龄期对钢筋套筒灌浆连接力学性能的影响

王 凤，刘焕玉，王超杰

(1.阳光学院 土木工程学院, 福建 福州 350015；2.北京蓝图工程设计有限公司 福州分公司, 福建 福州350001)

钢筋套筒灌浆连接是预制装配式混凝土结构中钢筋连接的关键技术，钢筋套筒灌浆连接接头由金属套筒、无收缩高强灌浆料和钢筋组成，主要利用高强灌浆料与钢筋及套筒间的粘结作用传递应力。按照套筒形式的不同，可分为全套筒灌浆连接接头和半套筒灌浆连接接头两类[1]。

20世纪60年代,套筒灌浆连接技术被首次应用于夏威夷一栋38层建筑的预制柱钢筋连接，此后得到广泛应用，大量的工程实践证明了该连接的有效性，同时对该连接形式的研究也不断深入。Einea等[2]研究了灌浆料对连接接头承载力的影响，并指出接头承载力主要受灌浆料强度、钢筋锚固长度和套筒内部构造等因素影响；郑永峰[3]成功研制出一种新型全灌浆套筒GDPS套筒，并采用试验方法和有限元技术分析其受力性能；吴小宝等[4]研究了龄期(1 d、4 d、7 d、28 d)和钢筋种类对钢筋套筒灌浆连接受力性能的影响；吴涛等[5]基于厚壁圆筒理论，运用试验方法分析了套筒灌浆连接的传力机理，并结合有限元法做了进一步分析。

目前大多数的研究主要针对灌浆料强度值稳定后的连接接头，而对连接从完成灌浆至灌浆料强度趋于稳定这一期间的研究较少。为此，本文通过对不同龄期的套筒灌浆连接试件进行单向拉伸试验和有限元模拟分析，研究龄期对连接接头力学性能的影响。

1 试验概况

1.1 试件设计

根据《钢筋套筒灌浆连接应用技术规程》(JGJ 355—2015)[6]的有关规定，设计了10个全套筒灌浆连接试件，加载时的灌浆料龄期分别为1 d，3 d，7 d，14 d和28 d。钢筋的强度等级为HRB400，直径为16 mm和20 mm两种规格，钢筋锚固长度为8倍直径，如图1所示。套筒为与钢筋配套的钢制全灌浆套筒，套筒的力学性能由厂家提供，屈服强度为396 MPa，极限强度为488 MPa，弹性模量为201 GPa。钢筋力学性能按照《金属材料拉伸试验 第1部分：室温试验方法》(GB/T 228.1—2010)进行拉伸试验测定，每种钢筋制作3个试件，试件长度与套筒连接试件中较长钢筋等长，检测结果见表1。灌浆料的抗压强度采用 《水泥胶砂强度检验方法》(GB/T 17671)进行检测，按照厂家提供的配合比加水拌制并搅拌成均匀的浆体，然后倒入40 mm×40 mm ×160 mm的试模静置2 h，再放入标准养护箱内养护至相应龄期后进行检测，取一组6个检测结果的平均值作为抗压强度，结果见表2。

图1 加载装置及灌浆料试块和钢筋试件

表1 钢筋力学性能

表2 灌浆料抗压强度实测值

1.2 试验装置与加载制度

加载设备为阳光学院土木工程学院材料力学实验室的万能试验机，整体变形和构件应变分别由电子引伸计和应变计量测。单向拉伸试验的加载制度为：0→0.6ykf→0→Fmax(得到极限承载力)→0(测得最大力总伸长率)，其中ykf为钢筋的屈服强度标准值，Fmax为峰值荷载。试件屈服前采用荷载控制加载，屈服后改为位移控制加载。

1.3 测量内容

测量的内容主要有：连接件的峰值荷载、位移、伸长率、钢筋应变及套筒应变等。总伸长率量测标距为Lc=L+8d，其中L为套筒长度，d为钢筋公称直径，钢筋应变片分别位于套筒端口、锚固中部和锚固末端，套筒应变片沿外表面纵向等距粘贴，详见图2。

图2 标距刻画位置及应变片布置图

2 试验结果及分析

2.1 破坏形态

试件共出现了3种破坏形态，分别为装配端钢筋拉断(Ⅰ)、装配端钢筋拔出(Ⅱ)和灌浆料拔出(Ⅲ)，试验结果见表3。在首周内发生钢筋拔出或灌浆料拔出破坏，7 d后主要为钢筋拉断破坏。分析认为灌浆料早期的强度相对较低，同时无法对钢筋提供足够的横向约束力，钢筋易发生滑移，最终形成沿纵向结合面的破坏，整体上灌浆料受到钢筋及套筒的作用可视为剪切作用。浇筑7 d后灌浆料强度迅速增长，体积微膨胀后加强了横向约束作用，使钢筋和套筒与灌浆料结合面具有足够的粘结力。连接接头发生何种破坏形式，主要取决于粘结强度、钢筋极限强度的相对大小[7]。

表3 试验结果汇总表

连接接头的破坏形态不同，其传力机理也不同。当灌浆料强度较低时，粘结强度不足或者结合面间灌浆料剪切破坏是引起连接失效的原因，将此时的破坏均等效为剪切破坏。当灌浆料强度增长到一定值后，灌浆料微膨胀后产生的横向约束和钢筋的锥楔作用对灌浆料形成受压作用，可以更好地发挥灌浆料抗压强度高的特性。若将横向约束看成横向支撑作用，钢筋与灌浆料间的锥楔作用看成斜向支撑，则灌浆料的传力作用可等效为二力杆，与钢筋肋间形成机械咬合齿，钢筋在接头处的连接可视为机械连接。以上受力机理可简化为图3的两种力学模型。

(a)剪切模型 (b)机械咬合模型

2.2 荷载-位移曲线

图4为试件的荷载-位移曲线，其中纵坐标荷载及横坐标位移均由计算机记录得出。从图4中可以看出，试件的荷载-位移曲线随龄期发展变化较大，浇筑3 d内的试件曲线无明显屈服平台，曲线整体趋势与灌浆料荷载位移曲线相似，浇筑7 d后的试件曲线均包含弹性阶段、屈服阶段、强化阶段和颈缩阶段，与普通钢筋的单向拉伸荷载-位移曲线一致，浇筑3～7 d间的试件有明显屈服阶段，但强化阶段不明显。早期灌浆料强度不足时，灌浆料性能主导接头位移，接头实现有效连接后，钢筋对接头位移的影响较大。

(a)钢筋直径16 mm

从图4中可以看出，1 d的荷载-位移曲线有一个较短的弹性阶段，达到峰值荷载后曲线近似直线下降，3 d的荷载-位移曲线达到峰值荷载后曲线下降有所平缓，1 d时灌浆料强度不足，灌浆料沿与钢筋或套筒的纵向接触面发生剪切破坏，3 d时灌浆料的强度提高，对钢筋表面施加裹握力，灌浆料受压破坏后钢筋被拔出。此外28 d试件会出现残余阶段，分析认为后期灌浆料局部受压破坏后的摩擦阻滞作用使承载力出现了短暂提升。

2.3 极限承载力分析

从表3中可以看出，7 d内接头承载力随灌浆料强度的提高而迅速增长。试件承载力主要由粘结力和钢筋极限强度的相对大小决定，粘结力受灌浆料强度和锚固长度等因素的影响。1 d灌浆料的抗剪强度不足，灌浆料沿钢筋肋的外缘或套筒抗剪键发生剪切破坏，其浇筑3 d和7 d的试件也发生钢筋拔出破坏，但与1 d的破坏形态略有区别，其剪切破坏面不再光滑，钢筋横肋被灌浆料挤压变形，呈现一定的机械咬合作用。由于龄期发展后，灌浆料强度增长且体积微膨胀，钢筋挤压横肋周边的灌浆料产生斜裂缝，横肋背面逐渐与灌浆料分开，裂缝开展到一定尺寸后，灌浆料发生劈裂破坏而使钢筋被拔出。以上破坏灌浆料的受力符合图3(a)中的剪切模型，若将钢筋拔出破坏时的峰值荷载与锚固面积的比值定义为等效剪切强度[8]，则早期连接接头的峰值荷载由灌浆料的等效剪切强度决定，即

(1)

式中：τ为等效剪切强度;P为钢筋拔出破坏时的峰值荷载。从式(1)中可以看出，早期接头的承载力主要与钢筋直径、锚固长度及灌浆料等效剪切强度有关。等效剪切强度增长迅速，龄期为1 d和3 d时分别为7 d等效强度的70%和86%以上。

试验结果表明，龄期14 d试件的极限承载力可达到28 d试件的90%以上，基本实现了连接的有效传力。接头实现有效传力后的承载力主要由钢筋的极限强度和钢筋直径决定。

2.4 连接接头的变形与应变

试件的最大力总伸长主要由峰值荷载时粘结滑移和钢筋伸长两部分组成，从试验结果可知,1 d和3 d总伸长率增长较快，但相对较低，分析认为此时灌浆料强度不高，粘结强度较小，虽然滑移值大，但峰值荷载相对较小，钢筋伸长较小但随峰值荷载的增加而不断提高。7 d后峰值荷载趋于稳定，总伸长率基本不变，同时接头的变形能力与钢筋直径有较大关系。

由应变计的数据可知，套筒应变由套筒端口向中间逐渐增大，钢筋与之相反，应变由端口向埋置末端逐渐减小，钢筋和套筒均为拉应变。由此可知套筒中部为受力最大处，钢筋在套筒端口处受力最大，后面的有限元分析也得出相同结论。试件破坏时，套筒多处于弹性或刚刚进入屈服阶段，安全储备较高，但在剪力键处存在应力增长较多现象。

3 有限元分析

3.1 模型建立

为进一步研究灌浆料龄期对套筒灌浆连接接头受力特性的影响，采用大型通用有限元软件ANSYS对连接接头进行数值模拟分析。套筒和钢筋均采用双线性等向强化模型，套筒屈服强度为396 MPa，极限强度为488 MPa，弹性模量为201 GPa，泊松比为0.3，钢筋的力学性能见表1。灌浆料采用多线性各向同性强化模型，泊松比为0.2，其本构关系借鉴混凝土常用Hognestad模型，由式(2)和式(3)确定。灌浆料破坏准则服从William-Warnke五参数准则[9]，张开裂缝间剪切传递系数为0.3，闭合裂缝间剪切传递系数0.95。

当ε≤ε0时，

(2)

当ε0<ε≤εcu时，

σ=fg

(3)

式中：ε0=0.002;εcu=0.003 5;fg为不同龄期灌浆料的抗压强度，见表2。

钢筋和套筒选用实体单元SOLID187，灌浆料采用SOLID65单元，钢筋与灌浆料及灌浆料与套筒之间的粘结作用采用接触单元TARGE170和CONTA174进行模拟。接触方式选择摩擦接触，为使粘结作用不大于等效剪切强度，摩擦因数设置为0.2。边界条件与试验一致，对预制端钢筋端部施加固定约束，装配端钢筋端部施加轴向拉应力，加载方式与试验加载制度相同，屈服前采用荷载方式加载，屈服后采用位移方式加载。有限元模型如图5所示。

图5 有限元模型

3.2 有限元结果与试验结果对比分析

以钢筋直径16 mm，龄期7 d的试件为例，计算结果如图6所示。数值模拟分析结果表明，套筒在中部的应力最大，端部较小，剪力键处存在应力集中现象，钢筋受力由套筒端口向锚固端逐渐减小。模拟结果与试验结果基本一致，可见有限元方法能够有效模拟套筒灌浆连接接头的受力情况。

(a)位移云图 (b)应力云图

由不同龄期试件的计算结果发现，当灌浆料强度较低时，模型表现为剪切破坏；当灌浆料强度达到一定值后，灌浆料主要受到沿斜向和横向的受压作用，与图3中简化的力学模型相一致。但灌浆料体积膨胀引起的内应力无法有效检测，使ANSYS的计算结果与试验结果有一定差异。

图7为28 d时两种直径试件的试验方法与有限元分析得出的荷载-位移结果对比图，可见两者变化趋势基本吻合[10]。对于直径16 mm套筒连接件，当力加载至60 kN时，基本呈现弹性状态，当加至90 kN时开始屈服，继续加载会产生强化。由于钢筋本构关系中未考虑下降段，因此有限元分析得到的曲线不含下降段，但连接接头的屈服荷载、极限荷载及刚度等主要特征可以通过有限元分析获得。

(a)直径16 mm (b)直径20 mm

4 结论

(1)龄期对套筒灌浆连接的力学性能影响较大，早期灌浆料强度较低时与强度值稳定后会呈现不同的破坏形态。灌浆料强度较低时易发生钢筋拔出破坏，强度达到一定值后才能保证接头的有效连接。

(2)极限承载力主要取决于灌浆料等效抗剪强度和钢筋极限拉力。早期承载力发展迅速，7 d可达最终值的90%左右。

(3)套筒应变为中部大、两头小，钢筋应变沿端口向埋置末端逐渐减小。最大力总伸长率在首周内增长较快，7 d后趋于稳定。

(4)荷载-位移曲线随龄期的发展有显著区别，1 d和3 d的曲线没有屈服阶段，7 d的曲线有屈服但强化不明显，之后曲线具有明显屈服阶段和强化阶段。

(5)采用ANSYS软件可有效模拟连接接头，进一步验证了试验结果的准确性，但灌浆料体积膨胀引起的内应力无法有效模拟，使计算结果与实际连接件存在一定差异。