹，引起套筒環(huán)向拉應(yīng)變，套筒所受的灌漿料膨脹力引起的拉應(yīng)變也大，形成SG1測(cè)點(diǎn)拉應(yīng)變.構(gòu)件中部遠(yuǎn)離鋼筋處套筒受壓力或拉力，由于搭接長度短，套筒所受的灌漿料膨脹力引起的拉應(yīng)變也大，SG2測(cè)點(diǎn)仍為環(huán)向拉應(yīng)變.

由表4可知，長度為250 mm、300 mm的套筒，SG1,SG2測(cè)點(diǎn)為拉或壓應(yīng)變.由表3知，接頭套筒及灌漿料所受的合力多為較小拉力，套筒截面應(yīng)力分布見圖14(d),(e)，構(gòu)件中部近鋼筋處套筒為軸向拉應(yīng)變，產(chǎn)生環(huán)向的壓應(yīng)變，當(dāng)環(huán)向的壓應(yīng)變大于套筒灌漿料膨脹拉應(yīng)變時(shí)，SG1測(cè)點(diǎn)為壓應(yīng)變，反之SG1測(cè)點(diǎn)為拉應(yīng)變；構(gòu)件中部遠(yuǎn)離鋼筋處套筒亦然.

試件搭接長度變化，接頭橫截面所受的拉力位置改變，引起接頭橫截面套筒、灌漿料、鋼筋應(yīng)變改變.

從表4看出，當(dāng)套筒長度大于等于250 mm時(shí)，極限荷載時(shí)套筒中部SG1,2應(yīng)變均小于824με，鋼材未屈服，具有一定的安全儲(chǔ)備，當(dāng)套筒長度小于250 mm時(shí)，個(gè)別試件套筒端部SG3,4測(cè)點(diǎn)環(huán)向拉應(yīng)變特別大，是試件偏心引起鋼筋擠壓套壁引起.

在極限荷載時(shí)測(cè)點(diǎn)平均應(yīng)變與搭接長度的關(guān)系如圖17所示，隨著搭接長度的增大(100 mm搭接長度試件由于偏心影響較大，結(jié)果不列入其中)，各測(cè)點(diǎn)的極限應(yīng)變總體皆呈降低的趨勢(shì)；SG1(SG3)測(cè)點(diǎn)曲線下降段的斜率大于SG2(SG4)測(cè)點(diǎn)，這主要是由于SG1,3測(cè)點(diǎn)位于貼近鋼筋一側(cè)，套筒長度的變化對(duì)這一側(cè)的影響較為顯著.

250 mm長試件達(dá)極限荷載時(shí)，套筒表面應(yīng)力大，約為3 MPa，推斷套筒與灌漿料間可能存在微量滑移；250 mm長試件都是鋼筋拉斷，但破壞狀態(tài)下，鋼筋與灌漿料間也存在微量滑移，因此接頭的變形問題值得研究，接頭加載、卸載后的殘余變形試驗(yàn)是下一步研究的重點(diǎn).

圖17 極限荷載時(shí)測(cè)點(diǎn)平均應(yīng)變-搭接長度曲線

5 結(jié) 論

1)由于試件偏轉(zhuǎn)，接頭的力-位移曲線屈服臺(tái)階不明顯，絕大部分接頭剛度小于對(duì)應(yīng)鋼筋的剛度，接頭延性小于鋼筋延性.實(shí)際應(yīng)用中由于接頭周邊有混凝土約束，可避免這種現(xiàn)象.鋼筋拉斷破壞試件的極限承載力與單根鋼筋相近.由于套筒約束，接頭搭接長度大大減少.

2)搭接長度小時(shí)，套筒中鋼筋近拉力P的一段出現(xiàn)滑移，接頭中部鋼筋拉力大，筒壁及灌漿料受壓；當(dāng)搭接長度大時(shí)，套筒中鋼筋未出現(xiàn)滑移，接頭中部鋼筋拉力小，筒壁及灌漿料受拉.

3)搭接接頭套筒中部拉力比對(duì)接接頭小，對(duì)套筒材料抗拉性能要求低，搭接接頭鋼筋通過灌漿料傳遞到套筒上的剪應(yīng)力比對(duì)接接頭小，套筒內(nèi)壁與灌漿料的界面作用力小，對(duì)套筒與灌漿料的界面粘結(jié)性能要求低.

4)試件搭接長度變化，接頭橫截面所受的拉力位置改變，接頭橫截面應(yīng)變改變.

5)隨著搭接長度增大，套筒中部近鋼筋側(cè)環(huán)向最大壓應(yīng)變也增大，經(jīng)歷壓應(yīng)變過程也長.

6)套筒端部環(huán)向拉應(yīng)變比中部拉應(yīng)變大；套筒近鋼筋側(cè)拉應(yīng)變比遠(yuǎn)離鋼筋側(cè)拉應(yīng)變大；搭接長度增大時(shí)，接頭極限荷載時(shí)套筒各測(cè)點(diǎn)環(huán)向拉應(yīng)變總體呈降低的趨勢(shì).

7)后續(xù)擬進(jìn)行接頭加載、卸載后的殘余變形和改變兩根鋼筋相對(duì)位置、接頭[16]在高應(yīng)力、大變形反復(fù)荷載作用下的試驗(yàn)，對(duì)接頭的性能進(jìn)行更深入的研究.

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10.16339/j.cnki.hdxbzkb.2017.09.010

2016-09-07

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51322803),National Natural Science Foundation of China(51322803)

余瓊(1968—)，女，安徽廬江人，同濟(jì)大學(xué)副教授，碩士生導(dǎo)師

，E-mail：yiongyu2005@163.com

TU375

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