余 瓊，王子沁，白少華，范寶秀，張 志，董經民，陳振海，宮 鑫

(1.同濟大學 結構防災減災工程系，上海 200092；2.山西建筑工程集團有限公司，太原 030006；3.山西二建集團有限公司，太原 030013)

套筒灌漿是比較成熟的預制裝配混凝土結構鋼筋連接技術之一，廣泛應用于工程中，該連接采用套筒灌漿對接連接形式，套筒口徑較小，一般比鋼筋大25 mm左右，對施工精度要求高，當多根鋼筋同時插入套筒時，施工難度較大。

套筒灌漿搭接連接是一種新型的鋼筋連接型式，見圖1，在兩搭接鋼筋外部放置套筒，注入灌漿料，實現(xiàn)鋼筋的連接，這是筆者提出的鋼筋連接專利技術[1]。該連接具有套筒直徑較大，施工便利、灌漿易密實、造價低等優(yōu)勢。

圖1 套筒灌漿搭接Fig.1 Grouted sleeve lapping connector

該接頭利用鋼筋搭接傳力，套筒約束兩根鋼筋及灌漿料，提高接頭的承載力。近年來該接頭的單向拉伸試驗[2-3]和應用該接頭的預制剪力墻[4]和框架柱[5]的擬靜力試驗研究表明，該接頭受力合理，能有效傳遞鋼筋應力，降低鋼筋搭接長度，并且有著較好的延性性能。但該種接頭的套筒應變尤其是縱向應變研究較少，受拉機理尚不明確。

本文進行36個鋼筋套筒灌漿搭接接頭的單向拉伸試驗，以鋼筋直徑、搭接長度為研究參數(shù)，分析了套筒縱向、環(huán)向及套筒內、外鋼筋應力應變曲線及試件的剛度、伸長比例和延性，得到了套筒縱向、環(huán)向應力分布規(guī)律以及鋼筋的應變變化規(guī)律，分析了搭接接頭的傳力路徑及受力機理，提出了接頭極限黏結強度與臨界搭接長度計算公式，為搭接接頭設計提供理論依據(jù)。

1 試驗概況

1.1 材性試驗

灌漿料采用某公司的H-40灌漿料。根據(jù)GB/T 17671—1999《水泥膠砂強度檢驗方法》[6]，測得40 mm×40 mm×160 mm的試件抗壓強度為61.6 MPa，抗折強度為7.2 MPa；測得150 mm×150 mm×150 mm的試件劈裂抗拉強度為3.7 MPa。

鋼筋采用強度等級HRB400，鋼筋實測屈服強度見表1。

表1 鋼筋材料性能Tab.1 Material properties of rebar

鋼套筒采用Q235B熱軋無縫鋼管，屈服強度≥235 MPa，抗拉強度375～500 MPa，斷后伸長率≥25%。

1.2 試件設計及量測內容

考慮施工中接頭鋼筋相對位置較不利的工況，試件預留鋼筋在套筒兩端進行點焊(固定鋼筋位置)，后插入鋼筋緊貼預留鋼筋并沿套筒直徑方向放置(試驗中，由于澆筑影響，兩鋼筋間略存在縫隙)，套筒內灌入無收縮灌漿料。試驗取接頭處于最不利的情況(無側向約束)進行，由于兩鋼筋搭接，套筒無側向約束，在加載中試件發(fā)生圖2所示的偏轉，使套筒上下兩鋼筋有趨于共線的趨勢。

圖2 加載后試件偏轉情況Fig.2 Specimen deflection after loading

試件共有12組，套筒內徑D為79 mm，套筒壁厚t為3.5 mm，改變鋼筋直徑d(分別為20、22、25 mm)及搭接長度L(分別為6d、8d、10d、12.5d)。試件示意見圖3。

圖3 試件示意(mm)Fig.3 Schematic diagram of specimen (mm)

沿預留、后插入鋼筋縱向分別貼放應變片SG1～4，沿套筒縱向貼放應變片SG9～14(SG11～SG14僅用于鋼筋直徑d=25 mm的試件，SG9、SG10為1/2長度截面，SG11、SG12為1/3長度截面，SG13、SG14為1/6長度截面)，沿套筒環(huán)向貼放應變片SG5～8。應變片具體位置見圖4。

圖4 應變片粘貼位置(mm)Fig.4 Layout of strain gauges (mm)

1.3 試驗裝置及加載方案

加載采用同濟大學萬能試驗機，試驗裝置見圖5。試驗開始時以1 kN/s的應力速率加載至表2規(guī)定的荷載值(接近鋼筋的屈服荷載)，后以10 mm/min的分離速率加載，直至試件發(fā)生破壞。

圖5 試驗裝置示意Fig.5 Test setup

表2 加載速率變化時對應的荷載值Tab.2 Corresponding load when the loading rate changes

2 試驗結果

2.1 破壞情況

試驗取接頭處于最不利的情況(無側向約束)進行，試驗結果表明試件有鋼筋拉斷和鋼筋拔出兩種破壞形式，見圖6(a)、7(a)。

圖6 試件鋼筋拉斷破壞Fig.6 Rebar tensile failure of specimen

對于搭接長度L=6d的試件均發(fā)生鋼筋拔出破壞。達到試件極限強度時，鋼筋尚未發(fā)生屈服，但鋼筋從灌漿料中拔出，承載力迅速下降，發(fā)生滑移破壞。

對于L=8d和絕大多數(shù)L=10d的試件，同樣也發(fā)生鋼筋拔出破壞。但與L=6d的試件不同的是，在試件達到承載力極限狀態(tài)前，鋼筋達到屈服和強化階段。

對于L=12.5d和少數(shù)L=10d的試件，破壞形態(tài)為套筒外部鋼筋拉斷破壞。灌漿料端部也出現(xiàn)局部破壞，但對試件承載力影響不大，其承載力主要取決于鋼筋母材的力學性能。

固定端和加載端破壞情況有差異。試件固定端一側破壞形態(tài)多為兩鋼筋搭縫間灌漿料開裂，見圖7(a)；試件加載端主要為鋼筋與套筒間灌漿料局部擠壓破碎，見圖6(b)、7(b)，灌漿料破壞比固定端嚴重。其原因見圖8，試件固定端預留鋼筋靠近套筒，套筒對其約束作用大；加載端后插入鋼筋與套筒稍遠，套筒對其約束小，因此加載端后插入鋼筋變形大，其周圍灌漿料也破壞嚴重。

圖7 試件鋼筋拔出破壞Fig.7 Rebar pullout failure of specimen

圖8 試件兩端局部變形情況Fig.8 Local deformation in both ends of specimen

2.2 承載能力

表3列出了各試件的破壞形態(tài)、屈服荷載Py、實測屈服強度fy、極限荷載Pu、極限抗拉強度fu、實測屈服強度與鋼筋屈服強度標準值之比fy/fyk、極限抗拉強度與屈服強度比(強屈比)fu/fy。

表3 試驗結果Tab.3 Test results

JGJ 355—2015《鋼筋套筒灌漿連接應用技術規(guī)程》[7]規(guī)定：接頭的抗拉強度與連接鋼筋的抗拉強度標準值比值fu/fuk大于1，且破壞時應斷于接頭外鋼筋；接頭屈服強度與連接鋼筋屈服強度標準值比值fy/fyk大于1.GB 50011—2010《建筑抗震設計規(guī)范》[8]規(guī)定鋼筋的抗拉強度實測值與鋼筋屈服強度實測值的比值fu/fy不應小于1.25，鋼筋屈服強度實測值與屈服強度標準值比fy/fyk不應大于1.3，本試驗中套筒長度為12.5d的試件均滿足以上要求。

圖9為鋼筋直徑、搭接長度對試件極限承載力的影響。鋼筋直徑越大，試件極限承載能力越高，這主要是由于鋼筋與灌漿料的接觸面積和鋼筋的強度隨著鋼筋直徑增大而變大；而當鋼筋直徑不變時，發(fā)生滑移破壞時(搭接長度在10d及以下)，隨著搭接長度增加，試件的承載力增大。當發(fā)生鋼筋拉斷破壞時，試件承載基本相同。

圖9 鋼筋直徑、搭接長度對試件極限承載力的影響Fig.9 Effect of rebar diameter and lapping length on ultimate bear capacity of specimen

圖10為鋼筋直徑、搭接長度對試件極限黏結應力的影響(L=12.5d的試件均為鋼筋拉斷破壞未列入其中)，發(fā)現(xiàn)鋼筋直徑以及鋼筋搭接長度對試件平均極限黏結強度影響不明顯。

圖10 鋼筋直徑、搭接長度對試件極限黏結應力的影響Fig.10 Effect of rebar diameter and lapping length on ultimate bond stress of specimen

2.3 試件荷載-平均應變曲線

圖11(a)～(c)為試件具有代表性的荷載-平均應變曲線與鋼筋材性試驗曲線對比。其中平均應變?yōu)樵囼灆C加載點兩端相對位移與加載點之間距離的比值?？偟膩碚f，搭接接頭的荷載-平均應變曲線無明顯的屈服臺階，主要是由于試驗鋼筋不在一條直線上、試件存在偏轉引起。圖11(d)為試件典型鋼筋拔出、鋼筋拉斷的荷載-平均應變曲線與鋼筋材性試驗曲線對比，鋼筋拉斷試件與鋼筋材性試驗曲線基本吻合，鋼筋性能利用充分；滑移試件達極限承載力時，由于錨固能力不足，鋼筋與灌漿料間產生滑移，曲線進入迅速下降段(圖11(d)中BC段)，后進入平緩的下降段(圖11(d)中CD段)，此時為鋼筋與灌漿料間摩擦力起作用。

圖11 荷載-平均應變曲線Fig.11 Load-mean stain curves

當鋼筋直徑相同時，搭接長度越大試件的初始剛度越大。這主要是由于荷載相同時，搭接長度較大的試件平均黏結應力較小，由鋼筋肋間灌漿料的壓縮變形和局部破碎導致的鋼筋微量滑移引起的變形小。試件的剛度略小于鋼筋的剛度，試件屈服應變大于鋼筋的屈服應變，這主要是因為本試驗接頭存在偏轉導致。

2.4 試件屈服應變、伸長比例及位移延性系數(shù)

表3中列出了試件的屈服應變、伸長率(極限應變)和位移延性系數(shù)，本試驗中接頭伸長比例是最大力下的兩加載點之間的位移量與兩加載點距離的比值，即極限荷載時接頭的平均應變。位移延性系數(shù)Rd=δu/δy，其中δu是試件極限承載力對應的位移，δy是試件的屈服位移。

鋼筋滑移試件的屈服應變是0.026 0～0.043 5，拉斷試件的屈服應變是0.023 4～0.032 6。拉斷試件的屈服應變大于鋼筋材性試驗的屈服應變(約為0.018 5)，這主要是因為本試驗接頭存在偏轉，導致兩加載點間變形增加。

鋼筋滑移試件的伸長比例是3.4%～10.97%，拉斷試件的伸長比例是9.53%～11.43%。拉斷試件的伸長比例與鋼筋材性試驗的伸長率相近，約為10%。

鋼筋滑移試件的位移延性系數(shù)是1.54～4.13，拉斷試件的位移延性系數(shù)是3.31～4.30。拉斷試件的位移延性系數(shù)小于鋼筋材性試驗的位移延性系數(shù)(約為6)。

在拉伸過程中，套筒偏轉會使套筒兩端鋼筋加載點間產生位移增量，加載達屈服時，試件屈服位移中該位移增量占比較大；而加載達到極限荷載時，由于鋼筋伸長、滑移等因素，該位移增量占比變小，導致試件的位移延性系數(shù)略有降低。在實際結構中，由于套筒周圍混凝土對接頭偏轉的約束，無該因素降低延性。同時根據(jù)孫佳秋[9]試驗，增加有效防偏裝置后，8d、10d、12d拉斷試件的延性系數(shù)分別為3.81、3.66、4.33，可見偏轉引起的延性降低很小，幾乎可以忽略。

表4、5分別列出了試件的伸長比例和位移延性系數(shù)平均值。

表4 試件最大力下的伸長比例Tab.4 Elongation of specimen under maximum force

表5 試件位移延性系數(shù)Tab.5 Displacement ductility coefficient of specimen

從表4、5中可知，當鋼筋直徑相同時，L/d越大，試件的伸長比例及位移延性系數(shù)越大，表明試件的延性越好，這是由于錨固長度越長，試件承載力越大，試件破壞形態(tài)由鋼筋拔出變?yōu)殇摻罾瓟?，鋼筋由未屈服達到屈服并向強化段發(fā)展，鋼筋屈服應變、變形發(fā)展越充分，伸長比例以及位移延性系數(shù)越大。

美國規(guī)范ACI-318[10]及英國規(guī)范BS8110[11]中規(guī)定接頭的位移延性系數(shù)Rd=δu/δy≥4。L/d=12.5時，試件延性系數(shù)基本接近4，基本滿足規(guī)范要求。鋼筋直徑對試件的延性無明顯影響規(guī)律。

3 試驗應變分析

3.1 試驗的套筒縱向應變

套筒的縱向應變也由兩部分力引起，一是鋼筋黏結力引起套筒的剪應力形成套筒的軸向力，前文分析的就是該力；二是灌漿料膨脹變形，使套筒環(huán)向受力，由于泊松比效應，引起的縱向受力，該力所占比例較小。

圖12為套筒1/2長度截面近、遠鋼筋側典型的縱向應變SG9、SG10的荷載-應變曲線。套筒1/2長度截面近、遠鋼筋側套筒的縱向應變SG9、SG10在加載前期為拉應變，隨著荷載的增大，逐漸轉變?yōu)閴簯?。搭接長度越長，套筒縱向應變拉-壓轉變荷載逐漸增大，即套筒受拉狀態(tài)持續(xù)越長。具體原因分析見4.2節(jié)。

圖12 套筒1/2長度截面典型的荷載-縱向應變曲線Fig.12 Typical load-longitudinal strain curves of middle section of sleeve

圖13為相對搭接長度對套筒1/2長度截面所受的最大縱向拉應變影響圖，套筒最大的縱向拉力發(fā)生在開始加載到拉壓轉變荷載間。近鋼筋側套筒縱向拉應變SG9隨著搭接長度增大而增大，近鋼筋側筒縱向拉應變SG10該規(guī)律不充分。

圖13 相對搭接長度對套筒1/2長度截面最大拉應變的影響Fig.13 Effect of relative lapping length on the maximum tensile strain in middle section of sleeve

圖14為相對搭接長度對極限荷載時套筒1/2長度截面近、遠鋼筋側縱向壓應變SG9、SG10極值的影響圖，遠鋼筋側套筒縱向壓應變SG10隨著搭接長度增大而變小，近鋼筋側筒縱向壓應變SG9與相對搭接長度相關性不明顯。

圖14 相對搭接長度對極限荷載時套筒1/2長度截面縱向壓應變極值的影響Fig.14 Effect of relative lapping length on the maximum longitudinal compressive strain in middle section of sleeve under ultimate load

隨搭接長度的增大，套筒拉-壓轉化荷載增大，套筒受拉發(fā)展越充分，套筒拉力越大，拉應變越大，當搭接長度長時，一般為鋼筋拉斷破壞，試件受壓階段短，所以極限壓應變也小，這是隨搭接長度變化套筒中部縱向應變的發(fā)展一般規(guī)律。隨著搭接長度增加，加載初期，近鋼筋側(SG9)套筒縱向拉應變大，該規(guī)律展現(xiàn)充分，而遠鋼筋側拉應變小，該規(guī)律展現(xiàn)不充分；極限荷載時遠鋼筋側(SG10)套筒縱向壓應變變小，該規(guī)律展現(xiàn)充分，近鋼筋側(SG9)受偏轉引起的壓應變影響，該規(guī)律不明顯。

圖15為搭接長度12.5d時典型的套筒1/2、1/3、1/6長度截面的近、遠鋼筋側的荷載-縱向應變曲線比較，在加載前期，近鋼筋側套筒所受到的拉力大于遠鋼筋側套筒所受拉力(圖15(c)中加載前期套筒1/6長度截面均受壓，是由于試件偏轉的影響)；加載后期，近鋼筋側套筒縱向壓力大于遠鋼筋側縱向壓力。說明整個加載過程中，套筒近鋼筋側的應變大于遠鋼筋側。試驗中，套筒縱向受拉時拉應變值小，縱向受壓時壓應力值略大，但未均超過鋼材的屈服應變，表明鋼套筒始終處于彈性工作狀態(tài)。

圖15 25-12.5-1試件不同截面近、遠鋼筋側套筒荷載-縱向應變曲線對比Fig.15 Comparison of load-longitudinal strain curves of specimen 25-12.5-1 in different sections of sleeve

3.2 試驗套筒環(huán)向應變

3.2.1 套筒1/2長度截面

圖16為套筒1/2長度截面近、遠鋼筋側環(huán)向應變SG5、SG6的荷載-應變曲線。

圖16 套筒1/2長度截面荷載-環(huán)向應變曲線Fig.16 Load-circumferential strain curves of middle section of sleeve

套筒環(huán)向應變也由兩部分力引起，一是灌漿料膨脹變形，使套筒環(huán)向受拉；二是鋼筋黏結力引起套筒的剪應力形成套筒的軸向力，由于泊松比效應，套筒出現(xiàn)環(huán)向應力，該力所占比例較小。

在加載初期，套筒1/2長度截面近鋼筋側環(huán)向應變SG5主要由套筒的縱向應力控制。由于套筒整體縱向受拉，在泊松效應的影響下套筒徑向收縮，表現(xiàn)為壓應變；而在加載的過程中灌漿料膨脹逐漸起控制作用，套筒環(huán)向轉變?yōu)槔瓚?。鋼筋直徑相同時，試件的搭接長度越大，套筒環(huán)向受壓段越明顯，壓-拉轉變荷載越大，這是由于搭接長度越大的試件平均黏結應力越小，其環(huán)向膨脹越小，環(huán)向壓應變持續(xù)時間長，出現(xiàn)環(huán)向拉應變也越晚，壓-拉轉變荷載越大。

套筒1/2長度截面遠鋼筋側的荷載-應變曲線隨搭接長度變化的趨勢與近鋼筋側相似，但直徑為25 mm的鋼筋近、遠鋼筋側曲線相似程度最高(即錨固長度為12.5d直徑為25 mm的鋼筋加載前期環(huán)向有明顯受壓段，其余試件受壓段不明顯)，這是由于鋼筋直徑越大，兩搭接鋼筋距離遠鋼筋側越近，對其影響越大。

3.2.2 套筒邊緣截面

圖17為試件套筒邊緣截面近、遠鋼筋側環(huán)向應變SG7、SG8的荷載-應變曲線。在加載的整個過程中，套筒邊緣截面環(huán)向應變均為拉應變。

圖17 套筒邊緣截面荷載-環(huán)向應變曲線Fig.17 Load-circumferential strain curves of edge section of sleeve

對于近鋼筋側環(huán)向應變(SG7)達到鋼材的屈服應變前，鋼筋直徑相同的荷載-應變曲線幾乎重合，且基本為直線。套筒發(fā)生環(huán)向屈服后，試件荷載-應變曲線出現(xiàn)明顯轉折，套筒應變急劇增大，但由于這種環(huán)向屈服是發(fā)生在局部范圍內的，因此試件的承載力仍保持繼續(xù)增長。試件發(fā)生破壞時，套筒應變很大，部分試件應變片破壞。但由于其變形未超過套筒母材的實際極限拉應變，因此，未觀察到套筒鋼材斷裂現(xiàn)象。

而遠鋼筋側環(huán)向應變(SG8)均較小，未超過套筒母材的屈服強度，套筒處于彈性工作狀態(tài)。

3.2.3 套筒遠鋼筋側1/2長度截面(SG6)、端部截面(SG8)環(huán)向應變比較

圖18為遠鋼筋側套筒1/2長度截面(SG6)、端部截面(SG8)典型的荷載-應變曲線。總體上看，加載前期，邊緣截面環(huán)向拉應變的發(fā)展速度比1/2長度截面快，同樣荷載下邊緣截面環(huán)向拉應變大于中部截面，但隨著荷載的增加，邊緣截面應變開始反方向發(fā)展，即荷載增加，套筒邊緣截面環(huán)向應變降低，這說明邊緣截面的灌漿料開始出現(xiàn)微裂縫及損傷，隨荷載的增大遠鋼筋側環(huán)向應變SG8應變進一步降低，最后SG8比SG6小得多。

圖18 SG6與SG8測點典型曲線(搭接長度10d試件)Fig.18 Typical curves at SG6 and SG8 (specimens with lapping length of 10d)

試件分別處于75 kN荷載與最大承載力時，套筒1/2長度截面與邊緣截面遠鋼筋側環(huán)向應變平均值比較見圖19。在75 kN荷載下，試件遠鋼筋側1/2長度截面環(huán)向應變SG6均小于邊緣截面環(huán)向應變SG8。在極限荷載下，試件遠鋼筋側1/2長度截面環(huán)向應變SG6比邊緣截面環(huán)向應變SG8大得多。原因分析見4.2節(jié)。

圖19 75 kN荷載與極限荷載時SG6與SG8平均值比較Fig.19 Comparison of mean strain at SG6 and SG8 under 75 kN and ultimate load

3.3 鋼筋縱向應變

圖20為后插入鋼筋(SG1)及預留鋼筋(SG2)在套筒外部的典型的荷載-應變曲線(屈服前兩者應變相差不大)。套筒外鋼筋應變曲線表現(xiàn)出一定的屈服臺階，但與鋼筋相比，屈服臺階偏短。

圖20 套筒外典型鋼筋荷載-應變曲線Fig.20 Typical load-strain curves of rebar outside sleeve

圖21為套筒內部后插入、預留鋼筋應變測點SG3、SG4的典型荷載-應變曲線。由于外部鋼筋傳給接頭的荷載部分通過鋼筋與灌漿料之間的相互作用傳遞，因此在同樣荷載下，內部的應變小于鋼筋材性試驗的應變，由于鋼筋材性試驗屈服平臺較長(2×103～2×104)，圖中鋼筋材性曲線為部分曲線，并未表示出鋼筋的強化段，故試件達極限承載力時鋼筋還未進入強化段。

圖21 套筒內1/2長度截面位置典型鋼筋荷載-應變曲線Fig.21 Typical load-strain curves of rebar in middle section of sleeve

4 接頭受拉工作機理及套筒黏結應力分析

4.1 接頭受力機理

圖22為鋼筋套筒灌漿搭接接頭傳力路徑示意圖。傳力路徑有三種，通過兩鋼筋肋間灌漿料斜肢傳力(當兩鋼筋貼近時，兩鋼筋貼近點處無該力，貼近點以外兩鋼筋間該力也較小，當兩鋼筋間有一定距離時，該力變大)、兩鋼筋間力通過鋼筋外灌漿料直接傳遞以及兩鋼筋間力通過灌漿料-套筒-灌漿料傳遞。第一個傳力途徑占比較小。

圖22 鋼筋套筒灌漿搭接接頭傳力路徑示意Fig.22 Force transmission paths of grouted sleeve lapping connecter

而套筒灌對接接頭處力路徑只有兩種：兩鋼筋間力通過灌漿料-套筒-灌漿料傳遞、兩鋼筋間力通過灌漿料直接傳遞，由于灌漿料抗拉強度有限，因此套筒傳力占主導作用。

圖23為套筒約束下兩鋼筋非貼近狀態(tài)下肋間傳力情況示意圖。接頭受拉時，兩根鋼筋受力方向相反，而兩根鋼筋都是帶肋的，并且約束在套筒中，鋼筋對灌漿料的作用見圖23(a)，有剪應力τ及斜壓應力σ。肋間灌漿料斜肢受力情況見圖23(b)，σ又分解為τ′及σ′，σ′使鋼筋周邊灌漿料產生徑向膨脹，見圖23(c)。τ′為剪應力，使鋼筋肋間灌漿料所產生的主拉應力σz使斜肢受拉，見圖23(d)，σz使斜肢出現(xiàn)撕裂裂縫如圖23(e)，灌漿料對鋼筋反力σ′引起鋼筋的分離趨勢如圖23(f)。

圖23 套筒灌漿搭接接頭鋼筋傳力情況Fig.23 Force transmission situations of grouted sleeve lapping connector

由于兩根鋼筋的對套筒的作用力方向相反，這樣兩鋼筋對套筒作用的力大部分抵消，套筒所受的力小；而套筒約束的是兩根鋼筋的引起的灌漿料膨脹及兩根鋼筋的分離趨勢，套筒對鋼筋的約束大。

4.2 套筒內壁黏結應力分析

徐有鄰[12]通過拔出試驗測得長錨試件與短錨試件鋼筋與混凝土之間的黏結應力沿錨固長度的分布隨荷載的變化規(guī)律分別見圖24(a)、24(b)。加載過程中黏結應力的發(fā)展，就是每一階段沿鋼筋縱向的最大的黏結應力由加載端向自由端變化的過程。

圖24 鋼筋-混凝土黏結應力沿錨固長度的分布Fig.24 Distribution of rebar-concrete bond stress along anchorage length

圖25(a)為加載初期，在搭接長度范圍內，兩鋼筋與灌漿料之間的黏結應力τb分布[13]，而當加載至接近極限荷載時，τb分布見圖27(a)。

在套筒縱向，套筒壁所受到的作用為兩鋼筋與灌漿料之間黏結力通過灌漿料傳遞至筒壁作用的疊加。由于兩鋼筋作用力方向相反，引起的灌漿料對套筒筒壁作用相反，相互抵消，套筒所受軸向力小。

影響套筒縱向力的因素有：1)鋼筋-灌漿料黏結力的大小和方向；2)套筒上點與鋼筋的距離，距離越近，套筒所受力越大。

兩根鋼筋的黏結應力沿長度方向是反對稱的，在套筒1/2長度截面處，兩根鋼筋與灌漿料之間的黏結力大小相等，方向相反(圖25(a)、27(a)中τ1等于τ2)。則在套筒1/2長度截面處的筒壁上，到兩鋼筋距離相等的點A、A′處受到的黏結力作用為0，圖26為套筒1/2長度截面黏結力分布，圖中“●”表示垂直平面向外，“×”表示垂直平面向里，符號的大小即表示黏結力的大小。套筒上B、C兩點所受黏結應力方向相反。

圖25 加載初期套筒所受黏結應力分析Fig.25 Sleeve-grout bond stress at early stage of loading

圖26 1/2長度截面套筒與灌漿料間沿套筒縱向黏結應力分布示意Fig.26 Distribution of longitudinal sleeve-grout bond stress in middle section of sleeve

加載初期，由于鋼筋與灌漿料之間的黏結力分布不均勻，圖25(a)中，靠近兩根鋼筋受拉端的黏結應力較大，而靠近鋼筋自由端位置，鋼筋與灌漿料之間的黏結力幾乎為0，因此對于套筒端部截面，套筒與灌漿料的黏結應力主要由受拉鋼筋決定。

試件加載端，由于后插入鋼筋所受的黏結力遠大于預留鋼筋所受的黏結力，因此該截面上套筒所受的黏結力大小及方向由后插入鋼筋決定，套筒與后插入鋼筋較近處黏結力較大，較遠處則較小，試件加載端處的遠、近鋼筋側套筒所受的黏結力與后插入鋼筋受拉方向一致。

試件的固定端則與加載端相反，固定端截面上套筒所受黏結力主要由預留鋼筋決定，固定端遠、近鋼筋側套筒所受的黏結力與預留鋼筋受拉方向一致。

在1/2長度截面處的遠鋼筋側套筒上B點所受的黏結力與后插入鋼筋受拉方向一致，在近鋼筋側C點與預留鋼筋受拉方向一致；故試件套筒所受黏結力見圖25(b)，近鋼筋側黏結力為0的點C′偏向加載端一側，遠鋼筋端黏結力為0的點B′偏向固定端一側，可見套筒在加載初期灌漿料給套筒的黏結力方向相背離，套筒軸向受拉。試驗中套筒1/2長度截面加載前期近鋼筋及遠鋼筋側縱向最大拉應變見表6，可見理論分析與試驗結果吻合。從表中可以看出，套筒縱向最大拉應變?yōu)?95×10-6，應變很小。

在加載到極限狀態(tài)時，假設灌漿料無破壞情況，則鋼筋與灌漿料之間的黏結力分布見圖27(a)。與加載初期的分析類似，可以得到在極限荷載情況下時，在固定端處的遠、近鋼筋側套筒所受的黏結力與后插入鋼筋受拉方向一致；加載端處的遠、近鋼筋側套筒所受的黏結力與預留鋼筋受拉方向一致；由圖26可知，在1/2長度截面處的遠鋼筋側套筒所受的黏結力與后插入鋼筋受拉方向一致，在近鋼筋側與預留鋼筋受拉方向一致；圖27(b)為按照上述分析所繪制的極限荷載時試件套筒所受黏結力情況，可見加載后期灌漿料給套筒的黏結力方向相對，套筒軸向受壓。試驗中套筒1/2長度截面極限荷載時近鋼筋及遠鋼筋側縱向壓應變見表6，可見理論分析與試驗結果吻合。鋼筋拉斷試件套筒縱向最大壓應變?yōu)?02.1×10-5，可見應變很小。

圖27 極限荷載時套筒所受黏結應力分析Fig.27 Sleeve-grout bond stress under ultimate load

表6可看出，加載過程中套筒應變都很小，因此該接頭對套筒材料性能要求低。加載前期近鋼筋處的套筒縱向拉應變大于遠鋼筋處，極限荷載時近鋼筋的縱向壓應變大于遠鋼筋的壓應變，即近鋼筋上套筒的力大于遠鋼筋的，與機理分析中鋼筋與套筒距離越近、套筒所受力越大觀點吻合。

表6 試件1/2長度截面近鋼筋側及遠鋼筋側套筒縱向應變情況Tab.6 Longitudinal sleeve strain near or away from rebar in middle section of specimen

根據(jù)受力機理，以下分析搭接長度越長，套筒縱向應變拉-壓轉變荷載逐漸增大的原因。鋼筋在灌漿料中黏結應力變化過程即是鋼筋表面最大黏結力由加載端向自由端發(fā)展的過程，見圖24。搭接長度越長，鋼筋起作用的黏結應力區(qū)段越長，最大黏結力向自由端的發(fā)展越慢，即由加載初期圖25(a)狀態(tài)轉換為極限承載力圖27(a)狀態(tài)過程越慢，套筒縱向拉-壓轉變荷載越大。

根據(jù)受力機理，分析加載中邊緣截面及中部截面環(huán)向應變變化情況。加載初期套筒邊緣截面環(huán)向應變大于中部截面原因如下，表7列出了75 kN荷載下典型試件在套筒1/2長度截面的內部兩根鋼筋應變及合力情況，力F=AsEsεSG，As為鋼筋截面面積，Es為鋼筋彈性模量，取2.06×105MPa，εSG為鋼筋在套筒中部截面應變?？梢钥闯?，套筒中部截面鋼筋合力均小于外荷載75 kN，說明此時試件邊緣截面一根鋼筋受的力大于中部截面兩鋼筋的內力之和，根據(jù)受力機理圖23(c)，套筒的環(huán)向應變是由鋼筋產生的徑向膨脹力形成，因此邊緣截面環(huán)向膨脹力大于中部截面，即SG8大于SG6。在極限荷載下套筒端部遠鋼筋側的灌漿料脫落嚴重，套筒環(huán)向拉力迅速下降，故中部截面環(huán)向應變SG6大于SG8邊緣截面環(huán)向應變。

表7 75 kN荷載下套筒1/2長度截面內部鋼筋合力Tab.7 Resultant force of internal rebar in middle section of sleeve under 75 kN

5 極限黏結強度與臨界搭接長度計算

5.1 極限黏結強度

徐有鄰等[14]進行了月牙紋鋼筋的搭接對拉試驗，指出影響鋼筋搭接強度的因素有：砼強度、保護層厚度、配箍率和搭接長度，并根據(jù)試驗數(shù)據(jù)的回歸分析，得到鋼筋搭接極限強度的計算公式：

(1)

式中：l為搭接長度，c為混凝土保護層厚度，ρsv為配箍率，ft為混凝土抗拉強度。

類似的，若將套筒視為配箍，分析本試驗發(fā)生拔出破壞的試件可以得到，試件中鋼筋黏結強度和以下因素正相關：灌漿料強度fts、配箍率ρsv、套筒相對厚度D/d、相對搭接長度的倒數(shù)d/L。其中套筒配箍率為

(2)

(3)

5.2 臨界搭接長度

當鋼筋與灌漿料間黏結滑移破壞與鋼筋拉斷現(xiàn)象同時發(fā)生時，此時的搭接長度為臨界搭接長度，則有式(4)成立。其中fu取鋼筋材性試驗得到的鋼筋極限抗拉強度，鋼筋-灌漿料有效接觸面積折減系數(shù)η取0.9。

(4)

由式(3)、(4)得到套筒灌漿搭接接頭臨界搭接長度的計算公式：

(5)

由式(5)計算得到的各組試件的臨界搭接長度lcr和試驗中試件發(fā)生破壞的臨界搭接長度lcre的結果見表8，計算值與試驗值基本一致，式(5)可用于套筒設計。

表8 試件臨界搭接長度計算值與試驗值對比Tab.8 Comparison between calculated and experimental values of critical lapping length mm

6 結 論

通過36個鋼筋套筒灌漿搭接接頭單向拉伸試驗，得到主要結論如下，為按照本文構造方法澆筑的套筒灌漿接頭的應用提供參考。

1)當相對搭接長度相同時，鋼筋直徑越大，鋼筋與灌漿料的接觸面積越大，試件的極限承載力越高。而當鋼筋直徑不變時，發(fā)生滑移破壞時(搭接長度在10d及以下)，隨著相對搭接長度增加，試件的承載力增大，當發(fā)生鋼筋拉斷破壞時，試件承載基本相同。

2)鋼筋直徑相同時，搭接長度越大試件的初始剛度越大(略小于鋼筋母材的剛度)，且試件最大力下的伸長比例以及位移延性系數(shù)越大。

3)試驗中套筒1/2長度截面縱向應變在加載前期為拉應變，隨著荷載的增大，逐漸轉變?yōu)閴簯?。鋼筋直徑相同時，隨著搭接長度的增大，套筒縱向拉-壓轉變荷載逐漸增大；加載過程中近鋼筋側套筒縱向拉應變隨著搭接長度增大而增大，極限荷載時遠鋼筋側套筒縱向壓應變隨著搭接長度增大而變小。

4)在加載初期，套筒1/2長度截面近鋼筋側環(huán)向受壓，在加載后期環(huán)向逐漸轉變?yōu)槔瓚?。試件的搭接長度越大，壓-拉轉變荷載越大；加載前期，套筒邊緣環(huán)向應變值大于中部截面環(huán)向應變值；極限荷載時，端部灌漿料脫落，套筒中部環(huán)向應變值大于邊緣截面環(huán)向應變值。

5)給出接頭的傳力路徑，基于典型的鋼筋-混凝土黏結應力分布曲線，分析套筒縱向應力分布及發(fā)展過程，得出加載初期套筒縱向受拉，加載后期套筒縱向受壓，與試驗結果吻合。試驗結果表明套筒上近鋼筋側的縱向力大于遠鋼筋側的，與機理分析中鋼筋與套筒距離越近、套筒所受力越大觀點吻合。

6)基于試驗數(shù)據(jù)，擬合出了接頭極限黏結強度公式，提出套筒臨界搭接長度計算公式。