李 珂，陳雪祺，鄒曜遠，伍經(jīng)緯，凌云翔，朱銀紅

(桂林理工大學土木與建筑工程學院，廣西 桂林 541004)

0 引言

隨著預制裝配式建筑的不斷應用，鋼筋灌漿套筒連接技術越來越受到重視。近年來，國內外學者利用先進的技術和有限元分析軟件對灌漿套筒連接技術進行了深入研究，如任宏偉等[1]研發(fā)了灌漿套筒連接裝置，采用有限元軟件ABAQUS對試件進行了模擬加載分析，并研究灌漿套筒連接裝置節(jié)點破壞形態(tài)和連接性能，證明了灌漿套筒連接的可靠性與合理性；鄭永峰等[2-3]通過有限元分析及拉伸試驗，對9個鋼筋灌漿套筒連接接頭試件軸向工作原理、連接性能及設計方法進行了研究；吳濤等[4]開展了12個灌漿套筒連接試件拉拔試驗，研究了試件破壞形態(tài)與破壞過程、套筒應力與應變等，重點分析了筒壁應力與錨固長度、鋼筋直徑的關系；Ling等[5]分別對焊接鋼筋灌漿套筒、錐形灌漿套筒試件開展了單向拉伸試驗，結果表明錐形灌漿套筒黏結強度較焊接鋼筋灌漿套筒高25%～35%；Xu等[6]為評價未充分灌漿套筒連接件黏結性能，對4種不同形式的灌漿不足試件進行了試驗研究，分析了灌漿不足形態(tài)和缺陷程度對黏結破壞模式和黏結應力-滑移曲線的影響；鄭永峰等[7]采用Q345冷軋無縫鋼管制作了灌漿套筒，套筒外表面軋制凹形環(huán)肋；席江峰等[8]對目前裝配式套筒連接件灌漿密實度檢測常用的沖擊回波法、首波聲時法、超聲CT法及阻尼振動法進行了闡述。

本文通過開展單向拉伸試驗，研究冷軋無縫鋼管灌漿套筒力學性能，為研發(fā)成本更低、性能更優(yōu)的灌漿套筒提供參考。

1 試驗概況

1.1 試件設計

根據(jù)JG/T 398—2012《鋼筋連接用灌漿套筒》[9]的規(guī)定，采用Q345B冷軋無縫鋼管、φ22 HRB400螺紋鋼和M80高強度灌漿料制作27個灌漿套筒連接件。

套筒由無縫鋼管通過滾絲機冷軋而成，套筒外側可形成多道環(huán)狀倒凹槽，相應位置的內表面為圓弧形凸環(huán)肋(見圖1)。無縫鋼管長372mm，連接螺紋鋼長176mm。采用M80高強度無收縮鋼筋連接用套筒灌漿料進行人工壓力灌漿，灌漿后將灌漿料試件及灌漿套筒試件置于養(yǎng)護室內養(yǎng)護28d，養(yǎng)護溫度為20℃，相對濕度為90%，養(yǎng)護完成后存放于室內正常環(huán)境。

圖1 灌漿套筒示意

試件幾何參數(shù)與主要試驗結果如表1所示，以N4-D20-H1.5為例，該試件套筒每側設置4個間距為20mm、套筒內表面凸肋高度為1.5mm的環(huán)肋。

表1 試件幾何參數(shù)與主要試驗結果

對于發(fā)生鋼筋拉斷破壞的試件，測得其極限抗拉強度均大于鋼筋抗拉強度標準值，且鋼筋均在套筒外部拉斷；對于發(fā)生鋼筋拔出破壞的試件，測得其極限抗拉強度均大于1.1倍鋼筋抗拉強度標準值，滿足JGJ 107—2016《鋼筋機械連接技術規(guī)程》[10]中Ⅰ級接頭的要求。

1.2 材料性能

套筒冷軋用無縫鋼管與鋼筋實測材料屬性如表2所示。灌漿料水灰比為0.13，彈性模量為3.45×104MPa，流動度初始值為310mm，流動度30min保留值為275mm。與鋼筋灌漿套筒連接件同時制作、同條件養(yǎng)護的6個灌漿料試件3d抗壓強度平均值為62.3MPa，28d抗壓強度平均值為87.1MPa，灌漿料試件尺寸為160mm×40mm×40mm(長×寬×高)。

表2 無縫鋼管與鋼筋材料屬性

1.3 加載方案

單向拉伸試驗在鋼絞線萬能試驗機上進行，試驗機最大量程為1 000kN，應力加載速率為2MPa/s，試件發(fā)生鋼筋拉斷破壞或拔出破壞時停止加載，試驗過程中荷載及位移的變化由試驗機自動記錄。

1.4 應變片布置

在套筒中部及每側肋之間粘貼環(huán)向、軸向應變片，如圖2所示，以監(jiān)測加載過程中套筒表面的應變變化。

圖2 應變片布置

2 試驗結果與分析

2.1 傳力機理

當連接鋼筋一端受軸向拉力作用時，套筒凸肋處的錐楔作用[11]在肋表面產(chǎn)生斜向擠壓應力σ和斜向摩擦應力μσ，將σ，μσ沿軸向、環(huán)向分解，分別得到黏結應力τ和內壓力q(見圖3)。鋼筋作用于灌漿料的力傳至套筒，在套筒內表面凸肋處形成斜向接觸壓力，其軸向分力有效限制了灌漿料及鋼筋的拔出，環(huán)向分力約束了灌漿料劈裂膨脹變形，從而將力傳至另一端的連接鋼筋。

圖3 套筒傳力示意

由Morris[12]和Mains[13]的研究可知，長錨固鋼筋在混凝土中的黏結應力分布不均勻，峰值靠近套筒端部，且越靠近套筒中部應力越小。不均勻的應力分布形式對灌漿套筒內腔構造、破壞荷載及試件破壞形態(tài)具有一定影響。

2.2 破壞形態(tài)

部分試件發(fā)生鋼筋拔出破壞，破壞荷載多大于鋼筋抗拉強度，且鋼筋拔出端灌漿料發(fā)生局部碎裂并脫落，但無明顯的灌漿料拔出跡象，說明環(huán)肋有效限制了灌漿料與套筒之間的滑移。由于灌漿料與鋼筋之間的黏結強度不足，導致鋼筋拔出。本試驗中鋼筋錨固長度均為8倍鋼筋直徑，且灌漿料強度等級均為M80，可知黏結強度不足主要與套筒內部構造有關。

試件拉伸時，受泊松效應的影響，鋼筋在環(huán)向發(fā)生頸縮，且在套筒兩側變形段更明顯，影響了鋼筋與灌漿料之間的黏結，使鋼筋發(fā)生拔出破壞。采用膨脹率略大的灌漿料可使鋼筋與灌漿料的接觸面在凝結硬化時產(chǎn)生預壓應力，從而減小對鋼筋環(huán)向頸縮的影響。

部分試件發(fā)生鋼筋拉斷破壞，破壞端灌漿料呈內錐形脫落，灌漿料無明顯拔出跡象，試件荷載-位移曲線與鋼筋基本一致，同樣分為彈性、屈服、強化和頸縮階段，說明灌漿套筒整體工作性能良好，可保證鋼筋的有效連接。

2.3 受力性能

試驗過程中發(fā)現(xiàn)，當套筒內表面凸肋高度由1.0mm增至1.5mm時，N4-D20，N4-D25，N5-D20組試件破壞荷載呈上升趨勢；N4-D30，N5-D25，N5-D30，N6-D20，N6-D25，N6-D30組試件破壞荷載呈下降趨勢，破壞形式為鋼筋拔出。當套筒內表面凸肋高度由1.5mm增至2.0mm時，N4-D25，N4-D30，N5-D20，N5-D25，N5-D30，N6-D20，N6-D25組試件承載力有所提升，N6-D30組試件承載力降低，發(fā)生黏結破壞的時間提前。當環(huán)肋間距由20mm增至25mm、單側環(huán)肋數(shù)量由4個增至5個時，靠近套筒兩端布置環(huán)肋的試件承載力有所提高，中部布置環(huán)肋的試件承載力有所下降。特別是，當環(huán)肋間距增至30mm、單側環(huán)肋數(shù)量增至6個時，試件承載力大幅度下降。

套筒在8倍鋼筋直徑的錨固長度下，黏結應力分布不均勻，峰值應力出現(xiàn)在錨固區(qū)中部靠近端部的位置，因此對于環(huán)肋布置在靠近套筒兩端的試件，環(huán)肋間距和數(shù)量的增加可有效限制鋼筋與灌漿料之間的黏結滑移。但當環(huán)肋間距過大、數(shù)量過多時，環(huán)肋布置在黏結應力較小的區(qū)段，不利于提高試件承載力，易導致裂縫過早開展。

考慮套筒內部黏結應力分布的不均勻性，越靠近端部黏結應力越大，越靠近中部黏結應力越小。因此當環(huán)肋數(shù)量一定時，環(huán)肋間距不宜過大；當環(huán)肋間距一定時，環(huán)肋數(shù)量不宜過多。當環(huán)肋數(shù)量較少且集中于套筒端部時，適量增加凸肋高度可增加灌漿料與套筒間的接觸壓力，從而有效提高套筒承載力。當環(huán)肋數(shù)量適中且分布較均勻時，較小的凸肋高度易使套筒發(fā)生鋼筋拉斷破壞。

3 結語

1)凸肋高度宜≤1.5mm，過高的凸肋高度導致灌漿料厚度較小，不利于其與鋼筋的黏結，使灌漿料裂縫過早開展，破壞形式轉變?yōu)殇摻畎纬銎茐摹?/p>

2)布置環(huán)肋時宜盡量均勻分布在套筒端部，不得向套筒中部過度延伸。

3)無縫鋼管上環(huán)肋的制作時間直接影響成本。環(huán)肋冷軋是鋼管塑性積累過程，制作1.0mm高凸肋需3min，而制作1.5，2.0mm高凸肋需7～10min，為便于工廠制作，宜盡量采用小高度、多數(shù)量的形式。

4)根據(jù)本文研究成果，N4-D20-H1.0試件發(fā)生鋼筋拉斷破壞，且可承受較大的破壞荷載，經(jīng)濟效益最優(yōu)。