2020, Vol. 52
2. 山西建筑工程集团有限公司，太原 030032
2. Shanxi Construction Investment Group Co. Ltd., Taiyuan 030032, China
灌浆套筒是目前装配式混凝土结构中钢筋主要连接方式，采用钢筋对接连接，见图 1(a)，即在套筒的中心插入两根对接的钢筋后注浆.目前，该连接的研究较为成熟.
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图 1 接头构造示意 Fig. 1 Schematic of joints construction |
2013年吴小宝等[1]进行了灌浆套筒对接接头拉伸试验，证明了接头变形与钢筋种类无明显关系；2015年郑永峰等[2]通过拉伸试验，研究了对接接头套筒约束机理；2016年郑永峰等[3]进行了变形套筒拉伸试验及有限元分析，证明了该对接接头抗拉强度满足要求；2018年刘洋等[4]进行了对接接头单向拉伸、高应力及大变形反复拉压试验，分析了钢筋直径、套筒形式和钢筋偏位对接头力学性能的影响；2018年许成顺等[5]通过接头高应力反复拉压试验，发现高应力循环作用对接头性能影响不明显；2019年王瑞等[6]采用ABAQUS进行对接接头模拟，发现当接头为钢筋拉断破坏时，钢筋偏位对承载力影响不显著.
套筒灌浆搭接接头是在两搭接钢筋外部安放套筒后注浆，以此实现钢筋的连接，见图 1(b)，这是余琼[7]提出的新的钢筋连接方式.该接头具有套筒直径较大，施工便利、灌浆易密实、造价低等优势.
2016年余琼等[8]进行了以钢筋直径与套筒长度为变量的搭接接头拉伸试验，分析了接头受力机理，提出了搭接黏结应力和临界搭接长度的计算公式；2017年余琼等[9]通过拉伸试验，研究搭接长度变化对钢筋及套筒力学性能的影响，同时发现搭接接头对套筒材料抗拉性能要求低.
对接与搭接接头都是利用套筒约束浆锚连接，但钢筋连接方式不同，因此其传力机理不同.本文通过24个对接和12个搭接接头单向拉伸试验，研究了对接及搭接接头破坏形态、力学性能、力-位移曲线差异，分析了两者套筒纵向、环向应变的不同，为搭接接头运用于预制装配式结构钢筋连接提供理论依据.
1 试验概况 1.1 试件设计及制作试验制作了24个对接与12个搭接接头.接头钢筋直径及套筒截面尺寸、厚度相同，对接接头套筒长度6 d~20 d(d为钢筋的公称直径)，搭接接头套筒长度6 d~12.5 d.
对接试件两钢筋对接布置于套筒轴线位置，浇筑灌浆料，在筒壁粘贴SG1、SG2应变片分别测量套筒中部截面纵向、环向应变.试件详细尺寸(见表 1)及应变片布置示意见图 2.
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表 1 试件详细尺寸 Tab. 1 Detailed dimensions of specimens |
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图 2 对接试件详细尺寸及应变片布置示意 Fig. 2 Detailed dimensions of butt joint and layout of strain gauge |
搭接试件先把预留钢筋在筒壁两端点焊(固定钢筋位置)，再将后插入钢筋与预留钢筋紧密贴放，最后注入灌浆料.在筒壁粘贴SG3、SG4 (SG5、SG6)应变片分别测量近、远钢筋侧套筒中部截面纵(环)向应变.试件详细尺寸(见表 1)及应变片布置见图 3.
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图 3 搭接试件详细尺寸及应变片布置示意 Fig. 3 Detailed dimensions of lap joint and layout of strain gauge |
对接及搭接试件材料相同，套筒使用的是Q235B无缝钢管，屈服强度≥235 MPa，抗拉强度为375~500 MPa；试件使用的是HRB400钢筋，屈服强度实际测得为448.82 MPa，极限抗拉强度为625.14 MPa.灌浆料试件28天抗折、抗压强度按文献[10]测得分别为7.23、61.55 MPa；灌浆料立方体劈裂抗拉强度按文献[11]测得为3.67 MPa.
1.3 加载方案试验装置为万能试验机，在试件屈服前采用力控制匀速加载，加载速率为1 kN/s，加载至130 kN时，控制试验机夹头分离速率为100 mm/s，直至试件发生破坏，无法加载.试验装置见图 4.
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图 4 试验装置示意 Fig. 4 Schematic of loading device |
试件极限荷载Pu、极限抗拉强度fu、屈服位移δy(屈服荷载对应的两夹头间钢筋的位移)、极限位移δu(Pu对应的两夹头间的位移)以及试验破坏形态见表 2.
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表 2 试验结果统计 Tab. 2 Results of the experiment |
对接试件有两种破坏形态：钢筋屈服前或屈服后灌浆料从套筒中拔出破坏(图 5)和钢筋屈服后从灌浆料中拔出破坏(图 6).未出现钢筋拉断破坏.
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图 5 对接试件灌浆料从套筒中拔出破坏 Fig. 5 Failure of grouting material of butt joint specimen pulled out from sleeve |
灌浆料从套筒中拔出破坏试件，加载过程中套筒内部裂纹不断开展(试验中可听灌浆料开裂声响)，直至灌浆料中间截面(两钢筋相对处)裂缝贯穿整个横截面，当外力大于套筒与灌浆料之间的黏结力时，钢筋与灌浆体被拉出套筒见图 5(b)，试件破坏，承载力降低，套筒长度≤250 mm的试件均发生这种破坏，文献[13]也出现该种破坏形式，主要是锚固长度较短引起.
钢筋从灌浆料中拔出破坏试件一端灌浆料出现劈裂裂缝见图 6(a)，另一端出现灌浆料拔出破坏椎体见图 6(b).由于试件端部灌浆料相对于试件中部受到的纵向约束力小，始于钢筋肋端的斜裂缝发展至筒壁，形成劈裂裂缝，随后，在钢筋拔出端灌浆锥体随钢筋拔出，套筒长度大于250 mm的试件多发生这种破坏.
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图 6 对接试件钢筋从灌浆料中拔出破坏 Fig. 6 Failure of reinforcement bar of butt joint specimen pulled out from grouting material |
搭接试件有套筒外部钢筋拉断(见图 7)，钢筋从灌浆料中拔出(见图 8)两种破坏形态.在套筒端部，灌浆料无轴向约束，端部灌浆料受灌浆料与钢筋横肋间的机械咬合作用和套筒偏转影响，局部压碎并且脱落的现象，如7(b)和图 8(a)、(b).套筒中两根钢筋为搭接，对灌浆料、套筒的作用力方向相反，作用相互抵消，未发生灌浆料从套筒中拔出破坏.
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图 7 搭接试件钢筋拉断破坏 Fig. 7 Tensile failure of reinforcement bar of lap joint specimen |
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图 8 搭接试件钢筋从灌浆料中拔出破坏 Fig. 8 Failure of reinforcement bar of lap joint specimen pulled out from grouting material |
搭接长度l=6 d、8 d和大部分l=10 d的试件发生钢筋从灌浆料中拔出破坏.搭接长度l=12.5 d与部分l=10 d的试件发生钢筋拉断破坏.
2.2 试件极限承载能力及延性对比 2.2.1 套筒长度相同时1) 承载力
《钢筋套筒灌浆连接应用技术规程》[12]规定：钢筋套筒灌浆连接的抗拉强度不应小于连接钢筋抗拉强度的标准值，本文即540 MPa，且破坏时应断于接头外钢筋.对接接头均不满足规范要求；搭接长度l=10 d的部分搭接试件和l=12.5 d全部搭接试件满足规范要求，具体评价见表 2.
图 9为套筒长度相同时对接与搭接试件承载力比较，搭接试件承载力约是对接的5~7倍.原因如下：套筒长度相同时，搭接试件钢筋在套筒中的锚固长度是对接试件的2倍；而且搭接试件套筒约束了两根钢筋分离趋势，提供约束更强，灌浆料与钢筋的黏结力更大.
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图 9 套筒长度相同时对接与搭接接头承载力比较 Fig. 9 Comparison of bearing capacity of butt joint and lap joint with the same sleeve length |
2) 延性对比
接头总伸长率是最大力下的两加载点之间的位移与两加载点距离的比值，即接头的平均应变.图 10为套筒长度相同时对接与搭接试件总伸长率比较，可见搭接试件总伸长率是对接试件的3~5倍.
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图 10 对接试件与搭接试件最大力下的总伸长率比较 Fig. 10 Comparison of total elongation (ductility) of butt joint and lap joint at maximum strength |
接头位移延性系数Δ=δu/δy，接头延性系数见表 2.对接试件灌浆料从套筒中拔出破坏延性系数为1.13~1.68，钢筋从灌浆料中拔出破坏接头延性系数为1.51~2.88，后者大于前者.
搭接试件钢筋从灌浆料中拔出破坏接头延性系数为1.90~3.68，钢筋拉断破坏延性系数为3.87~4.3.文献[14]推荐钢筋的延性系数为4，钢筋拉断搭接试件基本满足要求.
总的来说，搭接试件位移延性系数大于对接试件.
3) 力-位移曲线对比
图 11为套筒长度相同时对接与搭接试件荷载-平均应变曲线，搭接试件初始刚度约为对接试件2~3倍.试件应变有3个部分，钢筋应变、钢筋与灌浆料间滑移、套筒与灌浆料间滑移.因为对接试件钢筋在灌浆料中的锚固长度为搭接试件的一半，其钢筋-灌浆料平均黏结力较大，由此引起钢筋肋前灌浆料的压缩和钢筋-灌浆料局部黏结破坏的程度较大，试件滑移大，同时部分对接接头存在较大的套筒-灌浆料滑移，因此对接试件初始刚度小于搭接试件.
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图 11 套筒长度相同时对接与搭接试件荷载-平均应变曲线比较 Fig. 11 Comparison of load-average strain curves of butt joint and lap joint with the same sleeve length |
1) 承载力对比
表 3为锚固长度相同时对接与搭接试件的承载力比较，可见两者的屈服强度无明显差异，但搭接试件的承载力比对接试件略高.1965年Untrauer等[15]提出的黏结力τ与约束力fn之间有关系式(1)，搭接接头套筒约束两根钢筋分离趋势，套筒对灌浆料有更大的径向约束力，所以钢筋与灌浆料两者黏结力更大，承载力越大.
| $ \tau=(1.49+0.45 \sqrt{f_{\mathrm{n}}}) \sqrt{f_{\mathrm{c}}}. $ | (1) |
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表 3 锚固长度相同时对接与搭接试件承载力比较 Tab. 3 Comparison of bearing capacity of butt joint and lap joint with the same anchorage length |
2) 延性对比
表 4为锚固长度相同时发生钢筋从灌浆料中拔出破坏对接与搭接试件的延性比较.对接试件的平均屈服应变εy较大，是因为试件中部截面灌浆料开裂后，套筒-灌浆料滑移造成的影响；搭接试件平均极限应变εu较大，位移延性也较好，是因为搭接接头套筒对钢筋约束能力更好，钢筋的延性发展越充分.
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表 4 锚固长度相同时对接与搭接试件延性比较 Tab. 4 Comparison of ductility of butt joint and lap joint with the same anchorage length |
3) 力-位移曲线对比
图 12为锚固长度相同的对接与搭接试件荷载-平均应变曲线，两者的初始刚度差别不明显，中后期搭接试件刚度明显高于对接试件.
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图 12 锚固长度相同时对接试件与搭接试件荷载-平均应变曲线比较 Fig. 12 Comparison of load-average strain curves of butt joint and lap joint with the same anchorage length |
对接接头钢筋、灌浆料、套筒的受力情况分别见图 13(a)、(b)、(c).钢筋传力方式钢筋-灌浆料-套筒-灌浆料-钢筋，中间截面钢筋不连续处，力在两根钢筋间靠套筒和灌浆料的抗拉传递，是通过钢筋-灌浆料、套筒-灌浆料间的黏结力实现.对接接头传力路径长、传力间接，套筒主要作用是抗拉，尤其是套筒中部两根钢筋相对处，套筒的抗拉承载力至少应大于所连接钢筋的抗拉承载力.
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图 13 接头受力分析 Fig. 13 Joint force analysis diagram |
搭接接头钢筋、灌浆料、套筒的受力情况分别见图 13(e)、(f)、(g).由于钢筋径向挤压灌浆料所引起的灌浆料内的径向压力由钢筋表面向外衰减，远钢筋侧套筒受到灌浆料的黏结力小于近钢筋侧，因此图 13(f)中上部灌浆料的黏结应力方向由上部钢筋控制，其作用方向与上部钢筋作用方向相反，同理下部灌浆料的黏结应力作用方向与下部钢筋作用方向相反.搭接接头主要传力方式是钢筋-灌浆料-钢筋，两钢筋间可通过灌浆料间剪切作用直接传力，路径短.
2.3.3 综合分析假定沿钢筋表面黏结应力分布均匀.图 13(d)、(h)分别为对接及搭接接头取半个套筒受力分析，套筒所受剪应力之和Q与套筒中部拉力Pst相等，由图 13(d)可知对接接头套筒中部受拉力.由图 13(h)可知搭接接头套筒中部受力由τ2和τ3叠加而成，而τ2、τ3方向相反，故叠加的力小.因此在外力F相同时对接接头套筒中部拉力也比搭接接头大.
对接接头套筒中部拉力大，采用球墨铸铁、45#钢材等造价较高的套筒，且筒壁与灌浆料间的黏结力也应足够大，以抵两者间的滑移，因此对接接头套筒中须进行刻痕处理.同时灌浆料强度也应足够大，抵抗中部截面的拉力，增加套筒壁与灌浆料的黏结力，一般灌浆料强度要大于C80，套壁与钢筋间间距小，最大骨料粒径为2.36 mm.
搭接接头套筒主要起约束作用，套筒所受拉力小，可采用Q235钢材，由于两个钢筋对套筒壁作用力是相反的，相互抵消，不会出现套筒与灌浆料间滑移，套筒内部不需处理；灌浆料主要是握裹钢筋，抵抗较小的剪力，抗拉强度要求较低，可采用C60灌浆料，套壁与钢筋间间距可大，最大骨料粒径可为4.75 mm.
综上可知，对接接头对套筒、灌浆料材料抗拉强度要求高，对套筒壁与灌浆料的抗滑移性能要求也高，这些使等直径钢筋对接接头造价约为搭接接头2倍.
3 力学性能分析 3.1 对接接头承载力分析图 14为钢筋屈服前灌浆料从套筒中拔出破坏对接试件的承载力与套筒长度关系，可见随着套筒长度增加接头承载力增大.当套筒长度较短时，对接试件一般发生灌浆料从套筒中拔出破坏且钢筋未屈服，而400 mm长度套筒也发生灌浆料从套筒中拔出破坏(钢筋屈服后)，为套筒长度较长、灌浆不易浇筑密实造成.而200 mm组试件承载力却比160 mm组小，推断也是灌浆不密实造成.实际工程中应避免使用套筒较长的接头，杜绝灌浆料不密实的情况发生.
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图 14 对接接头钢筋屈服前灌浆料从套筒中拔出破坏试件承载力与套筒长度关系 Fig. 14 Relation between bearing capacity of butt joint and sleeve length when grouting material is pulled out from sleeve before reinforcement yielding |
取钢筋与灌浆料间极限黏结强度与钢筋的极限抗拉强度相等时套筒长度为接头的临界连接长度，对接接头未发生钢筋拉断，可见接头的临界连接长度大于400 mm(20 d).
图 15为钢筋屈服后灌浆料从套筒中拔出破坏与钢筋从灌浆料中拔出破坏试件载力比较，可见当套筒长度相同时，灌浆料从套筒中拔出破坏试件承载力小于钢筋从灌浆料中拔出破坏的试件.
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图 15 对接接头钢筋屈服后两种破坏模式试件承载力比较 Fig. 15 Comparison of bearing capacity of two failure modes of butt joint after reinforcement yielding |
套筒长度相同时，当灌浆料浇筑不密实时就发生灌浆料从套筒中拔出破坏，承载力低，反之，发生钢筋从灌浆料中拔出破坏，承载力高.
3.2 对接接头开裂分析对接接头中间钢筋断开，随着荷载增加，套筒中部灌浆出现全截面开裂现象，图 16为开裂荷载与套筒长度的关系，可见对接试件的开裂荷载随套筒长度的增大而增大，说明套筒越长，灌浆料与筒壁的黏结力越大，套筒中部灌浆承担的拉力越小，开裂越晚.
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图 16 对接接头开裂荷载与套筒长度关系 Fig. 16 Relation between cracking load of butt joint and sleeve length |
图 17为搭接接头承载力与套筒长度关系，可见随着套筒长度增加接头承载力增大.当套筒长度较短时，试件一般发生钢筋拔出破坏，而较长套筒发生钢筋拉断破坏，搭接长度l=10 d的试件两种破坏均有发生，可见l=10 d为试件临界搭接长度，该长度比对接接头小得多.
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图 17 搭接接头试件承载力与套筒长度关系 Fig. 17 Relation between bearing capacity of lap joint and sleeve length |
套筒纵向应变由两部分产生：套筒本身受轴向拉力产生纵向拉应变，灌浆料膨胀变形使套筒环向受拉，由于泊松比效应，产生套筒纵向压应变.
4.1 对接接头套筒中部截面纵向应变图 18为对接接头典型荷载-套筒中部截面纵向应变曲线，在加载过程中套筒纵向始终受拉.钢筋屈服前灌浆料从套筒中拔出破坏的试件荷载-纵应变曲线相近，见图 18(a)，试件的极限荷载即为开裂荷载，曲线的斜率随套筒长度的增大而减小，这说明套筒越长，同样力作用下套筒中部截面所受纵向拉应变越大.钢筋屈服后灌浆料从套筒中拔出、钢筋从灌浆料中拔出破坏的试件荷载-中部截面纵向应变曲线见图 18(b)、(c)，曲线形状基本相同.灌浆料中间截面开裂时，套筒纵向应变突然增大，在荷载-应变曲线上形成平台；之后，试件中间截面(无钢筋处)的拉力全部由套筒承担，因此曲线斜率比开裂前明显减小.
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图 18 对接接头荷载-套筒中部截面纵向应变曲线(SG1) Fig. 18 Longitudinal load-strain curves of middle section of butt joint sleeve (SG1) |
图 19为搭接试件荷载-套筒中部纵向应变曲线，中部截面近钢筋侧套筒的纵向应变在加载前期为拉应变，随着荷载的增大，逐渐转变为压应变；远钢筋侧加载前期拉应变不明显.
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图 19 搭接接头荷载-套筒中部截面纵向应变曲线 Fig. 19 Longitudinal load-strain curves of middle section of lap joint sleeve |
加载前期，近钢筋侧套筒纵向应变主要由筒壁受到剪应力(由钢筋引起的)形成的纵向拉力决定，灌浆料的膨胀作用很小；随着荷载的不断增加，两钢筋分离趋势加大，套筒环向膨胀变形加大，由于泊松效应产生的套筒纵向压应变占主导地位，所以套筒表现为纵向受压.加载前期，远钢筋侧套筒受到钢筋的影响小，轴拉力小，故筒壁拉应变不明显.
4.3 对接与搭接接头套筒中部截面纵向应变对比对接试件套筒均为纵向拉应变，钢筋屈服前灌浆料从套筒中拔出破坏最大拉应变达50×10-6，钢筋屈服后灌浆料从套筒中拔出破坏最大应变达800×10-6，钢筋屈服后从灌浆料中拔出破坏最大应变达1 500×10-6，与套筒屈服应变1 500×10-6相近.搭接接头加载前期套筒中部为拉应变，最大达200×10-6，加载后期均为压应变，最大达600×10-6.因此总体上搭接接头对套筒的抗拉强度要求较低.
5 对接与搭接接头套筒中部截面环向应变分析套筒环向应变也由两部分力引起，一是灌浆料膨胀变形，使套筒环向受拉；二是套筒本身受轴向拉力，由于泊松比效应，套筒环向出现压应变.
5.1 对接接头套筒中部截面环向应变图 20为对接试件典型的荷载-套筒中部环向应变曲线，环向均为压应变.这是由于套筒中部纵向拉应力较大，泊松效应导致套筒环向收缩；同时，由于套筒中部位于钢筋末端，由灌浆料膨胀引起环向拉应变很小，套筒环向受压.图 20(a)120~200系列试件破坏荷载很小，环向压应变也很小；图 20(b)对接250~450系列试件，试件发生破坏荷载大，环向压应变也大.
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图 20 对接接头套荷载-筒中部截面环向应变曲线 Fig. 20 Load-annular strain curves of middle section of butt joint sleeve |
图 21为搭接接头荷载-套筒中部截面近、远钢筋侧环向应变曲线.套筒中部截面近钢筋侧套筒的环向应变在加载初期为压应变，加载中后期，套筒环向受拉.套筒中部截面远钢筋侧的荷载-应变曲线主要表现为受拉，加载初期环向应力在0左右徘徊，受压不明显.
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图 21 搭接接头套筒中部截面环向荷载-应变曲线 Fig. 21 Annular load-strain curves of middle section of lap joint sleeve |
搭接接头近钢筋侧套筒在加载初期为环向压应变是因为加载初期套筒(由钢筋引起的)轴向受拉形成的环向收缩起控制作用；加载中后期，灌浆料膨胀变形加大，使套筒环向受拉起控制作用.加载初期，远钢筋侧套筒受到钢筋的影响小，轴拉力小，环向受压不明显.
5.3 对接与搭接接头套筒中部截面环向应变对比对接接头中部截面环向应变均为压应变，120~200系列对接接头压应变较小，最大约为10×10-6，250~450系列接头压应变较大，最大约为250×10-6；搭接接头中部截面在加载后期均为拉应变，搭接接头极限承载力时拉应变约为(200~800)×10-6.因此，搭接接头套筒中部约束作用大于对接接头.
6 结论通过套筒灌浆24个对接和12个搭接接头单向拉伸试验，可更深入了解对接与搭接接头力学性能差异.得到主要结论：
1) 对接接头套筒中部灌浆出现全截面开裂现象，而搭接接头不存该现象.
2) 对接试件出现灌浆料从套筒中拔出破坏，搭接试件未出现.
3) 在套筒长度相同时，搭接接头的承载力、总伸长率、刚度约是对接接头的5~7倍、3~5倍、2~3倍，位移延性系数大于对接试件.
4) 在锚固长度相同时，搭接接头的承载力、位移延性略大于对接接头，两者初始刚度差别不明显，中后期搭接接头刚度明显高于对接接头.
5) 对接试件的开裂荷载随套筒长度的增大而增大.
6) 对接接头套筒中部纵向均为拉应变，搭接接头加载前期套筒中部为拉应变，加载后期均为压应变，搭接接头对套筒的纵向抗拉强度要求低于对接接头.
7) 对接接头套筒中部截面为环向压应变，搭接接头加载前期为压应变，加载后期均为拉应变.搭接接头套筒中部截面对灌浆料的约束作用大于对接接头.
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