套筒截面尺寸对套筒灌浆搭接接头拉伸性能影响试验

余琼 ，刘言 ，唐子鸣 ，张星魁 ，范宝秀 ，张志 ，陈振海

（1.同济大学 土木工程学院，上海 200092；2.山西建筑工程集团有限公司，山西 太原 030006；3.山西二建集团有限公司，山西 太原 030013）

套筒灌浆连接是比较成熟的预制混凝土结构钢筋连接技术，广泛应用于工程中.该连接主要采用套筒灌浆对接连接形式，套筒口径较小，一般比钢筋直径大10～15 mm，施工难度较大，灌浆不易密实.该接头对套筒材性要求较高，制作成本高，在一定程度上抵消了装配式结构的优点，成为制约装配式混凝土结构应用推广的因素之一.

针对现有灌浆接头实践中存在的技术问题，余琼［1］研制了一种钢筋套筒灌浆搭接接头.套筒为普通型钢管，内壁未作任何处理，该连接具有套筒内径较大、施工便利、灌浆易密实、造价低等优势.

该接头中套筒内两搭接钢筋受力方向相反，对套筒（灌浆料）作用力方向也相反，力相互抵消，具有自锁现象，可大大提高接头的承载力，且对套筒及灌浆料要求较低.

近年来以钢筋直径、套筒长度等为研究参数的该接头单向拉伸试验［2-9］表明该接头受力合理，能有效传递钢筋应力，具有较好的延性性能.但是，对于套筒截面尺寸对该种接头受力性能的影响，则研究较少.

本文进行了13组不同套筒厚度、内径的共39个套筒灌浆搭接接头的单向拉伸试验，分析试件的破坏形态、极限承载力、延性、钢筋及套筒应变等，研究套筒内径、壁厚对接头受拉性能的影响.

1 试验概况

1.1 试件设计及制作

试件分为13组，每组3个试件.套筒内径分别为50 mm、60 mm、70 mm，壁厚分别为1.5 mm、2.0 mm、2.5 mm、3.0 mm，钢筋直径取14 mm，搭接长度为8d.试件具体尺寸见表1.为固定钢筋位置，将预留钢筋在筒壁两端点焊，钢筋位置取较不利工况，后插入钢筋紧贴预留钢筋，并沿套筒径向放置，后灌入灌浆料.试件示意见图1.

图1 试件示意图及应变片粘贴位置（单位：mm）Fig.1 Schematic diagram of test piece and sticking position of strain gauge（unit：mm）

表1 试件尺寸Tab.1 Size of test piece

1.2 材性试验

根据规范［10］测得直径14 mm 的 HRB400 钢筋平均屈服强度为430.30 MPa，平均极限强度为560.05 MPa.套筒由Q335 无缝钢管加工而成，按规范［10］测得平均屈服强度为363.80 MPa，平均极限强度为523.63 MPa.灌浆料采用某公司提供的H-40 灌浆料，测得灌浆料试件试验时平均抗压、抗折强度［11］分别为67.40 MPa、8.10 MPa，平均劈裂抗拉强度［12］为3.67 MPa，平均弹性模量为3.83×104MPa.

1.3 加载制度及量测内容

加载装置采用同济大学万能试验机，试验开始时以1 kN/s 的应力速率加载至60 kN（接近钢筋的屈服荷载），后以100 mm/min 的分离速率加载，直至试件发生破坏［10］.

每个试件粘贴8 个应变片测量钢筋、套筒应变，其中SG1、SG2 为套筒外部后插入钢筋、预留钢筋应变测点，SG3、SG4 为套筒内部后插入钢筋、预留钢筋应变测点，SG5、SG6（SG7、SG8）为套筒远钢筋侧和近钢筋侧套筒中部截面的纵（环）向应变测点，各测点位置见图1.

2 试验结果

2.1 破坏情况

各试件的整体破坏形态见表2.

2.1.1 试件整体破坏情况

试件的整体破坏形式主要有两种：钢筋拉断破坏和钢筋拔出破坏.套筒壁厚为1.5 mm 和大部分壁厚为2.0 mm 试件的破坏形态为钢筋拔出破坏，壁厚大于2.0 mm 试件的破坏形态以钢筋拉断破坏为主，破坏情况见图2.

图2 试件整体破坏示意图Fig.2 Overall failure diagram of test piece

2.1.2 试件端部破坏情况

试验加载过程中，由于接头的搭接钢筋不在同一直线上，导致试件加载时存在偏心，试件发生偏转.由于预留钢筋与套筒直接接触，钢筋弯曲时直接作用于套筒上，而后插入钢筋弯曲时直接作用于灌浆料上，因此加载端（后插入钢筋侧）的灌浆料脱落破坏情况比固定端（预留钢筋侧）严重，详见图3.

图3 试件端部破坏示意图Fig.3 Schematic diagram of end failure of test piece

2.2 接头承载力及延性

各试件的破坏荷载Pu、平均极限黏结应力τu、最大力下总伸长率Asgt［12-13］、位移延性系数Rd、实测屈服强度与屈服强度标准值之比fy/fyk、实测极限强度与屈服强度之比（强屈比）fu/fy及接头评判结果见表2.

2.2.1 承载力

根据规范［13-15］进行接头承载力评判，由表2 可知，拉断试件的承载能力均满足三部规范的要求.

根据规范［16］对拉断破坏试件进行接头强度评判，试件的实测屈服强度与屈服强度标准值之比fy/fyk均小于1.30，强屈比fu/fy均大于1.25，故拉断破坏接头强度比均满足规范要求.

2.2.2 延性

为了保证结构在地震下有足够的塑性变形和耗能能力，规范［13-14，17］要求钢筋机械连接接头具有一定的延性.由表2可知，拉断试件的Asgt均大于6%，满足规范［13-14］的要求；绝大部分拉断试件的Rd大于4，满足规范［17］的要求.

表2 试验结果Tab.2 Test results

2.3 接头偏转分析

试件加载前后偏转情况见图4.此时试件两端受力不在同一直线上，套筒受力可以等效为同一直线上轴向拉力F和力偶T=Fd共同作用.随着荷载不断增加，力偶T增大，套筒开始出现逆时针转动，套筒端部钢筋发生弯曲变形，两钢筋受力趋于共线，后插入钢筋侧套筒端部灌浆料在钢筋弯曲的挤压作用下发生楔形破坏，预留钢筋侧套筒端部与钢筋接触筒壁变形.根据试验结果发现套筒壁变形严重程度与套筒内径和壁厚有关，套筒壁厚越厚、内径越大，套筒壁变形越小，即约束能力越强.

图4 接头受力示意图Fig.4 Force of grouted sleeve lapping connector

试件破坏时后插入钢筋弯曲导致灌浆料挤压破坏，两根钢筋相互分离，使钢筋有效黏结长度减小.观察测量试验后的试件，发现后插入钢筋加载端偏离长度h1约为8～12 mm，预留钢筋弯曲挤压套筒变形的高度h2随着套筒内径、壁厚不同而不同，约为10～15 mm，

试件搭接钢筋的有效搭接长度le可由式（1）求得.

式中：l为本次试验设计搭接长度112 mm；h1、h2分别取平均值10 mm和12.5 mm.

将上述数值代入式（1），求得有效搭接长度le=89.5 mm.

定义η为灌浆料有效搭接长度折减系数，可由式（2）求得：

综上所述，本次试验的有效搭接长度le为89.5 mm，相较于试验设计搭接长度l（112 mm）下降了约19%，即有效搭接长度折减系数为19%.

3 套筒灌浆搭接接头力学性能分析

为保证套筒内部的钢筋应变片正常工作，应变片外部需包裹浸渍环氧树脂的纱布，长度约25～30 mm，每组试件的3 号试件未粘贴应变片.由表2 可知，每组试件中3 号试件的承载力大于1、2 号，说明由于试件搭接长度较短（112 mm），包裹纱布对钢筋-灌浆料黏结性能影响较大.故本节取未粘贴应变片试件（各组3号试件）的试验结果进行分析.

3.1 套筒壁厚对承载能力的影响

图5 为相同内径试件荷载-平均应变曲线.由于接头为搭接接头，加载时接头发生偏转，曲线无明显的屈服阶段.钢筋拉断接头的平均极限应变均小于钢筋的平均极限应变，由于试件中套筒约束搭接部分刚度较大，加载过程中变形较小，因此接头变形能力弱于钢筋.

图5 相同内径试件荷载-平均应变曲线Fig.5 Load-average strain curve of specimen with the same inner diameter

图6 为未粘贴应变片试件极限荷载与壁厚的关系曲线.套筒内径为50 mm 时，壁厚为1.5 mm、2.0 mm、2.5 mm 试件为钢筋拔出破坏，壁厚为3.0 mm 时试件为钢筋拉断破坏，试件极限承载力与套筒壁厚呈正相关关系.套筒内径为60 mm 时，壁厚为1.5 mm试件为钢筋拔出破坏.壁厚为2.0 mm、2.5 mm、3.0 mm 试件均为钢筋拉断破坏，套筒内径为70 mm 时，壁厚为1.5 mm试件为钢筋拔出破坏，壁厚为2.0 mm、2.5 mm、3.0 mm 试件均为钢筋拉断破坏.可见随着套筒内径增大，壁厚大于等于2.0 mm时，试件均为拉断破坏，壁厚对试件承载能力影响小.

图6 未粘贴应变片试件极限荷载与壁厚关系Fig.6 Relationship between ultimate load and wall thickness of specimen without strain gauge

3.2 套筒内径对承载能力的影响

图7 为未粘贴应变片试件极限荷载与内径关系曲线.当壁厚为1.5 mm 时，约束较弱，随套筒内径增大，类似于保护层厚度增大，因此试件极限承载力随着套筒内径增大而增大，但随套筒内径增大，极限承载力增长幅度减小.

图7 未粘贴应变片试件极限荷载与内径关系Fig.7 Relationship between ultimate load and inner diameter of specimen without strain gauge

当壁厚为2.0 mm时，套筒具有一定约束；当套筒内径为50 mm 时试件极限承载力已经较接近钢筋拉断破坏试件极限承载力；套筒内径为60 mm、70 mm时，试件为拉断破坏，承载力变化很小.

当壁厚为2.5 mm、3.0 mm 时，所有试件发生钢筋拉断破坏，极限承载能力取决于钢筋材性，故基本一致.

当壁厚较小（1.5 mm）时，约束较弱，内径增加，类似于保护层厚度增大，试件的承载能力增加；当壁厚大于2.0 mm 时，约束较强，在本文的8d的搭接长度下，试件基本发生拉断破坏，随着内径的增加，承载能力变化很小.

综上所述，在一定范围内，套筒内径、壁厚增大，试件承载能力增加.套筒壁厚增加，对灌浆料的约束作用增加；套筒内径增加，类似于保护层厚度增大，试件承载力增加.

4 应变分析

4.1 套筒内部钢筋测点应变

图8 为套筒内径相同试件后插入钢筋应变测点SG3 和预留钢筋应变测点SG4 弹性阶段典型的荷载-应变曲线，可见试件各测点荷载-应变曲线规律不明显.

图8 50 mm套筒内径试件SG3、SG4弹性阶段典型荷载-应变曲线Fig.8 Typical load strain curves of 50 mm sleeve inner diameter specimens SG3 and SG4 in elastic stage

图9 为相同内径试件的套筒内钢筋测点SG3、SG4 应变均为1 500×10-6时荷载对比图（图中也列出相同应变时钢筋材性试验时荷载）.图10 为后插入钢筋受力分析图.对套筒内后插入钢筋截取一段进行内力分析，各试件所用钢筋材性相同、应变相同时，测点处钢筋提供的力f相同，荷载F越大说明钢筋-灌浆料应力τ起作用越大.由图9可见，内径相同时，随着壁厚增加，试验荷载越大，说明钢筋-灌浆料黏结力越大.

图9 SG3、SG4（套筒内径相同）弹性阶段荷载-应变曲线与x轴围成面积Fig.9 Load strain curve of SG3 and SG4（with the same inner diameter of the sleeve）in elastic stage forms an area with the x-axis

图10 后插入钢筋截取部分受力分析Fig.10 Stress analysis of post inserted reinforcement（intercepted part）

图11为相同壁厚试件套筒内钢筋测点SG3、SG4应变均为1 500×10-6时荷载对比图.壁厚相同时试件荷载与内径无明显关系，说明在弹性阶段，套筒内径对钢筋-灌浆料黏结力影响不明显.综上所述，在弹性阶段，套筒壁厚比套筒内径对钢筋-灌浆料黏结力的影响明显.

图11 SG3、SG4（套筒壁厚相同）弹性阶段荷载-应变曲线与x轴围成面积Fig.11 Load strain curve of SG3 and SG4（with the same wall thickness of sleeve）in elastic stage forms an area with x-axis

4.2 套筒中部截面应变

4.2.1 套筒壁厚对中部截面纵向应变的影响

图12 为相同套筒内径试件荷载-中部截面纵向应变（SG5、SG6 测点）曲线.在加载初期SG5、SG6 测点套筒纵向应变为拉应变，随着试验荷载增大，拉应变逐渐转变为压应变，套筒近钢筋侧加载初期的拉应变比远钢筋侧拉应变更明显.可见在加载后期，搭接接头套筒纵向受压，与传统对接接头中部截面纵向受拉不同.

图12 相同套筒内径时SG5、SG6测点处荷载-应变曲线Fig.12 Load-strain curve of SG5 and SG6 specimens with the same inner diameter of sleeve

图13为套筒壁厚对极限荷载时套筒中部截面纵向应变的影响柱状图.套筒内径为50 mm时试件的近钢筋侧SG6测点应变随着套筒壁厚增大而增大（SG5为远钢筋侧，增大趋势不明显），内径为60 mm、70 mm时试件极限荷载时套筒纵向应变SG6（SG5）与套筒壁厚无明显相关关系.这与前文3.1中套筒内径为50 mm时试件极限承载力与套筒壁厚呈明显正相关、内径为60 mm、70 mm试件极限荷载与套筒壁厚相关性小相吻合.

图13 套筒壁厚对极限荷载时套筒纵向应变的影响Fig.13 Effect of sleeve wall thickness on sleeve longitudinal strain under ultimate load

4.2.2 套筒壁厚对套筒中部截面环向应变的影响

图14 为测点SG7、SG8 处试件荷载-应变曲线.由图可见，套筒中部截面环向应变在加载初期为压应变，随荷载增大，压应变逐渐转变为拉应变.

图14 相同套筒内径时SG7、SG8测点处荷载-应变曲线Fig.14 Load-strain curve of SG7 and SG8 specimens with the same sleeve inner diameter

图15 为套筒壁厚对极限荷载时套筒中部截面环向应变的影响柱状图.当试件达到极限承载力时，套筒内径为50 mm 时试件的近钢筋测点SG8 应变随套筒壁厚增大而减小（SG7 为远钢筋侧，减小趋势不明显），内径为60 mm、70 mm 时试件环向测点SG8（SG7）应变与套筒壁厚无明显关系，这与4.2.1 中关于套筒纵向应变结论吻合（套筒中部截面的纵向应变与环向应变是呈负相关的）.

图15 套筒壁厚对极限荷载时套筒中部截面环向应变的影响Fig.15 Effect of sleeve wall thickness on circumferential strain of sleeve 1/2 section under ultimate load

4.2.3 套筒内径对中部截面纵向应变的影响

图16 为套筒内径对极限荷载时套筒纵向应变的影响曲线.由图可见，当试件达到极限承载力时，壁厚1.5 mm 试件的SG5、SG6 测点纵向应变随着内径的增大而减小.壁厚大于1.5 mm的试件，SG5、SG6测点应变与套筒内径之间不存在明显的相关性.

图16 套筒内径对极限荷载时套筒纵向应变的影响Fig.16 Effect of sleeve inner diameter on sleeve longitudinal strain under ultimate load

4.2.4 套筒内径对中部截面环向应变的影响

图17 为套筒内径对极限荷载时套筒中部截面环向应变的影响曲线.当试件达到极限承载力时，套筒壁厚为1.5 mm 的试件SG7、SG8 测点环向应变整体上随着套筒内径增大而减小，而壁厚大于1.5 mm试件极限荷载时的环向应变与套筒内径无明显相关性.

图17 套筒内径对极限荷载时套筒中部截面环向应变的影响Fig.17 Effect of sleeve inner diameter on circumferential strain of sleeve 1/2 section under ultimate load

综上，在本文钢筋搭接长度为8d试验条件下，壁厚较薄和内径较小时，试件发生拔出破坏，两参数对套筒中部截面纵向和环向应变有影响；当壁厚较厚和内径较大时，试件发生拉断破坏，两参数影响较小.

5 套筒灌浆搭接接头计算公式

5.1 接头极限黏结应力计算公式

徐有邻［18］通过对大量搭接接头试验数据拟合分析，得到搭接钢筋极限黏结强度计算公式：

式中：c为保护层厚度；d为钢筋直径；l为搭接长度；ρsv为配箍率；ftc为混凝土的抗拉强度.

采用该公式形式，用D/d代替c/d反映钢筋周围灌浆料的相对厚度对黏结强度的影响，用t/D代替ρsv来体现套筒约束作用对黏结强度的影响.将本课题组前期系列试验和本次试验中发生滑移破坏试件的试验数据进行回归分析，拟合得到接头平均极限黏结应力计算公式：

式中：τu为黏结应力公式计算值；d为钢筋直径；D为套筒内径，取值范围为50～70 mm；t为套筒壁厚，取值范围为1.5～3.0 mm；fts为灌浆料劈裂抗拉强度.

黏结应力计算值τu与试验值τue的比较见表3.各试件的τu/τue在0.87～1.26 范围内，平均值为0.99，标准差为0.083，变异系数为0.084，公式拟合情况与试验结果吻合.式（4）极限黏结应力按照设计搭接长度计算，试验中由于试件偏转，套筒端部灌浆料被压碎，有效搭接长度（约为设计搭接长度的81%）减小，按设计搭接长度计算的极限黏结应力偏小，因此利用该公式计算临界搭接长度时偏安全，可供实际工程参考.

表3 各试件黏结力试验值与计算值对比Tab.3 Comparison between test values and calculated values of adhesion of each specimen

续表3

5.2 接头钢筋拉断临界搭接长度

钢筋套筒灌浆连接接头的抗拉强度不应小于连接钢筋的抗拉强度标准值，且破坏时应断于接头外钢筋［12］.因此，规定当钢筋拉断与钢筋-灌浆料黏结滑移破坏同时发生时的搭接长度为钢筋临界搭接长度，此时钢筋达到了极限抗拉强度fu，则：

推理得到临界搭接长度计算公式（7）：

式中：lcr为临界搭接长度；τu为平均极限黏结强度；fu为钢筋极限抗拉强度.

联立式（4）和（7）计算得到接头钢筋拉断临界搭接长度公式：

式中：fu为钢筋实测极限抗拉强度.

对根据式（8）计算得到的各组试件临界搭接长度lcr与试验临界搭接长度lcrt进行比较，结果如表4所示，可见计算值与试验值基本一致，说明式（8）可作为实际工程的参考.

表4 试件临界搭接长度试验值与计算值对比Tab.4 Comparison between test value and calculated value of critical lap length of test piece

6 结 论

本文进行了套筒截面尺寸不同的套筒灌浆搭接接头单向拉伸试验，得到如下结论：

1）试件的破坏形式包括钢筋拉断破坏和钢筋拔出破坏.

2）由于试件在加载过程中存在偏心作用，试件的有效搭接长度约为设计搭接长度的81%，因此套筒偏转降低了试件延性系数.

3）套筒壁厚增加，对灌浆料的约束作用增加；套筒内径增加，类似于保护层厚度增大，因此，在一定范围内，套筒内径、壁厚增大，试件承载能力增加.

4）本文条件下，套筒内径较小（50 mm）时，试件极限承载力与套筒壁厚呈正相关性.随着套筒内径增大，壁厚大于等于2.0 mm 时，试件主要为拉断破坏，壁厚对试件承载能力影响小.

5）套筒壁厚较小（1.5 mm）时，约束较弱，内径增加，类似于保护层厚度增大，试件的承载能力增加；当壁厚大于2.0 mm时，约束较强，试件基本发生拉断破坏，随着内径的增加，承载能力变化很小.

6）套筒内部钢筋应力分析表明在弹性阶段套筒壁厚对钢筋-灌浆料黏结力影响比套筒内径更明显.

7）在加载后期，套筒中部截面纵向受压，与传统对接接头纵向受拉不同.

8）内径为50 mm 套筒中部截面近钢筋侧应变随着套筒壁厚增大而增大，内径为60 mm、70 mm 试件极限荷载时套筒中部截面纵向应变与壁厚无明显相关关系.

9）提出了套筒灌浆搭接接头极限黏结应力拟合公式，得到了试件钢筋临界搭接长度计算公式，计算结果与试验数据吻合较好，可供工程应用参考.

10）本文条件下套筒壁厚和内径对接头性能影响不大，后续拟综合研究锚固长度、灌浆料强度、钢筋直径、套筒壁厚、内径等因素对接头力学性能的影响，确定最优接头尺寸，便于工程实际应用.