王 鳳，劉煥玉，王超杰

(1.陽光學院 土木工程學院, 福建 福州 350015；2.北京藍圖工程設計有限公司 福州分公司, 福建 福州350001)

鋼筋套筒灌漿連接是預制裝配式混凝土結構中鋼筋連接的關鍵技術，鋼筋套筒灌漿連接接頭由金屬套筒、無收縮高強灌漿料和鋼筋組成，主要利用高強灌漿料與鋼筋及套筒間的粘結作用傳遞應力。按照套筒形式的不同，可分為全套筒灌漿連接接頭和半套筒灌漿連接接頭兩類[1]。

20世紀60年代,套筒灌漿連接技術被首次應用于夏威夷一棟38層建筑的預制柱鋼筋連接，此后得到廣泛應用，大量的工程實踐證明了該連接的有效性，同時對該連接形式的研究也不斷深入。Einea等[2]研究了灌漿料對連接接頭承載力的影響，并指出接頭承載力主要受灌漿料強度、鋼筋錨固長度和套筒內(nèi)部構造等因素影響；鄭永峰[3]成功研制出一種新型全灌漿套筒GDPS套筒，并采用試驗方法和有限元技術分析其受力性能；吳小寶等[4]研究了齡期(1 d、4 d、7 d、28 d)和鋼筋種類對鋼筋套筒灌漿連接受力性能的影響；吳濤等[5]基于厚壁圓筒理論，運用試驗方法分析了套筒灌漿連接的傳力機理，并結合有限元法做了進一步分析。

目前大多數(shù)的研究主要針對灌漿料強度值穩(wěn)定后的連接接頭，而對連接從完成灌漿至灌漿料強度趨于穩(wěn)定這一期間的研究較少。為此，本文通過對不同齡期的套筒灌漿連接試件進行單向拉伸試驗和有限元模擬分析，研究齡期對連接接頭力學性能的影響。

1 試驗概況

1.1 試件設計

根據(jù)《鋼筋套筒灌漿連接應用技術規(guī)程》(JGJ 355—2015)[6]的有關規(guī)定，設計了10個全套筒灌漿連接試件，加載時的灌漿料齡期分別為1 d，3 d，7 d，14 d和28 d。鋼筋的強度等級為HRB400，直徑為16 mm和20 mm兩種規(guī)格，鋼筋錨固長度為8倍直徑，如圖1所示。套筒為與鋼筋配套的鋼制全灌漿套筒，套筒的力學性能由廠家提供，屈服強度為396 MPa，極限強度為488 MPa，彈性模量為201 GPa。鋼筋力學性能按照《金屬材料拉伸試驗 第1部分：室溫試驗方法》(GB/T 228.1—2010)進行拉伸試驗測定，每種鋼筋制作3個試件，試件長度與套筒連接試件中較長鋼筋等長，檢測結果見表1。灌漿料的抗壓強度采用 《水泥膠砂強度檢驗方法》(GB/T 17671)進行檢測，按照廠家提供的配合比加水拌制并攪拌成均勻的漿體，然后倒入40 mm×40 mm ×160 mm的試模靜置2 h，再放入標準養(yǎng)護箱內(nèi)養(yǎng)護至相應齡期后進行檢測，取一組6個檢測結果的平均值作為抗壓強度，結果見表2。

圖1 加載裝置及灌漿料試塊和鋼筋試件

表1 鋼筋力學性能

表2 灌漿料抗壓強度實測值

1.2 試驗裝置與加載制度

加載設備為陽光學院土木工程學院材料力學實驗室的萬能試驗機，整體變形和構件應變分別由電子引伸計和應變計量測。單向拉伸試驗的加載制度為：0→0.6ykf→0→Fmax(得到極限承載力)→0(測得最大力總伸長率)，其中ykf為鋼筋的屈服強度標準值，F(xiàn)max為峰值荷載。試件屈服前采用荷載控制加載，屈服后改為位移控制加載。

1.3 測量內(nèi)容

測量的內(nèi)容主要有：連接件的峰值荷載、位移、伸長率、鋼筋應變及套筒應變等?？偵扉L率量測標距為Lc=L+8d，其中L為套筒長度，d為鋼筋公稱直徑，鋼筋應變片分別位于套筒端口、錨固中部和錨固末端，套筒應變片沿外表面縱向等距粘貼，詳見圖2。

圖2 標距刻畫位置及應變片布置圖

2 試驗結果及分析

2.1 破壞形態(tài)

試件共出現(xiàn)了3種破壞形態(tài)，分別為裝配端鋼筋拉斷(Ⅰ)、裝配端鋼筋拔出(Ⅱ)和灌漿料拔出(Ⅲ)，試驗結果見表3。在首周內(nèi)發(fā)生鋼筋拔出或灌漿料拔出破壞，7 d后主要為鋼筋拉斷破壞。分析認為灌漿料早期的強度相對較低，同時無法對鋼筋提供足夠的橫向約束力，鋼筋易發(fā)生滑移，最終形成沿縱向結合面的破壞，整體上灌漿料受到鋼筋及套筒的作用可視為剪切作用。澆筑7 d后灌漿料強度迅速增長，體積微膨脹后加強了橫向約束作用，使鋼筋和套筒與灌漿料結合面具有足夠的粘結力。連接接頭發(fā)生何種破壞形式，主要取決于粘結強度、鋼筋極限強度的相對大小[7]。

表3 試驗結果匯總表

連接接頭的破壞形態(tài)不同，其傳力機理也不同。當灌漿料強度較低時，粘結強度不足或者結合面間灌漿料剪切破壞是引起連接失效的原因，將此時的破壞均等效為剪切破壞。當灌漿料強度增長到一定值后，灌漿料微膨脹后產(chǎn)生的橫向約束和鋼筋的錐楔作用對灌漿料形成受壓作用，可以更好地發(fā)揮灌漿料抗壓強度高的特性。若將橫向約束看成橫向支撐作用，鋼筋與灌漿料間的錐楔作用看成斜向支撐，則灌漿料的傳力作用可等效為二力桿，與鋼筋肋間形成機械咬合齒，鋼筋在接頭處的連接可視為機械連接。以上受力機理可簡化為圖3的兩種力學模型。

(a)剪切模型 (b)機械咬合模型

2.2 荷載-位移曲線

圖4為試件的荷載-位移曲線，其中縱坐標荷載及橫坐標位移均由計算機記錄得出。從圖4中可以看出，試件的荷載-位移曲線隨齡期發(fā)展變化較大，澆筑3 d內(nèi)的試件曲線無明顯屈服平臺，曲線整體趨勢與灌漿料荷載位移曲線相似，澆筑7 d后的試件曲線均包含彈性階段、屈服階段、強化階段和頸縮階段，與普通鋼筋的單向拉伸荷載-位移曲線一致，澆筑3～7 d間的試件有明顯屈服階段，但強化階段不明顯。早期灌漿料強度不足時，灌漿料性能主導接頭位移，接頭實現(xiàn)有效連接后，鋼筋對接頭位移的影響較大。

(a)鋼筋直徑16 mm

從圖4中可以看出，1 d的荷載-位移曲線有一個較短的彈性階段，達到峰值荷載后曲線近似直線下降，3 d的荷載-位移曲線達到峰值荷載后曲線下降有所平緩，1 d時灌漿料強度不足，灌漿料沿與鋼筋或套筒的縱向接觸面發(fā)生剪切破壞，3 d時灌漿料的強度提高，對鋼筋表面施加裹握力，灌漿料受壓破壞后鋼筋被拔出。此外28 d試件會出現(xiàn)殘余階段，分析認為后期灌漿料局部受壓破壞后的摩擦阻滯作用使承載力出現(xiàn)了短暫提升。

2.3 極限承載力分析

從表3中可以看出，7 d內(nèi)接頭承載力隨灌漿料強度的提高而迅速增長。試件承載力主要由粘結力和鋼筋極限強度的相對大小決定，粘結力受灌漿料強度和錨固長度等因素的影響。1 d灌漿料的抗剪強度不足，灌漿料沿鋼筋肋的外緣或套筒抗剪鍵發(fā)生剪切破壞，其澆筑3 d和7 d的試件也發(fā)生鋼筋拔出破壞，但與1 d的破壞形態(tài)略有區(qū)別，其剪切破壞面不再光滑，鋼筋橫肋被灌漿料擠壓變形，呈現(xiàn)一定的機械咬合作用。由于齡期發(fā)展后，灌漿料強度增長且體積微膨脹，鋼筋擠壓橫肋周邊的灌漿料產(chǎn)生斜裂縫，橫肋背面逐漸與灌漿料分開，裂縫開展到一定尺寸后，灌漿料發(fā)生劈裂破壞而使鋼筋被拔出。以上破壞灌漿料的受力符合圖3(a)中的剪切模型，若將鋼筋拔出破壞時的峰值荷載與錨固面積的比值定義為等效剪切強度[8]，則早期連接接頭的峰值荷載由灌漿料的等效剪切強度決定，即

(1)

式中：τ為等效剪切強度;P為鋼筋拔出破壞時的峰值荷載。從式(1)中可以看出，早期接頭的承載力主要與鋼筋直徑、錨固長度及灌漿料等效剪切強度有關。等效剪切強度增長迅速，齡期為1 d和3 d時分別為7 d等效強度的70%和86%以上。

試驗結果表明，齡期14 d試件的極限承載力可達到28 d試件的90%以上，基本實現(xiàn)了連接的有效傳力。接頭實現(xiàn)有效傳力后的承載力主要由鋼筋的極限強度和鋼筋直徑?jīng)Q定。

2.4 連接接頭的變形與應變

試件的最大力總伸長主要由峰值荷載時粘結滑移和鋼筋伸長兩部分組成，從試驗結果可知,1 d和3 d總伸長率增長較快，但相對較低，分析認為此時灌漿料強度不高，粘結強度較小，雖然滑移值大，但峰值荷載相對較小，鋼筋伸長較小但隨峰值荷載的增加而不斷提高。7 d后峰值荷載趨于穩(wěn)定，總伸長率基本不變，同時接頭的變形能力與鋼筋直徑有較大關系。

由應變計的數(shù)據(jù)可知，套筒應變由套筒端口向中間逐漸增大，鋼筋與之相反，應變由端口向埋置末端逐漸減小，鋼筋和套筒均為拉應變。由此可知套筒中部為受力最大處，鋼筋在套筒端口處受力最大，后面的有限元分析也得出相同結論。試件破壞時，套筒多處于彈性或剛剛進入屈服階段，安全儲備較高，但在剪力鍵處存在應力增長較多現(xiàn)象。

3 有限元分析

3.1 模型建立

為進一步研究灌漿料齡期對套筒灌漿連接接頭受力特性的影響，采用大型通用有限元軟件ANSYS對連接接頭進行數(shù)值模擬分析。套筒和鋼筋均采用雙線性等向強化模型，套筒屈服強度為396 MPa，極限強度為488 MPa，彈性模量為201 GPa，泊松比為0.3，鋼筋的力學性能見表1。灌漿料采用多線性各向同性強化模型，泊松比為0.2，其本構關系借鑒混凝土常用Hognestad模型，由式(2)和式(3)確定。灌漿料破壞準則服從William-Warnke五參數(shù)準則[9]，張開裂縫間剪切傳遞系數(shù)為0.3，閉合裂縫間剪切傳遞系數(shù)0.95。

當ε≤ε0時，

(2)

當ε0<ε≤εcu時，

σ=fg

(3)

式中：ε0=0.002;εcu=0.003 5;fg為不同齡期灌漿料的抗壓強度，見表2。

鋼筋和套筒選用實體單元SOLID187，灌漿料采用SOLID65單元，鋼筋與灌漿料及灌漿料與套筒之間的粘結作用采用接觸單元TARGE170和CONTA174進行模擬。接觸方式選擇摩擦接觸，為使粘結作用不大于等效剪切強度，摩擦因數(shù)設置為0.2。邊界條件與試驗一致，對預制端鋼筋端部施加固定約束，裝配端鋼筋端部施加軸向拉應力，加載方式與試驗加載制度相同，屈服前采用荷載方式加載，屈服后采用位移方式加載。有限元模型如圖5所示。

圖5 有限元模型

3.2 有限元結果與試驗結果對比分析

以鋼筋直徑16 mm，齡期7 d的試件為例，計算結果如圖6所示。數(shù)值模擬分析結果表明，套筒在中部的應力最大，端部較小，剪力鍵處存在應力集中現(xiàn)象，鋼筋受力由套筒端口向錨固端逐漸減小。模擬結果與試驗結果基本一致，可見有限元方法能夠有效模擬套筒灌漿連接接頭的受力情況。

(a)位移云圖 (b)應力云圖

由不同齡期試件的計算結果發(fā)現(xiàn)，當灌漿料強度較低時，模型表現(xiàn)為剪切破壞；當灌漿料強度達到一定值后，灌漿料主要受到沿斜向和橫向的受壓作用，與圖3中簡化的力學模型相一致。但灌漿料體積膨脹引起的內(nèi)應力無法有效檢測，使ANSYS的計算結果與試驗結果有一定差異。

圖7為28 d時兩種直徑試件的試驗方法與有限元分析得出的荷載-位移結果對比圖，可見兩者變化趨勢基本吻合[10]。對于直徑16 mm套筒連接件，當力加載至60 kN時，基本呈現(xiàn)彈性狀態(tài)，當加至90 kN時開始屈服，繼續(xù)加載會產(chǎn)生強化。由于鋼筋本構關系中未考慮下降段，因此有限元分析得到的曲線不含下降段，但連接接頭的屈服荷載、極限荷載及剛度等主要特征可以通過有限元分析獲得。

(a)直徑16 mm (b)直徑20 mm

4 結論

(1)齡期對套筒灌漿連接的力學性能影響較大，早期灌漿料強度較低時與強度值穩(wěn)定后會呈現(xiàn)不同的破壞形態(tài)。灌漿料強度較低時易發(fā)生鋼筋拔出破壞，強度達到一定值后才能保證接頭的有效連接。

(2)極限承載力主要取決于灌漿料等效抗剪強度和鋼筋極限拉力。早期承載力發(fā)展迅速，7 d可達最終值的90%左右。

(3)套筒應變?yōu)橹胁看蟆深^小，鋼筋應變沿端口向埋置末端逐漸減小。最大力總伸長率在首周內(nèi)增長較快，7 d后趨于穩(wěn)定。

(4)荷載-位移曲線隨齡期的發(fā)展有顯著區(qū)別，1 d和3 d的曲線沒有屈服階段，7 d的曲線有屈服但強化不明顯，之后曲線具有明顯屈服階段和強化階段。

(5)采用ANSYS軟件可有效模擬連接接頭，進一步驗證了試驗結果的準確性，但灌漿料體積膨脹引起的內(nèi)應力無法有效模擬，使計算結果與實際連接件存在一定差異。