循環(huán)荷載作用下新型鋼筋套筒灌漿連接結(jié)構(gòu)性能

鄭永峰，郭正興

(1．東南大學(xué) 土木工程學(xué)院，江蘇 南京 210096；2．山東建筑大學(xué) 土木工程學(xué)院，山東 濟(jì)南 250101)

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循環(huán)荷載作用下新型鋼筋套筒灌漿連接結(jié)構(gòu)性能

鄭永峰1，2，郭正興1?

(1．東南大學(xué) 土木工程學(xué)院，江蘇 南京 210096；2．山東建筑大學(xué) 土木工程學(xué)院，山東 濟(jì)南 250101)

為降低鋼筋連接成本，利用普通無(wú)縫鋼管通過(guò)冷滾壓工藝加工了一種新型鋼筋連接用灌漿套筒，并制作了12個(gè)鋼筋連接接頭試件，通過(guò)反復(fù)拉壓試驗(yàn)及單向拉伸試驗(yàn)研究其連接結(jié)構(gòu)性能.結(jié)果表明，該連接能夠滿足JGJ107-2010規(guī)定的強(qiáng)度及變形要求；接頭經(jīng)過(guò)反復(fù)拉壓循環(huán)加載后，鋼筋極限黏結(jié)強(qiáng)度較直接拉伸試件約降低10%；由于套筒的約束作用，鋼筋套筒灌漿連接殘余黏結(jié)強(qiáng)度大于極限抗拉強(qiáng)度的50%；套筒每端內(nèi)壁環(huán)肋數(shù)量不宜少于3道，并應(yīng)根據(jù)接頭承載力要求的提高而適當(dāng)增加.

鋼筋套筒灌漿連接；預(yù)制混凝土建造；循環(huán)加載；接觸分析

預(yù)制裝配式混凝土結(jié)構(gòu)由于具有工業(yè)化程度高、節(jié)省材料、污染小、現(xiàn)場(chǎng)濕作業(yè)量少、預(yù)制構(gòu)件質(zhì)量便于控制、建造周期短、投資回收快等優(yōu)點(diǎn)[1-3]，成為新型建筑工業(yè)化發(fā)展的方向.然而，由于傳統(tǒng)的鋼筋機(jī)械連接方法-螺紋套筒連接無(wú)法適用于裝配式混凝土房屋的建造，鋼筋連接問(wèn)題成為裝配式混凝土房屋建造中的關(guān)鍵問(wèn)題之一.

20世紀(jì)60年代末，Yee A A發(fā)明了鋼筋套筒灌漿連接方法[4].隨后這種連接方式在北美、日本、歐洲得到了廣泛的工程應(yīng)用[1-2, 5].該連接是通過(guò)在金屬套筒中插入帶肋鋼筋并通過(guò)灌漿料拌合物硬化而實(shí)現(xiàn)傳力的鋼筋連接方式，通過(guò)套筒的約束作用，大幅提高鋼筋的黏結(jié)強(qiáng)度，進(jìn)而減小鋼筋錨固長(zhǎng)度.這一獨(dú)特的工作機(jī)理使其特別適用于裝配混凝土結(jié)構(gòu)房屋的建造.但由于目前國(guó)內(nèi)外套筒產(chǎn)品均為球磨鑄鐵鑄造而成或采用優(yōu)質(zhì)碳素結(jié)構(gòu)鋼切削加工而成，套筒制作成本較高，導(dǎo)致了國(guó)內(nèi)市場(chǎng)上的灌漿套筒價(jià)格遠(yuǎn)高于現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)中采用螺紋套筒，在一定程度上抵消了裝配式混凝土結(jié)構(gòu)的諸多優(yōu)點(diǎn)，成為制約裝配式混凝土結(jié)構(gòu)在我國(guó)推廣應(yīng)用的主要因素之一.同時(shí)，目前國(guó)內(nèi)外對(duì)鋼筋套筒灌漿連接的約束機(jī)理研究較少，而且由于套筒內(nèi)腔結(jié)構(gòu)等的差異，試驗(yàn)結(jié)果差別較大[5-8].為此，本文設(shè)計(jì)制作了一種新型套筒-變形鋼管灌漿套筒(Grouted Deformed Pipe Splice)，簡(jiǎn)稱GDPS套筒[9]，該套筒采用無(wú)縫鋼管通過(guò)冷滾壓加工而成.采用GDPS套筒、HRB400鋼筋及高強(qiáng)水泥基灌漿料制作了12個(gè)接頭試件，通過(guò)反復(fù)拉壓試驗(yàn)及單向拉伸試驗(yàn)對(duì)該連接的結(jié)構(gòu)性能及拉、壓荷載作用下套筒的約束作用進(jìn)行了研究.

1 GDPS套筒加工制作及特點(diǎn)

套筒外形及內(nèi)腔結(jié)構(gòu)如圖1所示.該套筒具有以下特點(diǎn)：

1)采用低合金高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼無(wú)縫鋼管通過(guò)滾壓工藝?yán)浼庸ざ?，工藝?jiǎn)單，材料利用率高，可批量化生產(chǎn).

2)與現(xiàn)有套筒產(chǎn)品均為光滑外壁不同，GDPS套筒外壁設(shè)置多道環(huán)狀倒梯形凹槽，可提高套筒與周圍構(gòu)件混凝土的黏結(jié)強(qiáng)度.

3)套筒內(nèi)壁設(shè)置多道凸環(huán)肋，凸環(huán)肋與外壁凹槽通過(guò)冷滾壓工藝一次成型，可大幅提高套筒與內(nèi)部填充灌漿料的黏結(jié)強(qiáng)度；

4)凸環(huán)肋在套筒兩端集中布置，避免在套筒受力最大部位設(shè)置環(huán)肋而削弱套筒承載力.

圖1 GDPS套筒Fig.1 GDPS sleeve

2 試驗(yàn)研究

2.1 材料性能及試件設(shè)計(jì)

套筒采用Q390B無(wú)縫鋼管制作，材料性能見表1．套筒外徑及壁厚按以下原則確定：套筒錨固段內(nèi)壁環(huán)形凸起部分的內(nèi)徑最小尺寸與鋼筋公稱直徑的差值≥10 mm[10].同時(shí)，按JGJ 355-2015[11]規(guī)定(I級(jí)接頭抗拉強(qiáng)度≥1.15倍鋼筋抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值)，為減小套筒塑性變形，套筒加工用鋼管截面尺寸偏安全應(yīng)滿足式(1)要求：

fsyk×As≥1.15×fstk×Ab

(1)

式中：fsyk為鋼管屈服強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值；As為鋼管中部截面面積；fstk為鋼筋抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值；Ab為鋼筋公稱截面面積.

表1 無(wú)縫鋼管材料性能Tab.1 Properties of seamless steel pipe

連接鋼筋采用HRB400鋼筋，材料性能見表2．灌漿料水料比為0.12，試件澆筑后置于標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)室內(nèi)養(yǎng)護(hù)38 d后進(jìn)行加載.根據(jù)與接頭試件同時(shí)澆筑同條件養(yǎng)護(hù)的試塊(40 mm×40 mm×160 mm)測(cè)定的灌漿料抗壓強(qiáng)度為70.2 MPa，抗折強(qiáng)度為14.0 MPa.

試件尺寸見圖2．試件灌漿前先將連接鋼筋按設(shè)計(jì)的錨固深度插入套筒內(nèi)，并將套筒、連接鋼筋豎直固定在木板或木枋上，然后按規(guī)定水料比制備灌漿料，灌漿料攪拌均勻后靜置約2 min以消除氣泡，最后采用手動(dòng)灌漿槍從試件下部灌漿孔灌漿，灌漿料從上部出漿孔流出時(shí)即為灌滿.

表2 連接鋼筋材料性能Tab.2 Material properties of reinforcement

圖2 試件尺寸(單位：mm)Fig.2 Dimensions of test specimen (unit: mm)

2.2 測(cè)量?jī)?nèi)容與加載裝置

為研究GDPS套筒灌漿連接接頭的結(jié)構(gòu)性能及約束機(jī)理，在套筒外表面粘貼了縱向及環(huán)向應(yīng)變片，在兩根連接鋼筋表面粘貼了縱向應(yīng)變片，如圖3所示.

圖3 應(yīng)變片位置Fig.3 Location of the strain gauges

試件首先在圖4所示裝置上進(jìn)行循環(huán)加載.該裝置通過(guò)兩臺(tái)穿心式液壓千斤頂實(shí)現(xiàn)對(duì)試件的反復(fù)拉壓，通過(guò)對(duì)引伸計(jì)、力傳感器及鋼筋應(yīng)變片的實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)對(duì)加載過(guò)程進(jìn)行控制，加載前采用試驗(yàn)機(jī)對(duì)千斤頂及力傳感器進(jìn)行標(biāo)定.反復(fù)拉壓加載制度參考JGJ 355-2015，詳見表3，循環(huán)次數(shù)完成后在萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行單向拉伸試驗(yàn)，如圖5所示.

表3 反復(fù)拉壓試驗(yàn)加載制度Tab.3 Loading sequence of cyclic test

注：1)fbyk為連接鋼筋屈服強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值；2)εbyk為鋼筋應(yīng)力為屈服強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值時(shí)的應(yīng)變.

圖4 反復(fù)拉壓試驗(yàn)加載裝置Fig.4 Device for cyclic test

圖5 單向拉伸試驗(yàn)加載裝置Fig.5 Device for monotonic tension test

3 主要試驗(yàn)結(jié)果及現(xiàn)象

3.1 破壞形態(tài)

試件循環(huán)加載后觀察套筒端部灌漿料發(fā)現(xiàn)，高應(yīng)力反復(fù)拉壓試件灌漿料未開裂(圖6(a))，而大變形反復(fù)拉壓試件則出現(xiàn)2～3道徑向劈裂裂縫，并可見鋼筋與灌漿料間軸向劈裂，灌漿料表皮剝落，如圖6(b)所示.這一現(xiàn)象表明，灌漿料的劈裂出現(xiàn)在鋼筋屈服點(diǎn)附近.隨著荷載持續(xù)增加，鋼筋最先在套筒端部區(qū)域屈服，伸長(zhǎng)量顯著增大，受泊松效應(yīng)影響，鋼筋直徑不斷減小，灌漿料對(duì)鋼筋的握裹作用不斷降低并逐漸向套筒中部延伸，灌漿料劈裂裂縫隨荷載增加沿徑向和軸向不斷開展.

循環(huán)加載后，將試件置于萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)上拉伸至破壞.鋼筋套筒灌漿連接可能出現(xiàn)4種破壞形態(tài)：接頭斷于鋼筋、接頭斷于套筒、鋼筋拔出破壞及套筒-灌漿料黏結(jié)破壞[5-6, 8]，即接頭抗拉強(qiáng)度取決于鋼筋抗拉強(qiáng)度、套筒抗拉強(qiáng)度、鋼筋-灌漿料黏結(jié)強(qiáng)度及套筒-灌漿料黏結(jié)強(qiáng)度的最小值.本文試件僅出現(xiàn)了接頭斷于鋼筋破壞(圖7(a))和鋼筋拔出破壞(圖7(b))2種模式.

圖6 循環(huán)加載后套筒端部灌漿料開裂情況Fig.6 Cracking at the entrance of the grout under cyclic loading

圖7 破壞模式Fig.7 Failure modes

對(duì)于接頭斷于鋼筋破壞，由于灌漿料劈裂裂縫最先在套筒端部出現(xiàn)，開展最為充分，在鋼筋拉斷的瞬間，劇烈震動(dòng)產(chǎn)生的應(yīng)力波造成套筒端部的灌漿料隨之呈錐形剝落(圖7(a)).

對(duì)于鋼筋拔出破壞，連接鋼筋同樣進(jìn)入了強(qiáng)化階段.但是在鋼筋破斷之前，鋼筋橫肋之間的灌漿料咬合齒首先發(fā)生剪切破壞，在鋼筋外周形成新的滑移面，此時(shí)試件的最大黏結(jié)強(qiáng)度取決于咬合齒的抗剪強(qiáng)度.盡管鋼筋出現(xiàn)粘結(jié)破壞，接頭在拔出段仍表現(xiàn)出較好的延性，荷載-位移曲線呈波浪形，并保持較高的殘余粘結(jié)強(qiáng)度，如圖8所示.這是由于套筒內(nèi)部填充灌漿料沒(méi)有粗骨料，鋼筋橫肋間的灌漿料雖被壓碎，但并沒(méi)有形成空隙[12].同時(shí)在鋼筋拔出段，套筒內(nèi)壁的多道凸環(huán)肋對(duì)鋼筋及灌漿料的滑移有較強(qiáng)的止推作用，之前蓄積在套筒中的應(yīng)力也開始釋放，在一定程度上彌補(bǔ)了由于滑移面被挫平造成的徑向約束損失.

位移/mm圖8 試件PC-D25-3荷載-位移曲線Fig.8 Load-displacement graph of specimen PC-D25-3

3.2 結(jié)構(gòu)性能關(guān)鍵指標(biāo)

試件的主要試驗(yàn)結(jié)果如表4所示.可以看出，試件的抗拉強(qiáng)度與連接鋼筋抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值的比值fu/fbuk均不小于1.10或接頭斷于鋼筋，滿足JGJ107-2010[13]中的Ⅰ級(jí)接頭強(qiáng)度要求及ACI318-11[14]規(guī)定的type 2類接頭強(qiáng)度要求.高應(yīng)力反復(fù)拉壓試件的殘余變形u20均小于0.3 mm，大變形反復(fù)拉壓試件反復(fù)拉壓4次后的殘余變形u4及8次后的殘余變形u8均小于對(duì)應(yīng)的規(guī)范允許值0.3 mm和0.6 mm，滿足JGJ 355-2015變形要求，表現(xiàn)出良好的結(jié)構(gòu)性能.

但需注意的是，由于鋼筋拔出破壞接頭試件的抗拉強(qiáng)度略低于JGJ 355-2015規(guī)定的1.15倍鋼筋抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值要求，因此在工程應(yīng)用前尚需對(duì)該套筒灌漿連接進(jìn)行優(yōu)化，可通過(guò)適當(dāng)提高灌漿料強(qiáng)度及鋼筋錨固長(zhǎng)度的方法進(jìn)一步提高接頭的抗拉強(qiáng)度.

對(duì)于鋼筋拔出破壞試件，鋼筋極限黏結(jié)強(qiáng)度τmax可按式(2)計(jì)算：

τmax=Pu/(πdbLa)

(2)

對(duì)于斷于鋼筋破壞試件，鋼筋極限黏結(jié)強(qiáng)度未知.通過(guò)與文獻(xiàn)[15]的試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比可見，鋼筋公稱直徑為22 mm反復(fù)拉壓試件(EC-D22-1，EC-D22-3及PC-D22-2)鋼筋平均極限黏結(jié)強(qiáng)度為20.60 MPa，較單向拉伸試件SM-D22-2降低了10%；鋼筋公稱直徑為25 mm的試件PC-D25-3鋼筋極限黏結(jié)強(qiáng)度為20.83 MPa，較單向拉伸試件SM-D25-2降低了11%.這一結(jié)果表明，鋼筋套筒灌漿連接在反復(fù)拉壓過(guò)程中存在黏結(jié)強(qiáng)度退化現(xiàn)象.

表4 主要試驗(yàn)結(jié)果Tab.4 Summary of test results

注：1)試件名稱中SM表示單向拉伸試件，EC表示高應(yīng)力反復(fù)拉壓試件，PC表示大變形反復(fù)拉壓試件，D表示鋼筋公稱直徑；2)公稱直徑22 mm和25 mm鋼筋連接采用的套筒分別采用外徑為50 mm和57 mm的無(wú)縫鋼管制作.

鋼筋殘余黏結(jié)強(qiáng)度τr可由殘余荷載Pr按式(2)計(jì)算得到，Pr取鋼筋拔出階段的荷載最小值(圖8).計(jì)算結(jié)果表明，鋼筋的殘余黏結(jié)強(qiáng)度均超過(guò)接頭抗拉強(qiáng)度的50%.

3.3 套筒應(yīng)變變化規(guī)律

圖9為試件EC-D25-1和PC-D22-3在反復(fù)拉壓荷載作用下套筒的應(yīng)變變化.為更清楚地表明套筒的應(yīng)變變化規(guī)律，將第一個(gè)循環(huán)的荷載-套筒應(yīng)變關(guān)系曲線單獨(dú)繪制，如圖10，圖11所示.由圖中可見，在拉力作用下，套筒中部軸向應(yīng)變?yōu)槔瓚?yīng)變，而中部第1,2道肋之間為軸向壓應(yīng)變，套筒環(huán)向應(yīng)變均為壓應(yīng)變；在壓力作用下，則隨著荷載方向的改變由拉應(yīng)變轉(zhuǎn)為壓應(yīng)變或反之.

套筒應(yīng)變/10-6(a)試件EC-D25-1

套筒應(yīng)變/10-6(b)試件PC-D22-3圖9 荷載-套筒應(yīng)變關(guān)系Fig.9 Load-strain relationship of the sleeve

從圖10(a)和11(a)可以看出，在拉力作用下，套筒軸向應(yīng)變變化曲線的斜率小于在壓力作用下的曲線斜率.原因是由于灌漿料的抗壓能力遠(yuǎn)大于其抗拉能力，造成壓力作用下灌漿料分擔(dān)了更多的荷載.

試件在拉力作用下，鋼筋的“錐楔”作用造成灌漿料產(chǎn)生徑向膨脹變形，灌漿料的非彈性性質(zhì)造成了試件卸載后其中的部分變形無(wú)法恢復(fù)，進(jìn)而造成套筒存在相對(duì)較大的環(huán)向殘余應(yīng)變，如圖10(b)和11(b)所示，試件PC-D22-3的應(yīng)變片H1和H3表現(xiàn)更為明顯.同時(shí)，荷載從零轉(zhuǎn)變?yōu)閴毫r(shí)，應(yīng)變片H1和H3的變化曲線存在反彎點(diǎn)：當(dāng)壓力較小時(shí)，壓應(yīng)變有一個(gè)短暫的增長(zhǎng)過(guò)程，然后隨著壓力的增大逐漸過(guò)渡為拉應(yīng)變.這主要是由于荷載在從拉力轉(zhuǎn)變?yōu)閴毫Φ倪^(guò)程中，套筒及灌漿料發(fā)生應(yīng)力重分布，應(yīng)變滯后造成.

套筒軸向應(yīng)變/10-6(a) Z1,Z2,Z3

套筒軸向應(yīng)變/10-6(b) H1,H2,H3圖10 試件EC-D25-1Fig.10 Specimen EC-D25-1

套筒軸向應(yīng)變/10-6(a) Z1,Z2,Z3

套筒軸向應(yīng)變/10-6(b) H1,H2,H3圖11 試件PC-D22-3Fig.11 Specimen PC-D22-3

4 套筒-灌漿料接觸分析

鋼筋套筒灌漿連接通過(guò)鋼套筒及高強(qiáng)灌漿料的“橋連”作用實(shí)現(xiàn)鋼筋的對(duì)接連接.在加載過(guò)程中，灌漿料由于鋼筋“錐楔”作用產(chǎn)生的徑向位移和劈裂膨脹變形受到套筒的約束，使其處于有效地側(cè)向約束狀態(tài)，與鋼筋的黏結(jié)強(qiáng)度顯著提高.為研究套筒對(duì)灌漿料的約束，即套筒與灌漿料的接觸作用，本文在試驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上，采用有限元軟件ANSYS對(duì)拉、壓荷載作用下的GDPS套筒灌漿連接接頭進(jìn)行了數(shù)值模擬.

4.1 模型建立

套筒材料模型為根據(jù)材料性能試驗(yàn)數(shù)據(jù)確定的雙線性隨動(dòng)硬化模型，彈性模量及屈服應(yīng)力見表1．鋼筋采用三折線各向同性硬化材料模型，初始屈服應(yīng)變，屈服平臺(tái)長(zhǎng)度及極限應(yīng)變分別取0.002,0.008 和0.140，對(duì)應(yīng)的屈服應(yīng)力和極限應(yīng)力見表2．灌漿料采用多線性各向同性硬化材料模型，其本構(gòu)關(guān)系按式(3)，式(4)確定[16-17]，灌漿料彈性模量根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果取2.5×104MPa，灌漿料破壞準(zhǔn)則采用William-Warnke 5參數(shù)準(zhǔn)則.

(3)

ε0=2fg/Eg

(4)

式中：σ為壓應(yīng)力；ε為壓應(yīng)變；Eg為灌漿料彈性模量；fg為灌漿料抗壓強(qiáng)度.

采用實(shí)體單元SOLID187模擬鋼筋和套筒，SOLID65模擬灌漿料，接觸單元TARGE170和CONTA174模擬套筒和灌漿料及鋼筋和灌漿料間的黏結(jié)滑移.不同材料之間采用面-面接觸方式，接觸面的相互作用采用標(biāo)準(zhǔn)接觸模型，接觸面張開時(shí)法向壓力為0.

在接觸單元的實(shí)常數(shù)設(shè)置中定義接觸面的法向接觸剛度FKN和切向接觸剛度FKT，本文FKN取1.0，F(xiàn)KT取缺省值.采用庫(kù)侖摩擦模型(圖12)考慮不同材料之間的化學(xué)粘著力和摩擦力，通過(guò)建模時(shí)的隆起單元考慮不同材料間的機(jī)械咬合力.庫(kù)倫摩擦模型定義了一個(gè)等效剪應(yīng)力τ，在某一方向法向壓應(yīng)力p作用下剪應(yīng)力達(dá)到此值時(shí)，兩個(gè)接觸面即開始滑動(dòng)

τ=μp+COHE

(5)

式中:μ為摩擦系數(shù)，COHE為粘滯力.本文根據(jù)試算結(jié)果，取μ=0.65，COHE=2.0.同時(shí)，ANSYS提供了一個(gè)最大等效剪應(yīng)力(TAUMAX)選項(xiàng)，給出這個(gè)參數(shù)的目的在于，不管接觸壓應(yīng)力值多大，只要等效剪應(yīng)力達(dá)到該值，就會(huì)發(fā)生滑動(dòng)，本文TAUMAX取拔出破壞試件的粘結(jié)強(qiáng)度.

圖12 庫(kù)倫-摩擦模型Fig.12 Coulomb Friction Model

采用AUTOCAD進(jìn)行三維實(shí)體建模，建模時(shí)為便于后續(xù)生成接觸單元，鋼筋與灌漿料及套筒與灌漿料之間分別建立兩個(gè)曲面.同時(shí)，為方便建模，將鋼筋錨固段橫肋與鋼筋軸線的夾角按等截面積原則改為90°.將三維實(shí)體導(dǎo)入ANSYS后，鋼筋和套筒采用自由網(wǎng)格劃分，灌漿料采用掃略方式劃分網(wǎng)格，網(wǎng)格劃分控制尺寸為3 mm.圖13為D25試件1/2模型，尺寸取D25鋼筋連接接頭試件的平均值.

4.2 計(jì)算結(jié)果分析

圖14為試件荷載-位移曲線試驗(yàn)結(jié)果與有限元分析結(jié)果的對(duì)比，可見兩者變化趨勢(shì)基本吻合.但由于試驗(yàn)結(jié)果為試件循環(huán)加載后的曲線，因此沒(méi)有明顯的屈服平臺(tái).并且由于鋼筋本構(gòu)關(guān)系中未考慮下降段，因此有限元分析結(jié)果曲線也不含下降段.圖15和16分別為拉力和壓力荷載(300 kN)作用下的套筒軸向應(yīng)力分布.由圖可見，在拉力作用下，套筒中部光滑段為拉應(yīng)力，中部第一、二道肋之間為壓應(yīng)力；在壓力作用下，套筒中部光滑段為壓應(yīng)力，中部第一、二道肋之間為拉應(yīng)力，應(yīng)力特性與試驗(yàn)結(jié)果一致.

圖13 有限元模型Fig.13 Finite element model

位移/mm圖14 荷載-位移曲線試驗(yàn)結(jié)果 與有限元分析結(jié)果對(duì)比Fig.14 Comparison between experimental and numerical load-displacement curves

圖17，圖18為拉力荷載作用下套筒與灌漿料間的接觸壓應(yīng)力及變化規(guī)律；圖19圖20為壓力荷載作用下的接觸壓應(yīng)力及變化規(guī)律.由圖可見，套筒內(nèi)壁環(huán)肋處的接觸壓應(yīng)力遠(yuǎn)大于光滑筒壁上的接觸壓應(yīng)力，這一接觸作用造成環(huán)肋間的筒壁處于徑向彎曲狀態(tài)，因而在拉力作用下環(huán)肋間筒壁外表面軸向?yàn)閴簯?yīng)力，而在壓力作用下則為拉應(yīng)力.

圖15 拉力作用下套筒軸向應(yīng)力Fig.15 Axial stress in the sleeve under tensile load

圖16 壓力作用下套筒軸向應(yīng)力Fig.16 Axial stress in sleeve under compressive load

(a) 套筒整體

(b) 套筒變形段圖17 拉力作用下的接觸壓應(yīng)力Fig.17 Contact pressure under tensile load

荷載/kN圖18 拉力作用下的接觸壓應(yīng)力變化規(guī)律Fig.18 Changing rule of contact pressure under tensile load

同時(shí)，環(huán)肋處的接觸壓應(yīng)力變化規(guī)律表明(圖18)：在拉力作用下，加載前期套筒端部環(huán)肋(肋5)對(duì)灌漿料的止推作用明顯，而隨著荷載增大，靠近套筒中部的環(huán)肋的作用逐漸凸顯，接觸壓應(yīng)力持續(xù)增長(zhǎng)(肋1，肋2，肋3)，而肋4，肋5處的接觸壓應(yīng)力則逐漸進(jìn)入下降段，肋5處接觸壓應(yīng)力最終減小為0，與試驗(yàn)結(jié)果吻合(試件破壞時(shí)，套筒端部環(huán)肋處的灌漿料已剝落).因此可以推斷，若套筒每端僅設(shè)置一道或二道環(huán)肋，在拉力作用下，環(huán)肋處的接觸壓應(yīng)力會(huì)在拉力較小時(shí)即進(jìn)入下降段(破壞)，套筒與灌漿料將產(chǎn)生較大的粘結(jié)滑移，造成接頭難以滿足殘余變形要求.

與拉力荷載作用不同，在壓力作用下，除在環(huán)肋處存在較大的接觸壓應(yīng)力外，由于灌漿料受壓膨脹，在套筒端部肋4和肋5之間及套筒中部也存在比較明顯的接觸壓應(yīng)力(圖19(a)).接觸壓應(yīng)力變化規(guī)律表明(圖20)：肋5處的接觸壓應(yīng)力始終較小，并在270 kN左右時(shí)開始下降.荷載較小時(shí)，接觸壓應(yīng)力從肋4～肋1逐漸減小.隨著荷載的增大，肋1處的接觸壓應(yīng)力增長(zhǎng)更快，并逐漸超過(guò)肋2，肋3處的接觸壓應(yīng)力.除肋5外，其余環(huán)肋處的接觸壓應(yīng)力均大于拉力荷載作用下的計(jì)算結(jié)果，并在加載全過(guò)程持續(xù)增長(zhǎng)，表明壓力荷載作用下，套筒-灌漿料間的粘結(jié)強(qiáng)度更高.

以上接觸分析表明，套筒內(nèi)壁環(huán)肋與灌漿料間的接觸破壞最先發(fā)生在端部環(huán)肋處，并向中部逐個(gè)出現(xiàn).因此，為提高GDPS套筒灌漿連接接頭的結(jié)構(gòu)性能，一定數(shù)量的內(nèi)壁凸環(huán)肋對(duì)灌漿套筒而言是必須的.在任何情況下，環(huán)肋數(shù)量每端不宜少于3道，并應(yīng)根據(jù)接頭承載力要求的提高(鋼筋直徑增大或材料強(qiáng)度提高)而適當(dāng)增加.

(a) 套筒整體

(b) 套筒變形段圖19 壓力作用下的接觸壓應(yīng)力Fig.19 Contact pressure under compressive load

荷載/kN圖20 壓力作用下的接觸壓應(yīng)力變化規(guī)律Fig.20 Changing rule of contact pressure under compressive load

5 結(jié) 論

1)本文試驗(yàn)研究接頭試件的鋼筋錨固長(zhǎng)度為7.0～7.5倍鋼筋名義直徑，接頭抗拉強(qiáng)度和殘余變形滿足JGJ107-2010及ACI318-11規(guī)定.

2)循環(huán)加載后，鋼筋黏結(jié)強(qiáng)度存在退化現(xiàn)象，平均約降低10%.

3)由于套筒的約束作用，鋼筋套筒灌漿連接接頭具有較高的殘余黏結(jié)強(qiáng)度，其數(shù)值大于接頭抗拉強(qiáng)度的50%.

4)套筒-灌漿料接觸分析表明，套筒每端內(nèi)壁環(huán)肋數(shù)量不宜少于3道，并應(yīng)根據(jù)接頭承載力要求的提高(鋼筋直徑增大或材料強(qiáng)度提高)而適當(dāng)增加.

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Structural Performance of Innovative Grout Sleeve Splicing for Rebars under Cyclic Loading

ZHENG Yong-feng1，2,GUO Zheng-xing1?

(1．School of Civil Engineering, Southeast Univ, Nanjing, Jiangsu 210096, China；2．School of Civil Engineering, Shandong Jianzhu Univ, Jinan, Shandong 250101,China)

To reduce the cost of bar splice, a new type of grouted sleeve was developed with standard seamless steel tube through cold rolling techniques. Based on this sleeve, twelve coupler specimens were prepared and tested under cyclic load as well as incremental tensile load. The structural performance of this novel grouted splice was then studied. The test results showed that the strength and deformation of the splices could satisfy the requirements specified in the JGJ107-2010. Due to the cyclic loads, the ultimate bond strength declined by about ten percent of the specimen strength under direct tension test. Meanwhile, because of the confinement provided by the sleeve, the residual bond strength of the bond failed specimen is greater than 50 percent of the ultimate tensile strength. Moreover, it is found that the number of the concentric ribs at each side of the sleeve should not be less than three, and it should be increased properly for the improvement of tensile capacity requirement of the splice.

grout sleeve splicing for rebars; precast construction; cyclic loading; contact analysis

1674-2974(2016)11-0131-10

2015-12-14

“十二五”國(guó)家科技支撐計(jì)劃資助項(xiàng)目(2011BAJ10B03)

鄭永峰(1981-)，男，山東滕州人,東南大學(xué)博士研究生?通訊聯(lián)系人，E-mail: guozx195608@126.com

TU39.04

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