灌浆套筒连接是通过灌浆套筒和灌浆料将一端的钢筋应力传递给另一端钢筋, 保证钢筋受力的连续性。将其与现浇混凝土相结合, 用于装配式结构, 其设计应符合“等同于现浇结构”的要求^[1]。结构在正常使用阶段, 钢筋套筒灌浆连接接头处于拉伸或压缩的单一受力模式, 因此, 采用单轴拉伸并一次性拉伸到破坏的试验方法, 可以反映钢筋套筒灌浆连接接头的基本受力性能^[2]。目前, 国内外学者对钢筋套筒灌浆连接接头开展了大量试验和数值模拟研究, 发现钢筋套筒灌浆连接接头的破坏模式主要有钢筋接头拉断破坏、灌浆料滑移剪切破坏和灌浆套筒本身破坏三种破坏形态。钢筋与灌浆料黏结滑移破坏是钢筋套筒灌浆连接接头最不利的破坏模式, 主要受灌浆套筒本身构造、灌浆料强度以及钢筋直径^[3]等因素的影响。Ling等^[4,5]开展了直筒形、圆锥形以及套筒内部添加钢筋墩头等不同类型的钢筋套筒灌浆连接接头试验, 研究了钢筋套筒灌浆连接接头的受力机理以及破坏形态。研究认为灌浆套筒内径尺寸减小可以增强灌浆套筒对钢筋的约束程度, 提高了钢筋套筒灌浆连接接头的承载力, 而且灌浆套筒的形状会对钢筋滑移产生影响。为了提高接头的连接性能, Alias等^[1]和Hosseini等^[6]分别在灌浆套筒内部增加螺旋箍筋和剪力键, 提高了灌浆套筒与灌浆料的黏结强度, 改变了钢筋套筒灌浆连接接头的破坏形式。Henin等^[2]开展了两种不同型号的钢筋套筒灌浆连接接头试验, 分析各个接头的破坏模式, 根据摩擦黏结理论得到灌浆料和套筒的平均黏结系数为1.6。接头除了承受短期荷载外, 还受到长期荷载作用, Jansson等^[7]针对国际上常用套筒LentonInterlok和NMB Splice Sleeve, 开展了钢筋套筒灌浆连接接头的疲劳试验, 研究表明钢筋套筒灌浆连接接头的总体受力性能良好。为了弥补钢筋套筒灌浆连接接头试验的离散性, Lin等^[8]和陈洪等^[9]分别采用有限元软件对钢筋套筒灌浆连接接头进行了数值模拟, 研究了灌浆套筒、灌浆料以及钢筋之间的相互作用, 对比分析了钢筋套筒灌浆连接接头的强度值、变形能力以及灌浆套筒的受力性能, 其结果与试验值吻合较好。钢筋套筒灌浆连接接头在正常使用工况下均发挥了良好的连接性能。但是在地震作用下, 构件内部的钢筋套筒灌浆连接接头的受力状态更加复杂, 为此, 有必要对灌浆套筒接头开展在高应力反复拉压作用下的连接性能研究。

为研究钢筋套筒灌浆连接接头在地震作用下的连接性能, 文中设计并制作了6个钢筋套筒灌浆连接接头试件, 分析其在高应力反复拉压作用下的连接性能、破坏形态以及灌浆套筒的轴向和环向受力状态, 确定灌浆套筒的最不利受力截面。同时, 基于试验结果, 对钢筋套筒灌浆连接接头的受力性能进行评价。

试验中设计了两种不同钢筋型号的半灌浆套筒连接接头试件, 其中灌浆套筒的一端采用螺纹连接, 另一端采用灌浆料连接 (钢筋锚固长度为8倍钢筋直径) 。选取直径D为25 mm和28 mm的钢筋, 通过灌浆套筒连接, 其试件的几何尺寸及构造见图1。试件分2组, 每组3个, 第1组试件编号为GF-25-1～GF-25-3, 第2组试件编号为GF-28-1～GF-28-3, 具体见表1。

基于灌浆套筒实际工程应用, 试件制作过程如图2所示。将灌浆套筒与钢筋进行螺纹连接 (满足弯矩要求^[10]) , 制备了专用灌浆料, 其力学性能参数见表2。将钢筋灌浆套筒及钢筋固定安装, 保证套筒与钢筋中心对齐, 从灌浆套筒的灌浆口进行灌浆, 以保证灌浆的密实度, 试件标准养护28 d。钢筋及套筒力学性能参数见表3。

为反应钢筋套筒灌浆连接接头在地震作用下的连接性能, 对试件进行高应力反复拉压试验。为防止钢筋套筒灌浆连接接头在受压作用下屈曲, 在灌浆套筒位置设置环向固定装置, 其加载装置如图3所示。根据JGJ 355—2015《钢筋套筒灌浆连接应用技术规程》^[12]和JGJ 107—2003《钢筋机械连接通用技术规程》^[13]中的规定, 其加载制度为:先拉伸至0.9f¯y0.9f¯y (f¯yf¯y为钢筋实测屈服强度平均值) , 然后卸载并反向加载至0.5f¯y0.5f¯y, 循环20次, 最后拉伸至破坏, 停止加载。

试验中主要测量了钢筋的轴向拉压荷载、接头端部的钢筋应变、灌浆套筒外壁轴向应变 (Z1～Z6) 、环向应变 (H1～H3) 、接头标距CD的变形等。钢筋端部的荷载由力传感器测量, 套筒外壁及钢筋变形由应变片测量, 接头标距范围内的变形由百分表和位移计测量, 并由DH3815数据采集仪采集记录。钢筋套筒灌浆连接接头的测点布置见图4。

钢筋套筒灌浆连接接头的破坏形态均为接头两端的钢筋拉断破坏, 如图5所示。

在保证灌浆料和灌浆套筒本身强度的前提下, 钢筋锚固长度大于8倍的钢筋直径时, 在高应力反复拉压作用下, 可以实现钢筋套筒灌浆连接接头的抗拉强度等同于同型号钢筋抗拉强度。但是接头两端的钢筋破坏位置不同, 其中60%的接头在灌浆一侧出现钢筋拉断破坏, 断裂位置距离套筒端部的平均距离为67.17 mm。

灌浆套筒内部灌浆料受力复杂, 主要起到传递钢筋与灌浆套筒内力的作用。加载后期, 其端部出现严重损伤, 伴有脱落现象, 如图6所示。两组试件灌浆料平均破坏深度分别为20.25 mm和24.37 mm, 平均约为灌浆套筒长度的8.1%, 其主要原因是灌浆套筒端部对灌浆料的约束程度不足。由于钢筋、灌浆套筒与灌浆料的刚度不同, 使三者的变形不协调, 灌浆料发生剪切破坏。

在高应力反复拉压作用下, 钢筋套筒灌浆连接接头的荷载-变形曲线见图7。从图中可以看出:屈服前, 钢筋套筒灌浆连接接头的荷载-变形曲线基本呈线性;随着加载的进行, 接头达到屈服荷载且有明显的屈服平台;继续加载, 钢筋套筒灌浆连接接头达到极限荷载, 灌浆套筒端部钢筋出现“颈缩”现象, 钢筋拉断破坏。可见, 钢筋套筒灌浆连接接头的受力特征与普通钢筋的拉伸力学性能相似。因此, 钢筋套筒灌浆连接接头与同型号钢筋的拉压力学特性基本相当。

分别测量了接头屈服状态 (试件荷载-变形曲线由上升段变为平台段的临界点) 和极限状态的荷载和变形, 见表4。钢筋及钢筋套筒灌浆连接接头的屈服荷载与极限荷载随着钢筋直径的增加而增加。钢筋套筒灌浆连接接头的屈服强度和抗拉强度与钢筋强度基本一致。与钢筋强度相比, 循环次数对钢筋套筒灌浆连接接头的抗拉强度影响不明显。

在高应力反复拉压作用下, 与直径25 mm的钢筋抗拉承载力相比, 钢筋直径25 mm的钢筋套筒灌浆连接接头屈服荷载和极限荷载稍有提高;接头的屈服位移和极限位移略有降低, 分别是钢筋屈服位移和极限位移的59.7%和90.3%。钢筋直径28 mm的钢筋套筒灌浆连接接头在高应力反复拉压荷载的作用下, 其屈服荷载为259.30 kN, 与直径28 mm钢筋的抗拉承载力基本相同, 但屈服位移降低了19.8%;接头的极限荷载略有提高, 其极限位移是钢筋极限位移的1.17倍。由以上数据可以看出:接头在反复拉压荷载作用下, 其承载力略有强化, 但是由于灌浆套筒本身的变形能力远远小于相同长度的钢筋变形能力, 使接头的屈服位移比普通钢筋的屈服位移小。

由于灌浆套筒内部凹凸不平, 使得灌浆料与灌浆套筒间的黏结强度增强, 灌浆料在受剪同时产生膨胀。灌浆套筒在受力过程中主要有两种作用:一种是因灌浆料受剪膨胀而产生的环向膨胀作用;另一种是灌浆套筒受拉, 因“泊松效应”而产生环向收缩作用。这两种作用影响灌浆料、灌浆套筒与钢筋间的黏结滑移强度。为此, 在灌浆套筒表面粘贴环向应变片, 以监测灌浆套筒在高应力反复拉压作用下环向应变的发展。试件环向应变发展曲线见图8。

由图8a～8c可知, 直径25 mm的灌浆套筒试件环向最大拉应变为1.0×10^-3, 最大压应变为0.2×10^-3, 说明灌浆套筒环向处于弹性状态。测点H1荷载-应变曲线基本呈线性变化, 钢筋套筒灌浆连接接头在拉力作用下, 灌浆料产生的膨胀作用大于灌浆套筒因“泊松效应”产生的约束作用, 灌浆套筒环向呈现受拉状态。测点H2和测点H3的应变相对较小。加载后期, 测点处的应变出现回弹现象, 其原因是接头端部的钢筋受拉“颈缩”。对于钢筋套筒灌浆连接接头 (试件GF-25-1～GF-25-3) 受压过程中, 测点H1主要处于受压状态, 测点H3主要处于受拉状态, 而测点H2基本上处于两者的受力状态之间 (试件GF-25-1除外) 。测点H1和测点H3都处于套筒灌浆连接的端部, 受力性能受灌浆料的影响较大, 灌浆套筒的螺纹连接和灌浆料的界面处 (测点H1处) 的环向应变最大。

由图8d～8f可知, 加载初期, 各测点的应变基本呈线性变化, 直到试件屈服, 其环向应变显著增加。直径28 mm的钢筋套筒灌浆连接接头, 测点H1处的环向应变变化较为明显, 其中试件GF-28-1、GF-28-3的灌浆套筒最大拉应变分别为6.0×10^-3和5.2×10^-3, 说明灌浆套筒环向受力屈服。测点H1与测点H3的变化趋势基本一致 (除试件GF-28-2外) , 测点H2的应变发展与测点H1、H3的应变发展相反。钢筋套筒灌浆连接接头在受拉荷载的作用下, 套筒因“泊松效应”产生的收缩作用明显高于灌浆料的膨胀作用。

对比分析两种不同型号钢筋的套筒灌浆连接接头, 发现直径28 mm的灌浆套筒的环向约束作用高于直径25 mm的灌浆套筒的。

灌浆套筒轴向应变发展曲线见图9。由图9a～9c可知, 直径25 mm的灌浆套筒轴向最大拉应变为1.2×10^-3, 最大压应变为0.3×10^-3, 说明灌浆套筒轴向处于弹性受力状态。对比分析不同测点处的应变发现:测点Z3的应变最大, 测点Z4次之, 说明灌浆料与螺纹连接界面处的轴向变形最大, 其为灌浆套筒轴向受力的最不利截面, 同时测点Z3和测点Z4之间的灌浆料起到传递应力的作用;测点Z2在钢筋与灌浆套筒螺纹连接处的连接性能较好;测点Z5处于钢筋套筒灌浆连接端部, 由于端部的灌浆料出现了不同程度的损伤, 轴向应变较小。由图9d～9f可知, 直径28 mm钢筋的灌浆套筒受力最不利截面处的轴向变形接近屈服应变 (试件GF-28-1除外) 。测点Z2和Z5的轴向变形较小。

综上分析可知: 1) 灌浆套筒的螺纹连接与灌浆料的界面为其受力最不利截面; 2) 灌浆套筒起到轴向传力作用的同时, 也对内部灌浆料有环向约束作用, 增强了灌浆料、钢筋与灌浆套筒三者的黏结强度; 3) 由于灌浆套筒连接接头的截面刚度远大于相同截面钢筋的截面刚度, 使灌浆套筒连接构件的局部刚度较大, 对构件整体抗震性能不利, 因此有必要对其进行优化。可适当增加灌浆套筒受力最不利截面的厚度, 减小灌浆套筒的端部厚度, 使灌浆套筒成为两端厚度逐渐减弱的梭形, 以改善灌浆套筒的受力性能。同时, 这种形状可减小灌浆套筒的抗弯刚度, 进而降低灌浆套筒区域对构件抗震性能的不利影响。

钢筋套筒灌浆连接接头两端钢筋的轴向应变-荷载曲线如图10所示。

在高应力反复拉压作用下, 钢筋套筒灌浆连接接头两端钢筋的应变没有明显的屈服段, 其主要原因是灌浆套筒对钢筋起到了端部约束作用。达到屈服荷载时, 其轴向应变变化明显;之后, 由于接头其他位置处的钢筋出现“颈缩”现象, 其轴向应变急剧减小。

为了评价钢筋套筒灌浆连接接头的受力性能, 采用屈服比、强度比、延性比及承载力能力利用比等指标进行评价。

采用钢筋套筒灌浆连接接头的屈服强度f_sy与钢筋屈服强度标准值f_yk (f_yk=400 MPa) 的比值表示钢筋套筒灌浆连接接头的屈服比δ_y^[5,14,15], 即

δy=fsyfyk (1)δy=fsyfyk(1)

合格的钢筋套筒灌浆连接接头的屈服比最小值为1。表5给出了各试件钢筋套筒灌浆连接接头的屈服比, 由表5可见, 钢筋直径为25 mm和28 mm的钢筋套筒灌浆连接接头的屈服比平均值分别为1.17和1.06, 满足要求。

采用钢筋套筒灌浆连接接头极限强度f_su与钢筋屈服强度标准值f_yk的比值δ_s表示钢筋套筒灌浆连接接头的强度比, 即

δs=fsufyk (2)δs=fsufyk(2)

根据文献ACI 318R- 02^[14]与AC-133^[15]中规定, 强度比最小值为1.25。钢筋直径为25 mm和28 mm的钢筋套筒灌浆连接接头强度比平均值分别为1.59和1.51, 两种接头的强度比较为接近, 这主要与接头的破坏形态有关。

钢筋套筒灌浆连接接头在抗震区应该具备一定的延性, ACI 318R- 02^[14]规定钢筋套筒灌浆连接接头的延性比最小值为4, 采用接头的破坏极限位移Δ_u与屈服位移Δ_y的比值δ_u作为评价钢筋套筒灌浆连接接头延性的标准, 即

δu=ΔuΔy (3)δu=ΔuΔy(3)

钢筋直径为25 mm和28 mm的灌浆套筒接头延性比平均值分别为4.84和4.16。

钢筋套筒灌浆连接接头在受拉极限状态下, 其接头受力最不利截面的轴向强度f_us (最不利截面处轴向应变与弹性模量的乘积) 与灌浆套筒平均屈服强度f_yl的比值δ_eff, 可用于表征钢筋套筒灌浆连接接头在使用过程中的承载力能力利用比, 即

δeff=fusfyl (4)δeff=fusfyl(4)

钢筋直径28 mm的钢筋套筒灌浆连接接头的承载能力利用比较高, 钢筋直径25 mm的钢筋套筒灌浆连接接头的承载能力利用比仅为其50%左右, 故应对钢筋直径25 mm的钢筋套筒灌浆连接接头进行优化, 提高其承载能力利用比, 进而降低灌浆套筒对钢筋混凝土构件抗震性能的不利影响。

1) 钢筋锚固长度约为8倍钢筋直径时, 钢筋套筒灌浆连接接头的破坏模式均为钢筋拉断破坏, 钢筋套筒灌浆连接接头的抗拉强度等同于同型号钢筋的抗拉强度。

2) 高应力反复拉压作用对钢筋套筒灌浆连接接头的连接性能影响不明显, 灌浆套筒端部的灌浆料都有一定程度的损伤破坏, 损伤深度平均约为灌浆套筒长度的8.1%。不同类型的灌浆套筒均对内部灌浆料起到环向约束作用, 但约束机理有所不同。

3) 钢筋套筒灌浆连接接头的屈服比、强度比均满足规范要求, 延性比大于4, 但钢筋直径25 mm的钢筋套筒灌浆连接接头的承载能力利用比较低, 应对其进一步优化。