钢筋偏心的灌浆套筒连接件拉伸受力性能研究

张淞棋，郑小红，宋 琢

（1.华南理工大学土木与交通学院，广州 510640；2.广州市市政工程机械施工有限公司，广州 510060）

套筒灌浆连接是目前装配式桥墩主要的拼接方式，基本施工步骤是先在浇筑桥墩结构时，在内部预埋入套筒，下部的承台伸出连接钢筋，拼接时插入对应的套筒内，如图1所示，然后往套筒内灌入无收缩高强灌浆料，硬化后通过钢筋与灌浆料之间的黏结力实现传力的一种钢筋连接方式.灌浆套筒连接技术对钢筋的对中要求很高，实际施工过程中，存在上下钢筋拼接偏心的情况，如图1 c所示，使灌浆的流畅性降低，导致套筒内部可能出现空隙或灌浆缺陷，对灌浆套筒受力性能造成不利影响，为确保钢筋传力的可靠性，十分必要研究偏心情况下的灌浆套筒的受力和变形性能.

图1 全灌浆套筒连接技术Fig.1 Full grouting sleeve connection technique

有不少学者［1-5］研究了不同类型的灌浆缺陷对钢筋套筒连接件受力性能影响，但主要是针对灌浆饱满度不足的缺陷，关于钢筋拼接偏心的影响相对缺乏.匡志平等［6］通过人为控制灌浆料含量，以模拟实际工程中灌浆饱满度不足的缺陷对钢筋套筒灌浆连接件的承载力和变形的影响.郑清林等［7］通过单向拉伸试验，对比不同位置灌浆缺陷的轴心和偏心灌浆套筒连接试件的承载力和变形，表明钢筋偏心的试件锚固效果较差，在试件破坏前产生更大滑移，总体变形能力更差.孙彬、毛诗洋等［8］对钢筋偏置的半灌浆套筒进行单向拉伸试验，结果表明钢筋位置偏移会使试件的变形能力下降.吴玉龙、顾盛等［9］制作了不同灌浆饱满度的两种型号灌浆套筒试件，分别进行对中单向拉伸、偏置单向拉伸、高应力反复拉压以及大变形反复拉压等试验，结果表明连接钢筋的偏位会使套筒灌浆连接接头的力学性能略有降低.张嘉欣［10］研究半灌浆套筒钢筋连接性能，考虑了钢筋偏置情况、指出钢筋偏置5 mm时，连接件的承载力和变形能力减小，试件的破坏模式为钢筋拉伸断裂.李猛等［11］采用有限元软件ABAQUS对三种不同直径（ϕ16，ϕ22，ϕ25）的钢筋，以及不同程度的偏心率（偏心率i=偏心距e/套筒直径D），最大偏心率为10.53%，共18个偏心钢筋套筒灌浆连接进行单向拉伸试验的数值模拟研究.结果表明，接头的偏心率控制在10%以内，灌浆套筒传力可靠，满足《钢筋机械连接技术规程》［12］中Ⅰ级接头的规定；钢筋偏心导致套筒应力呈现出不均匀分布，套筒应力呈现渐变趋势，从中间到端部不断减小，在套筒变形处出现应力集中.胡瑞［13］采用ANSYS Workbench建模，对钢筋偏心的半灌浆套筒连接件进行单轴拉伸受力下的有限元数值仿真分析，结果表明，当钢筋偏心距在1～3 mm时，破坏模式为钢筋拉伸断裂；随着钢筋偏心距达到4 mm，破坏模式为钢筋未屈服被拔出.以上学者采用拉伸实验或有限元数值分析方法，研究了钢筋偏置对灌浆套筒连接件力学性能影响，然而，研究对象大部分是钢筋半套筒连接件，试验研究主要关注连接件的极限强度，关于钢筋和套筒的应力、应变分析相对缺乏；现有研究考虑钢筋偏心的情况是将钢筋进行平移形成偏心距，上下钢筋中心线仍然与套筒中心线平行；对于装配式桥墩来说，实际拼接时，上下钢筋筋中心线与套筒中心线存在一定角度θ形成偏心，如图1 c所示，实际拼接偏心条件下灌浆套筒连接件的力学性能还需要进一步的试验验证；另一方面，由于墩柱的灌浆套筒节点属于隐蔽工程，预埋在墩柱内进行拼接的偏心灌浆套筒连接件传力可靠性研究未见报道.

因此，为了研究灌浆套筒连接的装配式桥墩在现有施工技术下，当拼接存在钢筋偏心时灌浆套筒连接传力的可靠性，本文依托广州市芳村大道快捷化改造装配式桥墩项目，采用与实际工程相同的施工工艺，考虑了两种直径的钢筋和连接套筒、钢筋拼接偏心以及预埋在装配式桥墩内的情况，制作了13全灌浆套筒试件，进行单向拉伸试验研究，结合有限元数值仿真计算，分析其极限破坏形态、钢筋与套筒的应变、套筒应力场分布，以探讨钢筋拼接偏心对受力性能的影响，为实际工程的质量验收提供基本依据，为同类工程的提供参考.

1 试验概况

1.1 试件

试验考虑的参数有钢筋直径d、钢筋偏心以及预埋在墩柱内，设计了5组共13个试件，如表1所示.连接钢筋直径主要有ϕ25和ϕ32两种，对应的套筒有中建-25，OVM-32两种类型；C组和D组分别为对中和偏心试件，T组为采用和实际装配式桥墩一样的施工工艺，浇筑并预埋在墩柱内部的灌浆套筒连接件，设置了1个偏心试件.由于套筒几何尺寸的限制以及端部用于定位的橡皮塞，上下钢筋拼接时，钢筋最大的偏心角θ为3°，偏心角θ为钢筋中心线与套筒中心线夹角.

表1 试件分组Tab.1 Specimen grouping

C组和D组试件制作过程如下：定位→灌浆→养护28 d，如图2所示.定位采用钢制框架，将钢筋通过焊接固定在钢框架上，采用激光水平仪进行钢筋中心对中调整，C组对心，D组试件的下侧钢筋设置倾斜.灌浆后在实验室内常温环境下养护28 d.

图2 C组和D组试件制作Fig.2 The production of specimens in Group C and D

T组3个试件来源于课题组采用与实际工程相同的施工工艺，制作的灌浆套筒连接装配式桥墩缩尺模型，在进行轴压结合水平单向推力荷载实验后，凿出墩柱受压区侧预埋的套筒，其中，ϕ25-T-1～2是对中的钢筋灌浆套筒连接件，ϕ25-T-3则是模拟了钢筋偏心的情况.

1.2 材料

1.2.1 套筒 套筒有两种类型，连接ϕ25钢筋是由中建机械公司生产的带肋套筒，连接ϕ32钢筋的连接套筒与依托工程中相同；是由欧维姆（OVM）生产的铸铁套筒.

1.2.2 钢筋 采用两种直径的连接钢筋，分别为ϕ25和ϕ32，钢筋级别均为HRB400，按照《金属材料拉伸试验第1部分：室温试验方法》（GB/T 228.1—2010）［14］中规定，进行钢筋标准试样的拉伸试验，得到钢筋材料参数指标为：屈服强度445 MPa，极限强度615 MPa，弹性模量为205 GPa.

1.2.3 灌浆料 采用OVM生产的灌浆料，根据《水泥胶砂强度检验方法（ISO法）》（GB/T 17671—1999）［15］、《钢筋套筒灌浆连接应用技术规程》（JGJ 355—2015）［16］中相关规定制作试块，并测其坍落度、抗压强度和抗折强度.制作尺寸为40 mm×40 mm×160 mm若干组试件，在标准养护条件下进行养护.采用压力试验机（型号：YAW-300CE），分别测量3 d、7 d和28 d的抗压强度和抗折强度.

灌浆料的坍落度测量结果为320 mm，大于《钢筋套筒灌浆连接应用技术规程》（JGJ 355—2015）［16］规定的初始流动度≥300 mm的要求.不同龄期的灌浆料材料抗压、抗折试验结果如表2所示.根据《钢筋套筒灌浆连接应用技术规程》（JGJ 355—2015）［16］中要求，灌浆料的3 d抗压强度要≥60 MPa，28 d抗压强度要≥85 MPa，可见满足规范要求.灌浆料坍落度、抗压强度以及抗折强度试验如图3所示.

表2 灌浆料试验结果Tab.2 Grouting material test results

1.3 应变片布置

为了测量试件在单向拉伸试验过程中钢筋以及套筒的应变，在每个试件上共布置了10个应变测点，其中在上、下连接的钢筋表面沿轴向设置应变片各两个，编号分别为S1、S2、S3、S4.在套筒表面设置6个应变片，包括3个轴向应变片以及3个横向应变片，分别布置于套筒高度方向的1/4、1/2、3/4处，编号分别为V1、V2、V3以及H1、H2、H3.应变片布置及编号如图4所示.

图3 灌浆料试件及加载装置Fig.3 Grouting samples and its loading devices

图4 灌浆套筒试件应变片布置图（单位：mm）Fig.4 Layout of strain gauges for grouting sleeves

1.4 试验装置及加载制度

采用WAW-2000微机控制电液伺服万能试验机进行加载，对所有试件采用从零至破坏的一次加载，加载速率为0.05 mm/s；使用应变采集仪自动采集应变数据，如图5所示.

2 主要试验结果

2.1 破坏形态

所有试件都发生套筒外连接钢筋的断裂破坏，如图6所示，说明试验中的灌浆套筒连接试件均具有较好的连接性能.在钢筋屈服前，在胶塞处的灌浆料没有松动或拔出现象；钢筋屈服后，套筒顶部的连接钢筋慢慢出现颈缩，钢筋表皮有脱落现象，最终钢筋在颈缩处发生断裂.钢筋拉断后，个别试件如C1、C2，套筒端头的胶塞有松动脱离现象（图6 b），是由于钢筋拉伸过程中带动胶塞移动，但灌浆料均没有出现拔出破坏.

图5 加载设备Fig.5 Loading devices

图6 试件破坏形态Fig.6 Failure patterns of specimens

2.2 极限承载力

对于灌浆套筒连接的接头强度，《钢筋连接用灌浆套筒》（JG/T 398—2019）［17］以及《钢筋机械连接技术规程》（JGJ 107—2016）［12］中规定需满足Ⅰ级接头要求，具体为：如果发生钢筋母材的钢筋拉断，则试件实际抗拉强度fmst＞钢筋的抗拉强度标准值fstk；如发生钢筋从套筒中拔出的连接件破坏，则相应的强度要求为或fmst＞1.1fstk.fmst为连接件的极限承载力Pu除以钢筋面积；根据《混凝土结构设计规 范》（GB 50010—2010）［18］，本次试验采用的钢筋为HRB400，钢筋极限强度标准值fstk为540 MPa.

表3中的结果表明，本次试验所有灌浆套筒试件均满足规定中的Ⅰ级接头标准.

表3 试件试验结果及破坏形态Tab.3 Test results and failure modes of specimens

2.3 荷载-位移曲线

2.3.1 钢筋直径的影响 图7是两种直径（ϕ32，ϕ25）钢筋对中的C组灌浆套筒试件与标准的同直径钢筋拉伸试验的荷载-位移曲线对比.从整体上看，灌浆套筒连接件的力学性能与同直径的钢筋相似，均分为弹性、屈服、强化、颈缩四个阶段.其中弹性阶段两者非常接近，进入屈服阶段后有差异.钢筋套筒连接件的屈服荷载比钢筋的要低约5%，屈服平台比钢筋稍长，强化过程比钢筋要长，极限荷载比钢筋稍低5%～10%.相比于同直径的单根钢筋整体受力，钢筋灌浆套筒连接件包括不同材料之间的传力过程和变形，端部钢筋受力后，通过与灌浆料的黏结力将力传递给另一端的钢筋，灌浆料与套筒之间通过黏结引起套筒的受力变形，作为一个整体受力，当黏结和传力可靠时，最终发生钢筋的拉断破坏.

2.3.2 偏心的影响 图8是同一种直径钢筋灌浆套筒试件的偏心D组与对中C组的荷载-位移曲线对比.在弹性阶段，偏心试件的曲线斜率比对中试件低，说明偏心降低了套筒连接件的刚度，相同的荷载下，变形更大；屈服阶段和强化阶段对比表明，钢筋偏心对套筒连接件的屈服荷载、极限荷载影响不大，但钢筋偏心使屈服阶段稍微延后，延迟试件的屈服，在ϕ25组试件中有比较明显的屈服平台，但在ϕ32组试件中屈服平台变得不明显，说明偏心试件的延性变差.

图7 C组试件荷载-位移曲线Fig.7 Load-displacement curves of group C specimens

图8 钢筋偏心与对中试件的荷载-位移曲线Fig.8 Load-displacement curves of specimens of eccentric and centering rebars

2.3.3 预埋试件 图9是预埋在装配式桥墩内部的灌浆套筒试件（T组），与同直径非预埋件（ϕ25-C组）的荷载-位移曲线对比.T组装配式桥墩缩尺模型单向加载试验中处于受压侧，钢筋的连接和灌浆料均没有损坏.图中可见，弹性段T组三个试件的刚度比C组稍有降低，变形更大；屈服荷载和C组接近，但对应的屈服位移较大.强化段承载力降低，极限荷载相比于C组降低约5%～10%.T-3是偏心试件，与T-1，T-2相比，规律与上述偏心影响相似，主要是推迟屈服，延性变差.

图9 预埋灌浆套筒试件与非预埋试件的荷载-位移曲线Fig.9 Load-displacement curves of embedded sleeve specimens and non-embedded specimens

2.4 钢筋和套筒应变

图10是同一种直径钢筋灌浆套筒试件的偏心D组与对中C组试件的钢筋与套筒的应变-荷载曲线，图中με表示微应变，下同.其中，套筒应变选取套筒中部V2应变片，钢筋上的应变选取S1～S4应变片中应变最大值进行对比分析.D组与C组试件的钢筋和套筒应变发展规律一致，钢筋先于套筒达到屈服阶段，套筒在整个单向拉伸过程中始终保持在弹性阶段，钢筋屈服后，变形增大，套筒的应变明显开始增大，表明套筒具有良好的传力性能.

对比同一直径的C组和D组钢筋的应变，钢筋屈服前，D组试件的钢筋应变比C组试件的钢筋应变稍大，表明钢筋偏心时，钢筋在相同荷载下变形更大，偏心对ϕ25钢筋的影响比ϕ32的大.

图10 钢筋与套筒应变对比Fig.10 Strain comparison of rebars and sleeves

图11是预埋在装配式桥墩内部的灌浆套筒试件（T组）的钢筋与套筒的应变-荷载曲线，以25-C-1的应变-荷载曲线为参照.可见，T组试件的钢筋应变比套筒大，钢筋屈服后，套筒的应变相应增大.钢筋偏心的预埋试件（试件编号：25-T-3）也表现出相同规律，则预埋的灌浆套筒试件仍有良好的传力性能.

3 有限元分析

分别建立ϕ25和ϕ32两种直径的钢筋轴心和偏心灌浆套筒连接件，进行单向拉伸受力下的有限元分析，以进一步探明偏心对灌浆套筒应力分布的影响.

3.1 模型

图11 25-T组钢筋与套筒应变对比Fig.11 Comparison of strains between rebars and sleeves in group 25-T

3.1.1 材料本构 灌浆料的应力-应变关系参考文献［11，19］.根据表2中灌浆料材料性能试验结果以及《活性粉末混凝土结构技术规程》（DBJ43T 325—2017）［20］，灌浆料轴心抗压强度取81 MPa，弹性模量取31 GPa，泊松比取为0.2.

试验采用的钢筋型号为HRB400，本构关系采用Esmaeily-Xiao钢筋模型［21］，并考虑了可模拟内部柔性损伤模型.钢筋本构模型相关参数根据1.2节钢筋材性试验测得试验值进行取值，弹性模量取205 GPa，屈服强度取445 MPa，极限强度取615 MPa.

试验中有OVM套筒和中建带肋套筒两种型号套筒，根据经验在文中的有限元分析中采用钢材理想弹塑性本构.弹性模量取205 GPa，屈服强度取445 MPa.

3.1.2 几何模型 采用有限元软件ABAQUS进行模拟分析.各部件根据实体几何尺寸进行建模并分别赋予材性属性，采用结构化的网格.其中，钢筋与灌浆套筒采用六面体单元C3D8R，灌浆料由于灌浆套筒内部存在肋结构，且分析考虑钢筋偏心情况的影响，灌浆料的集合形状较不规则，所以采用四面体单元C3D10M（图12）.

图12 有限元模型Fig.12 Finite element models of specimens

3.1.3 约束条件 由于试验结果全部为钢筋拉断且未见灌浆料有明显的滑移，在有限元中不考虑灌浆料与钢筋之间的黏结滑移.套筒与灌浆料之间采用接触对算法，参考相关文献，摩擦系数取0.4［11］.在一端钢筋截面上施加轴向位移150 mm，在另一端钢筋截面对称处施加固定约束.

3.2 荷载-位移曲线

图13为试件25-C-1、32-C-1试验结果与有限元模型计算结果对比，可见两者吻合良好，荷载位移曲线发展规律与试验结果一致，且计算所得屈服荷载与极限荷载接近，说明采用的有限元分析模型是有效的.

图13 有限元荷载-位移曲线Fig.13 The load-displacement curves of the finite element models

3.3 灌浆套筒连接件应力分布

图14是ϕ25和ϕ32两种钢筋对中和偏心试件在钢筋屈服前套筒应力分布，可见，对中的C组套筒应力中间位置最大，从中间到两端不断减小，沿着套筒中间截面两边应力对称分布.ϕ25套筒最大Mises应力为164.9 MPa，ϕ32套筒部分肋出现应力集中，且由于套筒截面较大，套筒中部Mises应力为89.5 MPa.

偏心钢筋灌浆套筒连接件D组的整体应力分布规律同轴心连接件一致，但灌浆套筒的应力分布不再中心对称.ϕ25套筒最大Mises应力为189 MPa，ϕ32套筒部分肋以及偏心钢筋连接处出现应力集中，套筒中部Mises应力为130.9 MPa.钢筋的偏心分别使ϕ25套筒和ϕ32套筒中部应力增大14.6%、46.2%，钢筋偏心对大直径钢筋套筒应力的影响更大.

图14 灌浆套筒连接件Mises应力云图Fig.14 Mises stress cloud diagram of grouting sleeve connector

4 结论

为了探究现有技术条件和施工工艺下，钢筋拼接偏心对装配式桥墩灌浆套筒连接节点受力性能的影响，考虑了钢筋直径、钢筋偏心以及预埋在桥墩内部三个因素，采用与实际工程相同的施工工艺，制作了5组共13个灌浆套筒试件，进行单调拉伸试验，对其受力性能进行对比分析，得到如下结论：

1）所有试件的破坏形态均为钢筋拉断，对于不同型号的套筒存在钢筋拼接允许的最大偏心夹角下，连接件满足JGJ 107—2016《钢筋机械连接技术规程》中Ⅰ级接头的标准，具有良好的连接性能.

2）偏心对灌浆套筒连接件的屈服荷载和极限荷载影响不大，但降低套筒连接件的刚度，增大变形，推迟钢筋屈服，缩短屈服平台，降低连接件的延性.相比于ϕ25直径的钢筋，偏心对ϕ32钢筋灌浆套筒连接件影响程度更大.

3）对预埋在装配式桥墩内的灌浆套筒连接件，经过试验验证，在套筒允许的偏心角范围内，连接传力可靠，满足Ⅰ级接头要求.

4）偏心试件的套筒中间位置受力最大，受力不均匀.钢筋拼接偏心使ϕ25套筒和ϕ32套筒中部最大应力值分别增大14.6%、46.2%.