灌浆套筒过高的价格已成为制约装配式混凝土结构推广应用的主要因素之一^[1,2]。为此, 国内外学者开展了新型套筒的研发工作。Einea等^[3]采用光圆钢管设计了4类不同构造的灌浆套筒 (图1a~1d) , 单向拉伸试验结果表明, 图1d所示套筒灌浆连接的钢筋黏结强度最高, 其次为图1c所示套筒连接, 但前者施工容许偏差过小, 不适于工程实践;Kim^[4]采用两端缩口的内壁光圆套筒制作了不同的钢筋连接试件, 对套筒的约束作用进行了试验研究, 结果表明:套筒的约束应力为15~29 MPa, 并随钢筋锚固长度的减小而增加;Ling等^[2]对图1b及图1e所示套筒灌浆连接的结构性能进行了单向拉伸试验研究, 结果表明, 图1e套筒连接的黏结强度较图1b套筒的提高了25%~35%;Sayadi等^[5]采用梁式试件对图1f所示套筒灌浆连接的强度进行了试验研究, 结果表明, 高强螺栓布置在钢筋弹性段时, 会降低连接的抗拉强度, 但未给出强度降低的原因;Henin等^[6]采用无缝钢管, 利用机械车床加工了一种内壁布有螺纹的灌浆套筒, 钢筋连接的单向拉伸试验结果表明, 当套筒总长为16倍钢筋直径时, 可确保连接钢筋达到其抗拉强度;Seo等^[7]制作了一批墩头钢筋的半灌浆套筒灌浆连接试件, 通过单向拉伸试验研究了墩头对钢筋黏结强度的影响, 建议墩头直径与钢筋直径的比值宜取1.3;郑永峰等^[1,8]利用无缝钢管采用冷滚压工艺制作了一种变形灌浆套筒 (grouted deformed pipe splice, GDPS) (图1g) , 并进行了试验研究, 验证了该套筒的可行性。同时认为套筒内腔构造影响套筒的约束机理及约束作用, 进而影响钢筋的黏结强度。

综上, 灌浆套筒设计的关键在于对其内腔的设计, 合理的内腔构造可提高钢筋套筒灌浆连接的结构性能, 并可节约套筒用钢量。而目前的研究主要针对某一特殊内腔构造的套筒的可行性, 缺少内腔构造参数化试验依据。为此, 文中根据套筒的内腔构造特点, 基于GDPS套筒, 主要考虑其内壁环肋的数量、间距及凸起高度等参数, 通过单调轴向拉伸试验分析套筒内腔构造的影响。

试验中主要考虑了套筒内壁环肋数量、间距及凸起高度等参数, 制作了29组GDPS套筒灌浆连接试件及2组光圆套筒灌浆连接试件, 每组2个同规格试件。为确保钢筋发生拔出破坏, 大多数试件的钢筋锚固长度不大于5倍钢筋公称直径。试件几何尺寸及构造见表1及图2。

图2中S类套筒为光圆套筒, 未设凹槽和环肋;G类和G^*套筒的构造主要区别在于:端部第一、二道环肋的间距不同, 分别为25 mm和45 mm, 且所有G^*类套筒每端仅设2道环肋, 而G类套筒每端则设置1~4道环肋。G类和G^*类套筒外表面的倒梯形凹槽均通过三轮滚压冷加工而成, 钢管内表面跟随滚压凹槽变形而自动形成圆弧状环肋。灌浆孔和出浆孔直径均为10 mm。套筒两端采用10 mm厚橡胶密封塞封堵。

以试件G3-h1.5-G7-4d-d18为例说明试件的编号规则:第1组表示套筒类别, 包括S、G及G^*三类套筒, 数字为套筒每端环肋数量;第2组表示环肋内壁凸起高度h_r, S类套筒由于内壁没有环肋, 所以试件名称中没有该组数据;第3组表示灌浆料龄期, 包括7 d和28 d两类;第4组表示钢筋锚固长度, 4 d表示钢筋锚固长度为4d_b;第5组表示连接钢筋公称直径, d18即为d_b=18 mm。

试验用套筒均由Q345B低合金无缝钢管加工而成, 钢管外径和壁厚分别为45 mm和4 mm, 实测屈服强度为352 MPa, 抗拉强度为510 MPa, 弹性模量为2.06×10⁵MPa。钢筋均采用HRB400钢筋, 实测材料性能见表2。灌浆料为高强无收缩水泥基灌浆料, 水料比为0.13, 初始流动度为305 mm, 30 min流动度为290 mm, 根据与试件同时浇筑、同条件养护的灌浆料试块 (40 mm×40 mm×160 mm) 测定的7 d抗压强度、抗折强度平均值分别为81.4 MPa和11.9 MPa, 28 d抗压强度、抗折强度平均值分别为91.8 MPa和14.6 MPa。

试件在MTS疲劳试验机上加载 (图3) , 采用单调加载试验, 加载速率为2 MPa/s, 钢筋被拉断或被拔出时终止加载, 试验过程中由试验机自动记录试验拉力和夹具间的位移。同时, 在钢筋表面及套筒中部粘贴应变片, 监测加载过程中的应变变化。

S类套筒试件均在套筒和灌浆料间出现黏结破坏, 承载能力较低 (图4a) ;钢筋锚固长度不大于5d_b时, G类和G^*类套筒试件均为钢筋拔出破坏 (图4b、4c) , 即在钢筋和灌浆料间出现黏结破坏, 与预期破坏模式一致。图4b所示的套筒每端仅有一道环肋, 当钢筋被拔出时, 灌浆料与套筒间出现了明显滑移, 滑移长度约为10 mm, 灌/出浆口处灌浆料齿被剪断。图4c所示的套筒每端设置三道肋, 尽管亦是钢筋被拔出, 但灌浆料与套筒间黏结良好, 仅套筒端部的灌浆料呈锥形剥落, 与钢筋拉断破坏类似。这表明仅在套筒端部设置一道环肋, 即可避免钢筋连接发生套筒-灌浆料黏结破坏。当钢筋锚固长度为6d_b时, G类套筒试件的连接钢筋均在套筒外侧被拉断, 如图4d所示。

图5为试件G4-h2.0-G28-5d-d18-1的灌浆料破坏形态。可见, 灌浆料在靠近内侧第二道环肋及套筒中部断裂, 在靠近内侧第一道环肋处有一道明显的环向裂缝, 最大裂缝宽度为0.5 mm。同时, 在靠近钢筋的加载端区域, 有多道斜向劈裂裂缝出现, 裂缝宽度为0.1~0.5 mm。以上裂缝均是由于钢筋横肋、灌浆料、套筒环肋三者间的相互作用造成。

表3中列出了试件的极限荷载P_u及黏结强度τ_max, 其中钢筋黏结强度按式 (1) 计算, 套筒-灌浆料间黏结强度按式 (2) 计算。

式中, τ_b为钢筋黏结强度, P_u为试件的极限荷载, d_b为钢筋公称直径, l_b为钢筋锚固长度, τ_s为套筒-灌浆料间黏结强度, D_{s, in}为套筒内径, L为套筒长度, L₁为套筒端部密封塞厚度。

为研究连接钢筋的黏结性能, 设计试件钢筋锚固长度远小于JGJ 335—2015^[9]规定的8倍钢筋公称直径要求。由表3可知, G类套筒连接试件的锚固长度达到5d_b时, 连接的抗拉强度均大于1.25倍钢筋屈服强度标准值, 满足ACI 318-11^[10]中的Ⅰ类连接强度要求;达到6d_b时, 连接均为钢筋拉断破坏, 满足JGJ 335—2015^[9]单向拉伸强度要求及ACI 318-11^[10]中的Ⅱ类连接强度要求。

图6为试件极限荷载与套筒环肋数量的关系, 其中对比试件仅环肋数量不同 (曲线名称中用“x”表示) , 其余参数均相同, 以下同。可见, 对于钢筋锚固长度为3.5d_b和4d_b的试件, 环肋数量从1道增至3道时, 极限荷载分别平均提高了9.1%和11.0%。对于锚固长度为5d_b的试件, 环肋数量从1道增至3道时, 极限荷载提高3.7%;从2道增至3道时, 极限荷载平均提高3.4%;而从3道增至4道时, 极限荷载存在降低现象, 变化幅度为-2.1%~0.4%。

由图6还可见, 在环肋数量相同的情况下, 随着环肋凸起高度的增加, 极限荷载随之增加。钢筋锚固长度为3.5d_b和4d_b的试件, 凸起高度从0.5 mm增大至1.5 mm时, 极限荷载分别平均提高16.2%和8.4%。对于锚固长度为5d_b的试件, 凸起高度从1.0 mm增大至1.5 mm时, 极限荷载平均提高2.0%;而从1.5 mm增大至2.0 mm时, 极限荷载有所降低, 但幅度不大, 为-3.2%~0.3%, 如图7所示。

总体上, 试件极限荷载随着环肋数量和内壁凸起高度的增加而增大, 增大幅度随钢筋锚固长度的增大而减小。但需要说明的是, 当环肋数量较多 (大于3道) , 内壁凸起高度较大 (h_r≥1.5 mm) 时, 部分试件的极限荷载存在降低现象。同时, 对比G类和G^*类套筒试件可见 (图8) , 当2道环肋的间距从25 mm增大至45 mm时, 对应的极限荷载降低16.6%~28.5%。以上结果表明, 环肋应布置在合理的区段内, 否则过多的环肋和过高的凸起会降低连接的承载力。

图9为G3-h2.0-G28-xd-d18各组试件的极限荷载和黏结强度与钢筋锚固长度的关系, 可见随钢筋锚固长度的增加 (从4d_b增加至5d_b) , 极限荷载提高14.9%, 黏结强度则降低8.2%。原因是随着钢筋锚固长度的增加, 钢筋与灌浆料间有更大的机械咬合力, 进而使极限荷载有所提高;然而, 由于黏结应力沿锚固长度非均匀分布, 锚固长度越长, 应力分布越不均匀, 进而造成钢筋黏结强度随锚固长度的增加而降低。

钢筋屈服前, 钢筋套筒灌浆连接的平均滑移s_ave可按式 (3) 计算:

式中, u_mea为疲劳试验机夹具间的位移, δ_e为钢筋无黏结段弹性变形。

由于对比试件的钢筋均从同一根钢筋上截取, 并且无黏结段长度相等, 所以δ_e近似相等, 进而可计算对比试件的试验机夹具间的位移差 (Δu_mea) 与滑移差 (Δs_ave, 包括钢筋-灌浆料和套筒-灌浆料间的滑移) 之间的关系为Δu_mea=2Δs_ave。因此, 不同试件的夹具间位移的大小, 可以反映连接黏结滑移性能的优劣。为便于比较, 仅给出试件荷载-位移曲线的强化段和下降段, 如图10、11所示。

由图10可见, 随着环肋数量的增加, 曲线上升段的斜率增大, 位移减小, 但环肋数量的影响也在减小, 即位移逐渐接近。同时, 由图10还可见, 凸起高度较小时 (h_r=1.0 mm) , 环肋数量的变化对连接位移的影响更大。表4中列出了钢筋应力f_b=0.6f_byk时的试件位移差。

图11为环肋间距不同的试件的荷载-位移曲线对比 (G类和G^*类套筒连接试件的对比) 。可见, 环肋数量相同时, 随着环肋间距的增大, 曲线上升段斜率减小, 位移明显增大。

图12为不同环肋高度的试件的荷载-位移曲线。可以看出, 随着环肋内壁凸起高度的增加, 曲线上升段斜率增大, 试件位移减小。同时, 对比图12a、12b、12c可见, 随着环肋数量的增加, 内壁凸起高度对连接位移的影响逐渐降低。套筒每端布置4道肋时, 环肋高度的增大对变形的影响较小。表5中列出了钢筋应力f_b=0.6f_byk时的试件变形差。

综上所述, 随着套筒环肋数量和环肋内壁凸起高度的增加, 套筒与灌浆料间的黏结滑移减小, 套筒对灌浆料的主动约束增强^[1,8], 连接钢筋的黏结性能提高, 试件位移减小。但当凸起高度不小于1.5 mm时, 3道肋和4道肋套筒试件的位移非常接近, 位移差不大于0.02 mm (f_b=0.6f_byk) ;与之对应, 当环肋数量为4道, 凸起高度不小于1 mm时, 内壁凸起高度的变化对连接位移的影响较小, 变形差在0.04 mm以内 (f_b=0.6f_byk) 。同时, 需要说明的是, 与对试件受拉承载力的影响类似, 在满足套筒与灌浆料具有足够机械咬合作用的情况下, 当最内侧环肋过于靠近套筒中部时, 会削弱连接钢筋的黏结性能, 增大试件位移。因此, 合理确定套筒环肋的分布范围成为套筒内腔构造设计的关键。

图13为G3-h2.0-G28-xd-d18各组试件的荷载-位移曲线对比。随钢筋锚固长度的增加, 曲线初始上升段的斜率增大, 即连接的轴向刚度增大, 位移减小, 结构性能更好。在钢筋应力达到0.6f_byk时, 锚固长度5d_b试件的位移比4d_b试件减小了0.14 mm, 6d_b试件的位移比5d_b试件减小了0.04 mm。可见, 位移减小幅度随锚固长度的增加而降低。

根据套筒的内腔构造, 可将套筒分为变形段 (有肋段) 和光滑段 (无肋段) 两个部分, 如图14所示。在拉力作用下, 钢筋肋部的锥楔作用在灌浆料与套筒间产生接触压力。套筒内壁环肋处接触压力的轴向分量可阻止灌浆料跟随钢筋产生滑移, 径向分量可约束灌浆料的劈裂膨胀变形, 提高钢筋的黏结强度。因此, 增加环肋数量, 增大凸起高度可减小灌浆料的轴向位移, 提高套筒对灌浆料的约束, 进而提高钢筋的黏结性能。

同时, 通过试验发现, 当环肋数量过多或最内侧环肋过于靠近套筒中部时, 连接会出现强度降低、位移增大的现象。其原因为:在连接钢筋的非弹性段, 由于钢筋应力、应变、滑移较大, 在钢筋肋部对灌浆料产生较大的挤压力, 灌浆料劈裂裂缝得到充分开展, 套筒环肋处的接触压力对灌浆料的约束非常明显^[1]。在这一区段, 环肋的设置有利于提高钢筋的黏结性能;而在钢筋弹性段, 由于钢筋应力较小, 灌浆料仅存在少量的细微劈裂裂缝, 但由于套筒内壁环肋的存在, 环肋对灌浆料的止推作用造成环肋两侧灌浆料的变形不一致, 导致灌浆料在环肋处开裂, 如图15所示。该裂缝的存在削弱了钢筋弹性段与灌浆料的黏结, 造成钢筋黏结强度的降低和黏结滑移的增大, 进而造成连接强度的降低和位移的增大。因此, 套筒环肋应布置在钢筋的非弹性段。

Sezen等^[11]对钢筋混凝土梁柱节点处柱纵筋的黏结滑移性能进行了研究, 提出了钢筋双段均布黏结应力模型。该模型假定黏结应力在钢筋弹性段和非弹性段均匀分布, 钢筋弹性段和非弹性段计算长度l_e、l_ue分别为:

式中:f_bu为钢筋抗拉强度, MPa;f_by为钢筋屈服强度, MPa;d_b为钢筋公称直径;τ_e为钢筋弹性段的均布黏结应力, , f_c为混凝土抗压强度, MPa;τ_ue为钢筋非弹性段的均布黏结应力, 

Sayadi等^[5]按式 (4) 和式 (5) , 用灌浆料强度代替混凝土强度, 对钢筋套筒灌浆连接中钢筋的弹性段和非弹性段长度进行了计算, 并以高强螺栓 (图1f) 的分布长度作为试验参数, 研究了套筒-灌浆料间的机械咬合作用对连接抗拉强度的影响, 在一定程度上验证了将该模型应用于钢筋套筒灌浆连接的可行性。

根据本文试验用材料力学性能指标, 按式 (4) 和式 (5) 计算了钢筋的非弹性段长度, 对于18和20钢筋连接, 非弹性段长度分别为133 mm (7.4d_b) 和166 mm (8.3d_b) , 远大于文中钢筋的锚固长度。因此, 由于套筒内腔构造的差异, 式 (4) 、 (5) 不能直接用于GDPS套筒灌浆连接。

为此, 文中对上述计算方法进行了修正, 并给出如图16所示的分析模型, 模型仍假定钢筋黏结应力在非弹性段和弹性段均匀分布, 但黏结应力的合理取值至关重要。对于采用每端布置1道或2道肋、凸起高度为0.5 mm的GDPS套筒, 钢筋锚固长度为3.5倍或4倍钢筋公称直径的试件, 套筒内腔构造对钢筋的黏结性能影响较小, 并且由于钢筋锚固长度较短, 黏结应力分布更均匀, 连接钢筋未屈服即被拔出。因此, 此类试件的平均黏结强度可近似模拟钢筋套筒灌浆连接中的钢筋弹性段的平均黏结应力, 即

τ_e计算结果见表6。τ_e取平均值, 即, 式中f_g为灌浆料抗压强度, 取81.4 MPa。

连接破坏后的剖切图表明^[1], 在钢筋非弹性段, 钢筋直径减小, 其横肋背面与灌浆料拉脱, 横肋前面灌浆料被压碎。因此, 该段的钢筋黏结力主要为摩擦力, 类似于残余黏结力。根据欧洲规范建议^[12], 约束状态下钢筋的残余黏结应力为黏结强度的40%。因此, 本文中钢筋非弹性段的黏结应力τ_ue取0.4τ_e, 即。钢筋非弹性段长度l_ue按式 (5) 计算, 弹性段长度l_e计算公式修正为

表7为钢筋拉断破坏试件的非弹性段长度计算值, 其灌浆料抗压强度取28 d强度 (91.8 MPa) , 钢筋屈服强度和抗拉强度均按文中实测值计算。按本文中G类套筒环肋的设计, 并考虑环肋宽度 (8 mm) , 则对于18钢筋连接, 其非弹性段端点位于第3、4道环肋之间, 与试验结果吻合。同时, 假定钢筋实测屈服强度和抗拉强度为其对应强度标准值的1.15倍, 对22和25钢筋GDPS套筒灌浆连接的非弹性段长度进行了计算, 并建议进行套筒内腔设计时, 将环肋布置在钢筋非弹性段内。

需要说明的是, 当连接发生钢筋拔出破坏时, 由于钢筋最大应力小于其抗拉强度, 非弹性段长度小于表7计算值, 并且连接的破坏荷载越小, 钢筋的实际非弹性段越短。如果钢筋未屈服, 则非弹性段长度为0。这也是图8及图11中的试件, 当2道环肋的间距从25 mm增至45 mm时, 极限荷载显著下降、变形明显增加的原因。

1) 增加套筒环肋数量, 增大环肋内壁凸起高度, 可提高钢筋套筒灌浆连接的承载力, 但提高幅度随钢筋锚固长度的增大而减小。

2) 随着套筒环肋数量和凸起高度的增加, 钢筋屈服前的连接位移逐渐减小, 但减小幅度逐渐降低。

3) 套筒环肋数量不宜少于3道, 内壁凸起高度不宜小于1.0 mm。同时, 环肋分布范围受钢筋非弹性段长度限制, 在钢筋弹性段布置环肋或增大环肋内壁凸起高度会降低连接的承载力, 增大连接的位移。

4) 钢筋非弹性段与灌浆料间的平均黏结应力约为, 据此推出了钢筋非弹性段长度的计算方法。