套筒约束两根钢筋浆锚搭接拉伸试验研究

余琼　魏晋文　魏雨桐　许志远

摘  要：为了改善预制构件钢筋连接的施工便利性及提高连接效率，提出两根钢筋套筒约束浆锚搭接接头，进行了12个以搭接长度为变化参数的Ⅱ型搭接接头、63个以搭接长度和钢筋直径为变化参数的Ⅲ型搭接接头的拉伸试验，研究了试件的破坏形态、极限承载力、力-位移曲线及钢筋和套筒的应变，提出搭接接头的平均黏接应力的计算公式. 与单根钢筋的I型搭接接头的相同之处为：试件破坏形态有套筒外钢筋拉断及钢筋与灌浆料滑移两种，套筒端部环向拉应变大于套筒中部，套筒中部近钢筋处拉应变大于远钢筋处. 直径相同的钢筋拉断试件，套筒中部远钢筋侧环向应变随搭接长度增加而减小;不同处：Ⅲ型接头椭圆型套筒对灌浆料的约束力小于I型接头圆形套筒，造成Ⅲ型接头加载后期套筒外钢筋未表现出明显的屈服台阶，Ⅲ型接头钢筋滑移试件极限荷载时套筒中部远钢筋处环向应变未表现出I型接头随直径d增大而增大的趋势，Ⅲ型接头的搭接长度较大.

关键词：极限承载力;搭接长度;套筒环向应变;钢筋应变;椭圆形套筒

中图分类号：TU375                               文献标志码：A

Experimental Study of Grouted Sleeve Lapping

Connectors of Two Bars under Tensile Load

YU Qiong，WEI Jinwen，WEI Yutong，XU Zhiyuan

（Department of Disaster Mitigation for Structures，Tongji University，Shanghai 200092，China）

Abstract： To improve the construction convenience of precast component reinforcement connectors and connection efficiency， grouted sleeve lapping connector of two bars was put forward， and 12 type II specimens with varied lap length and 63 type III specimens with varied lap length and bar diameter were tested under tensile load. The failure modes， ultimate bearing capabilities， load-displacement curves， and strains of bars and sleeves were discussed. The formulas of the average bonding stress were proposed. Like type I joint with single reinforcement， bar fracture and bar-grout bond-slip are two typical failure modes of the specimens. The tensile strain in the ring direction at the end of the sleeve is greater than that in the middle of the sleeve. In the middle of the sleeve， the tensile strain in the ring direction near bars is greater than that away from bars. For specimens with the same diameter that failed due to bar fracture， transverse confinement provided by the sleeve decreases as the lap length increases. The restraint force of elliptical sleeve of type III joint on grouting material is less than that of circular sleeve of type I joint， so there is not obvious yield steps on rebar outside of sleeve connector type III at late loading. This is also the reason why the tensile strain in the ring direction， at far away bars in the middle of the sleeve， does not show the increasing trend with the increase of diameter， but connector type I shows. Besides， the lap length of type III joints is more larger.

Key words： ultimate tensile capabilities;lap length;sleeve hoop strain;reinforcement strain;oval sleeve

預制装配混凝土结构的关键在于钢筋连接，目前主要使用套筒灌浆连接和插入式预留孔浆锚搭接连接.

钢筋套筒灌浆连接方式由Alfred A. Yee于20世纪60年代提出[1]，至今已得到广泛应用，国内外学者也进行了许多钢筋套筒灌浆连接技术的研

究[2-4]. 但套筒灌浆接头筒壁需设置螺纹以提高传力性能，铸造工艺要求高、成本高，而且套筒口径小、施工不便;采用插入式预留孔浆锚搭接连接时[5]，钢筋搭接长度较长，预留孔洞直径较小，钢筋插入难，施工也不便.

作者在此基础上提出套筒约束浆锚搭接接头（Ⅰ型接头）[6-8]，在搭接钢筋外放置套筒，注入灌浆料实现钢筋的连接. 该接头具有套筒内部空间大、灌浆易密实、钢筋插入方便、接头造价低等优势.

以上研究均为单根钢筋连接，目前少有文献研究两根钢筋的连接，作者在前期研究基础上提出两根钢筋的套筒约束浆锚搭接接头（Ⅱ、Ⅲ型接头），可用于预制剪力墙和框架柱等构件的纵筋连接，能较好地传递钢筋内力，提高连接效率.

试验一（探索性）为12个以搭接长度为变化参数的方形（Ⅱ型）套筒搭接接头受拉试验;试验二为63个以搭接长度和钢筋直径为变化参数的椭圆形（Ⅲ型）套筒搭接接头受拉试验. 通过以上试验研究了试件的破坏形态、极限承载力、力-位移曲线，分析了钢筋及套筒的受力特点，并与单根钢筋Ⅰ型接头性能进行对比，提出了接头平均搭接应力计算

公式.

1   试验概况

1.1   试件设计及制作

试验一为Ⅱ型搭接接头，套筒为两块钢板对接焊透而成的方形钢管，试件如图1所示. 试验二为Ⅲ型搭接接头，套筒由两个半椭圆形钢板对接焊透而成，试件如图2所示.

为固定钢筋位置，将钢筋点焊在钢管内壁，称为预留钢筋，套筒内侧两根钢筋称为后插入钢筋. 试验一套筒内部钢筋沿中部等间距布置，试验二后插入钢筋与预留钢筋贴在一起沿中部贴近套筒布置. 钢筋就位后往套筒中灌浆（非压力）. 试件尺寸及个数分别见表1和表2. 其中D为钢筋等效直径，即√2d.

1.2   材料力学性能

套筒为Q235B钢，实测屈服强度为364 MPa，抗拉强度为524 MPa，弹性模量为184 GPa. 钢筋为HRB400，试验一钢筋直径为14 mm，实测屈服强度为499.4 MPa，极限抗拉强度为599.6 MPa;试验二钢筋的实测性能见表3. 灌浆料选用某公司的H-40灌浆料，最大集料粒径小于4.75 mm. 试验一40 mm×40 mm×160 mm试块抗折、抗压强度[9]分别为10.0 MPa、75.4 MPa. 试验二试块抗折、抗压强度[9]分别为11.4 MPa、62.9 MPa，150 mm×150 mm×150 mm试块劈裂抗拉强度[10]为4.63 MPa.

1.3   测量内容及加载方案

试验一SG1、SG3应变片测量筒壁中部的环向应变，SG2、SG4应变片测量筒壁端部的环向应变，SG6、SG8、SG10、SG12应变片测量套筒内部钢筋应变，SG5、SG7、SG9、SG11应变片测量套筒外部钢筋应变，具体位置见图1（a）（b）. 试验二SG5、SG6应变片测量筒壁中部的环向应变， SG1～SG4应变片测量外部钢筋的应变，具体位置见图2（a）（b）.

试验在万能材料试验机上进行，屈服前以2 kN/s匀速加载至应力达到两根钢筋屈服承载力之和，再以100 mm/min的速率进行位移控制，直至试件破坏，加载装置如图3所示.

2   试验结果及分析

2.1   试验结果和强度评价

文献[11]规定：当接头断于钢筋时，接头抗拉强度应不小于钢筋抗拉强度标准值（本试验中为540 MPa×2=1 080 MPa）;当接头出现滑移时接头抗拉强度应不小于钢筋的1.1倍抗拉强度标准值（本试验为540 MPa×2×1.1=1 188 MPa）. 文献[12]规定：钢筋套筒灌浆连接接头的抗拉强度不应小于连接钢筋抗拉强度标准值（本试验为540 MPa × 2 = 1 080 MPa），且破壞应断于接头外钢筋.

试验一、试验二各试件极限承载力Pu、极限抗拉强度fu、破坏模式、强度评价分别见表4、表5. 表4、表5还列出了钢筋屈服位移δy、接头破坏位移δu、位移延性系数Rd = δu /δy（位移为两加载点间位移），试验一、试验二钢筋滑移接头延性系数分别为2.83～3.67、2.80～5.30，钢筋拉断接头延性系数为3.89～5.29、3.00～5.37;总的来说，钢筋拉断接头延性系数大于钢筋滑移接头. 文献[13]推荐结构的延性系数为4，本试验钢筋拉断接头大部分符合要求. 材性试验钢筋的延性系数约为6，大于拉断接头的延性系数，因为接头中灌浆套筒部分刚度大、延性小，使得整个接头延性低于钢材.

在单根钢筋套筒灌浆搭接连接的文献[7]试验

中，钢筋滑移接头延性系数为1.43～2.21，钢筋拉断接头延性系数为3.33～4.42，总体来说小于本试验中接头的延性系数. 推断是由于单根钢筋接头试验存在偏心，使接头延性降低.

由表4、表5的数据可知，钢筋拉断试件基本满足两种强度评价标准，套筒约束下接头所需搭接长度减小.

由表4、表5可知，相同长度的Ⅱ型试件比Ⅲ型试件的承载力低，这是由于Ⅲ型椭圆形截面约束比Ⅱ型方形截面强，且Ⅲ型接头用钢量少，无直角，工程中方便运用，故推荐使用Ⅲ型接头.

2.2   试件破坏形态

试验一、试验二均有两种破坏形态：套筒外钢筋拉断和钢筋与灌浆料滑移，如图4（a）～（e）所示，未出现文献[2]中灌浆料与筒壁拉脱及套筒被拉断现象. 套筒端部灌浆料无轴向约束，只受灌浆料与钢筋肋间的机械咬合力，受拉时局部破碎并脱落，如图4（f）（g）所示.

试验一中试件2-200-1筒壁爆裂、试件2-250-3钢板处焊缝撕裂、试件2-350-1后插入钢筋间未焊接钢板，只有一根钢筋拉断. 试验二中试件22-248-2和25-283-3筒壁爆裂. 以上试件均为非典型破坏，本文不做分析.

为使同侧两根钢筋受力尽量相等，在端部两钢筋间分别焊接钢筋和钢板. 为使加载钢板的尺寸小，试验一预留钢筋间另焊了钢筋，后焊钢板，如图4（b）右侧，加载时两根钢筋受力较均匀，故钢筋拉断试件大部分为两根钢筋拉断;试验二焊接钢板的钢筋无相应措施，如图4（c）所示，加载钢板尺寸大，加载时2根钢筋受力较不均匀，故较多试件仅1根钢筋拉断. 在后续试验中应参考试验一连接方式，加载钢板尺寸不宜过大.

2.3   试件力-位移曲线

图5（a）（b）所示为试验一的力-位移曲线和钢筋材性试验力-位移曲线对比. 图5（c）（d）所示为试验二有代表性的力-位移曲线与钢筋材性试验曲线对比. 钢筋拉断试件，其力-位移曲线与钢筋材性拉伸试验的力-位移曲线基本相同，下降段为直线下降（图5（b）曲线Ⅰ，图5（d）曲线Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ）. 钢筋滑移试件，曲线达到峰值后由于钢筋滑移，曲线迅速下降，后进入平缓下降（图5（b）曲线Ⅱ、图5（d）曲线Ⅳ），并保持一定的残余承载力. 试验一和试验二试件的极限抗拉强度fu均超过2根钢筋的屈服强度之和，故试件的破坏均为延性.

3   接头力学分析

钢筋在套筒约束灌浆料中的黏结性能与钢筋在混凝土中的黏结性能相同. 黏结力主要由机械咬合力起作用时，连接机理如图6（a）（b）所示，钢筋与灌浆料机械咬合力产生切向分量τ和径向分量σ，其中σ引起灌浆料膨胀，套筒约束了灌浆料膨胀， τ对灌浆料产生剪切作用，当τ很大时易引起灌浆料与钢筋之间的滑移.

3.1   接头工作机理

3.1.1   对接接头工作机理

工程中运用的一般灌浆套筒为对接接头，其机械咬合作用及套筒的剪应力分布如图7所示. 对接接头钢筋拉力通过灌浆料传递到套筒上，再由套筒传递给另一根钢筋，套筒的主要作用是抗拉，尤其是套筒的中部2根钢筋相对处. 在极限情况下，不考虑灌浆料的抗拉强度，套筒抗拉承载力应大于它所连接钢筋的抗拉承载力.

3.1.2   搭接接头工作机理

1根钢筋与2根钢筋搭接接头的机械咬合作用及套筒应力分别如图8（a）（b）所示. 搭接接头钢筋大部分拉力直接通过灌浆料传递给另一根钢筋，小部分拉力从灌浆料传递到套筒上再传递给另一根钢筋.套筒的主要作用是约束受力膨胀的灌浆料径向变形，套筒所受的拉力小.

图8中F1、F2为钢筋所受拉力，且F1 = F2，加载后期带肋钢筋与混凝土间黏结力[14]主要由机械咬合力t起作用，t1（由F1产生）和t2（由F2产生）对灌浆料的作用可分解成图的径向分量σ1（σ2）和切向分量τ1（τ2），其中σ使灌浆料承受环向拉力，τ使灌浆料受剪. 套筒纵向应力由 1和 2两者叠加而成，由于剪应力分布不均匀，套筒上纵向力的分布也不均匀. 1根钢筋的套筒受力对x轴和y轴均不对称，2根钢筋的套筒受力对x轴对称，对y轴不对称，由于这种受力对称性的不同，造成了1根钢筋和2根钢筋的套筒上剪应力分布的对称性也不同.套筒上剪应力的分布是个非常复杂的问题，有待于进一步研究.

3.2   钢筋应变分析

3.2.1   套筒外钢筋应变分析

试验一加载端SG11钢筋力-应变曲线与钢筋材性试验对比如图9所示. 套筒外钢筋均屈服，加载初期钢筋应变增速快，与材性试验类似，加载后期曲线平缓，但无明显屈服台阶. 单根钢筋搭接接头[3]有屈服台阶. 推断该现象与接头构造及加载方式有关，本接头为方形截面，其约束作用比圆形截面弱，会导致钢筋与灌浆料间产生微小滑移，故加载后期无明显屈服台阶.

3.2.2   套筒内钢筋应变分析

图10为试验一预留钢筋应变片布置示意图，AB和BC两段长度相等，设AB和BC段灌浆料作用于预留钢筋上的黏结力之和分别为FAB和FBC，图11所示为试验一试件FAB、FBC与拉力的比值. FAB由SG8应变片测量的应变值乘以钢筋的弹性模量及面积，FBC为SG8与SG7测量的应变差值乘以钢筋的弹性模量及面积. 当荷载为25～100 kN时，FBC > FAB，即钢筋近加载端的黏结力大于远加载端，与文献[11]钢筋拉拔试验中指出的黏结应力τ变化规律一致. 极限荷载时，FBC < FAB，即钢筋近加载端的黏结力小于远加载端，由于近加载端钢筋肋与灌浆料间咬合松动，主要靠远端钢筋肋与灌浆料间黏结力提供拉力. 后插入钢筋也有相同规律.

3.3   套筒环向应变分析

套筒环向应变由两部分组成，一是黏结力引起套筒纵向受拉（压）产生的横向压（拉）应变;二是灌浆料膨胀引起套筒横向受拉产生的横向拉应变，套筒最终受力状态为二者叠加.

3.3.1   同一套筒环向应变分析

1）套筒中部和端部環向应变比较：图12是试验一同一套筒中部和端部具有代表性的环向应力-应变曲线图. 可知同一拉力下，SG2应变大于SG1，SG4应变大于SG3，即套筒端部环向拉应变大于套筒中部，钢筋加载端套筒端部灌浆料膨胀力比内部大.

2）套筒中部近、远钢筋处环向应变比较：图13为同一套筒中部近钢筋处和远钢筋处应力-应变曲线对比图. 加载初期，试验一SG3和试验二SG6近钢筋处均有负应变，套筒环向受压，说明套筒中部近钢筋处由套筒纵向受拉引起的横向压应变起主要作用，灌浆料膨胀力小;试验一SG1和试验二SG5远钢筋处多为拉应变，说明套筒中部远钢筋处灌浆料膨胀力起主要作用. 加载后期，试验一SG3拉应变大于SG1、试验二SG6拉应变大于SG5，说明近钢筋处拉应变大于远钢筋处，即近钢筋处灌浆料膨胀力大于远钢筋处.

3.3.2   不同搭接长度套筒环向应变分析

图14、图15分别为试验一和试验二套筒中部应力-应变曲线. 随搭接长度增大，加载初期，套筒压应变呈增加趋势. 由文献[7]知，相同荷载作用下试件搭接长度越长，套筒近钢筋侧轴向拉力越大，引起套筒的环向极限压应变越大;而钢筋与灌浆料间平均黏结应力小，引起套筒的径向应力小，套筒环向拉应力小，故叠加后套筒环向受压，产生压应变.

3.3.3   接头受力特点

1）钢筋拉断试件：图16、图17分别为试验二、试验一钢筋拉断试件极限荷载时套筒中部环向平均应变与搭接长度L关系图. 可见随搭接长度增加，套筒中部远、近钢筋处环向拉应变减小. 因为钢筋拉断试件极限承载力接近，搭接长度增加，更多钢筋横肋与灌浆料作用，导致裂缝发展减少，筒壁的横向约束降低，故环向应变减小. 试件以上特征与1根钢筋搭接连接的I型接头类似. 本试验套筒中部的平均应变最大值为1 400×10-6，均小于钢材屈服应变，套筒具有一定安全储备.

2）钢筋滑移试件：图18为试验二钢筋滑移试件极限荷载时套筒上远钢筋处平均应变ε5，s与钢筋直径的关系. 可见两者间无明显规律（近钢筋处SG6也无规律）. 而I型接头滑移试件，极限荷载下套筒中部远钢筋处环向应变随直径d增大而增大，近钢筋处套筒应变也无明显规律. 本试验套筒尺寸较大，且钢筋面积占套筒面积的比值小于I型接头，套筒对钢筋约束弱于圆形套筒对钢筋的约束. 圆形套筒，随着钢筋直径d增大，D/d减小，套筒约束增强[15]，远钢筋处环向应变随直径d增大而增大，而本试验套筒约束弱，钢筋直径的变化对环向套筒应变无明显影响. 本试验及I型接头近钢筋处套筒应变均无明显规律，是由于近钢筋处套筒应变均较大，直径对其影响不明显.

3.4   搭接应力与钢筋直径的关系

试验二中，破坏形态为钢筋滑移的试件，单根钢筋极限状态下平均搭接应力τu可表示为式中：Pu为试件的极限承载力.

把试验数据代入式（1）后，得到τu与d的关系，如图19所示.

通过线性回归得极限平均搭接应力τu计算公式

式中：de为面积与Ⅲ型套筒截面积相等的圆的直径;D为等效钢筋直径（√2d）;L为套筒长度;Rt为灌浆料抗拉强度. 将试验数据代入式（2），并与试验结果对比，拟合结果较好. 套筒长度相同时，随着d的增大，τu呈现出了减小的趋势，这与Ⅰ型套筒的随着d的增大τu增大的规律相反. 套筒内所受约束分两部分，一是套筒本身约束，二是灌浆料提供的类似保护层约束. 圆形套筒约束强，灌浆料提供的约束弱，套筒约束起主导作用，随着d的增加，D/d减小，套筒约束增强[15]，τu增大;相对而言，对于椭圆形套筒，灌浆料提供的约束强，随着d的增加，保护层厚度变小，钢筋所受的约束弱，τu减小.

取钢筋与灌浆料滑移时，钢筋刚好被拉断状态的套筒长度作为临界搭接长度l. 联立式（1）和式（2），即可算出本试验条件下不同钢筋直径接头临界搭接长度：

式中： fu取材性试验得到的钢筋极限抗拉强度.式（3）可为本试验条件下套筒设计提供参考.

4   搭接长度建议值

当钢筋直径小于25 mm时，建议Ⅲ型接头的搭接长度值为18d（约12.5D），单根钢筋搭接接头为12.5d[3]. Ⅲ型接头的套筒为椭圆形，且尺寸较大，对灌浆料的约束力小于I型接头圆形套筒，故搭接长度值大，后续试验建议减小套筒尺寸，增大壁厚.

5   结   论

通过对12个Ⅱ型和63个Ⅲ型2根钢筋套筒约束浆锚搭接接头的拉伸试验，得到主要结论如下：

1）试验出现钢筋拉断破坏和钢筋与灌浆料滑移破坏. 钢筋拉断试件极限承载力约为钢筋材性试验极限承载力的2倍.

2）套筒端部灌浆料膨胀力比内部大. 加载后期，近钢筋处套筒环向拉应变大于远钢筋处;套筒中部加载初期出现明显压（负）应变，近钢筋处套筒环向压应变大于远钢筋处，搭接长度越长的试件，套筒环向压应变越大;直径相同的钢筋拉断试件，套筒中部平均环向拉应变随搭接长度增加而减小.

3）以上特性与单根钢筋搭接接头基本相同，不同的是：单根钢筋接头试验存在偏心，接头延性小于本试验;本文方形与椭圆形套筒对灌浆料的约束力小于圆形套筒，造成加载后期套筒外钢筋未表现出单根钢筋接头试件的明显屈服台阶;本文接头钢筋滑移试件极限荷载时套筒中部远钢筋处环向应变未表现出单根钢筋接头随直径d增大而增大的趋势;套筒长度相同时，随着d的增大，τu呈现出减小的趋势，与Ⅰ型套筒的随着d的增大τu亦增大的规律相反.

4）提出Ⅲ型套筒约束浆锚搭接接头的平均搭接应力计算公式. 当钢筋直径小于25 mm时，建议Ⅲ型接头的搭接长度值为18d（约12.5D）.

5）Ⅲ型接头承载力比Ⅱ型高，且用钢量少，工程中运用方便，故工程中推薦使用Ⅲ型接头试件.

6）建议后续试验减小Ⅲ型套筒的尺寸，增大壁厚，增加套筒约束，以减小搭接长度;建议后续试验研究灌浆料强度的变化对黏结性能的影响，测量套筒的纵向应变，对套筒的应变分布进行深入研究.

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