冷軋無縫鋼管灌漿套筒力學(xué)性能研究*

李 珂，陳雪祺，鄒曜遠(yuǎn)，伍經(jīng)緯，凌云翔，朱銀紅

(桂林理工大學(xué)土木與建筑工程學(xué)院，廣西 桂林 541004)

0 引言

隨著預(yù)制裝配式建筑的不斷應(yīng)用，鋼筋灌漿套筒連接技術(shù)越來越受到重視。近年來，國(guó)內(nèi)外學(xué)者利用先進(jìn)的技術(shù)和有限元分析軟件對(duì)灌漿套筒連接技術(shù)進(jìn)行了深入研究，如任宏偉等[1]研發(fā)了灌漿套筒連接裝置，采用有限元軟件ABAQUS對(duì)試件進(jìn)行了模擬加載分析，并研究灌漿套筒連接裝置節(jié)點(diǎn)破壞形態(tài)和連接性能，證明了灌漿套筒連接的可靠性與合理性；鄭永峰等[2-3]通過有限元分析及拉伸試驗(yàn)，對(duì)9個(gè)鋼筋灌漿套筒連接接頭試件軸向工作原理、連接性能及設(shè)計(jì)方法進(jìn)行了研究；吳濤等[4]開展了12個(gè)灌漿套筒連接試件拉拔試驗(yàn)，研究了試件破壞形態(tài)與破壞過程、套筒應(yīng)力與應(yīng)變等，重點(diǎn)分析了筒壁應(yīng)力與錨固長(zhǎng)度、鋼筋直徑的關(guān)系；Ling等[5]分別對(duì)焊接鋼筋灌漿套筒、錐形灌漿套筒試件開展了單向拉伸試驗(yàn)，結(jié)果表明錐形灌漿套筒黏結(jié)強(qiáng)度較焊接鋼筋灌漿套筒高25%～35%；Xu等[6]為評(píng)價(jià)未充分灌漿套筒連接件黏結(jié)性能，對(duì)4種不同形式的灌漿不足試件進(jìn)行了試驗(yàn)研究，分析了灌漿不足形態(tài)和缺陷程度對(duì)黏結(jié)破壞模式和黏結(jié)應(yīng)力-滑移曲線的影響；鄭永峰等[7]采用Q345冷軋無縫鋼管制作了灌漿套筒，套筒外表面軋制凹形環(huán)肋；席江峰等[8]對(duì)目前裝配式套筒連接件灌漿密實(shí)度檢測(cè)常用的沖擊回波法、首波聲時(shí)法、超聲CT法及阻尼振動(dòng)法進(jìn)行了闡述。

本文通過開展單向拉伸試驗(yàn)，研究冷軋無縫鋼管灌漿套筒力學(xué)性能，為研發(fā)成本更低、性能更優(yōu)的灌漿套筒提供參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

根據(jù)JG/T 398—2012《鋼筋連接用灌漿套筒》[9]的規(guī)定，采用Q345B冷軋無縫鋼管、φ22 HRB400螺紋鋼和M80高強(qiáng)度灌漿料制作27個(gè)灌漿套筒連接件。

套筒由無縫鋼管通過滾絲機(jī)冷軋而成，套筒外側(cè)可形成多道環(huán)狀倒凹槽，相應(yīng)位置的內(nèi)表面為圓弧形凸環(huán)肋(見圖1)。無縫鋼管長(zhǎng)372mm，連接螺紋鋼長(zhǎng)176mm。采用M80高強(qiáng)度無收縮鋼筋連接用套筒灌漿料進(jìn)行人工壓力灌漿，灌漿后將灌漿料試件及灌漿套筒試件置于養(yǎng)護(hù)室內(nèi)養(yǎng)護(hù)28d，養(yǎng)護(hù)溫度為20℃，相對(duì)濕度為90%，養(yǎng)護(hù)完成后存放于室內(nèi)正常環(huán)境。

圖1 灌漿套筒示意

試件幾何參數(shù)與主要試驗(yàn)結(jié)果如表1所示，以N4-D20-H1.5為例，該試件套筒每側(cè)設(shè)置4個(gè)間距為20mm、套筒內(nèi)表面凸肋高度為1.5mm的環(huán)肋。

表1 試件幾何參數(shù)與主要試驗(yàn)結(jié)果

對(duì)于發(fā)生鋼筋拉斷破壞的試件，測(cè)得其極限抗拉強(qiáng)度均大于鋼筋抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值，且鋼筋均在套筒外部拉斷；對(duì)于發(fā)生鋼筋拔出破壞的試件，測(cè)得其極限抗拉強(qiáng)度均大于1.1倍鋼筋抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值，滿足JGJ 107—2016《鋼筋機(jī)械連接技術(shù)規(guī)程》[10]中Ⅰ級(jí)接頭的要求。

1.2 材料性能

套筒冷軋用無縫鋼管與鋼筋實(shí)測(cè)材料屬性如表2所示。灌漿料水灰比為0.13，彈性模量為3.45×104MPa，流動(dòng)度初始值為310mm，流動(dòng)度30min保留值為275mm。與鋼筋灌漿套筒連接件同時(shí)制作、同條件養(yǎng)護(hù)的6個(gè)灌漿料試件3d抗壓強(qiáng)度平均值為62.3MPa，28d抗壓強(qiáng)度平均值為87.1MPa，灌漿料試件尺寸為160mm×40mm×40mm(長(zhǎng)×寬×高)。

表2 無縫鋼管與鋼筋材料屬性

1.3 加載方案

單向拉伸試驗(yàn)在鋼絞線萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，試驗(yàn)機(jī)最大量程為1 000kN，應(yīng)力加載速率為2MPa/s，試件發(fā)生鋼筋拉斷破壞或拔出破壞時(shí)停止加載，試驗(yàn)過程中荷載及位移的變化由試驗(yàn)機(jī)自動(dòng)記錄。

1.4 應(yīng)變片布置

在套筒中部及每側(cè)肋之間粘貼環(huán)向、軸向應(yīng)變片，如圖2所示，以監(jiān)測(cè)加載過程中套筒表面的應(yīng)變變化。

圖2 應(yīng)變片布置

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 傳力機(jī)理

當(dāng)連接鋼筋一端受軸向拉力作用時(shí)，套筒凸肋處的錐楔作用[11]在肋表面產(chǎn)生斜向擠壓應(yīng)力σ和斜向摩擦應(yīng)力μσ，將σ，μσ沿軸向、環(huán)向分解，分別得到黏結(jié)應(yīng)力τ和內(nèi)壓力q(見圖3)。鋼筋作用于灌漿料的力傳至套筒，在套筒內(nèi)表面凸肋處形成斜向接觸壓力，其軸向分力有效限制了灌漿料及鋼筋的拔出，環(huán)向分力約束了灌漿料劈裂膨脹變形，從而將力傳至另一端的連接鋼筋。

圖3 套筒傳力示意

由Morris[12]和Mains[13]的研究可知，長(zhǎng)錨固鋼筋在混凝土中的黏結(jié)應(yīng)力分布不均勻，峰值靠近套筒端部，且越靠近套筒中部應(yīng)力越小。不均勻的應(yīng)力分布形式對(duì)灌漿套筒內(nèi)腔構(gòu)造、破壞荷載及試件破壞形態(tài)具有一定影響。

2.2 破壞形態(tài)

部分試件發(fā)生鋼筋拔出破壞，破壞荷載多大于鋼筋抗拉強(qiáng)度，且鋼筋拔出端灌漿料發(fā)生局部碎裂并脫落，但無明顯的灌漿料拔出跡象，說明環(huán)肋有效限制了灌漿料與套筒之間的滑移。由于灌漿料與鋼筋之間的黏結(jié)強(qiáng)度不足，導(dǎo)致鋼筋拔出。本試驗(yàn)中鋼筋錨固長(zhǎng)度均為8倍鋼筋直徑，且灌漿料強(qiáng)度等級(jí)均為M80，可知黏結(jié)強(qiáng)度不足主要與套筒內(nèi)部構(gòu)造有關(guān)。

試件拉伸時(shí)，受泊松效應(yīng)的影響，鋼筋在環(huán)向發(fā)生頸縮，且在套筒兩側(cè)變形段更明顯，影響了鋼筋與灌漿料之間的黏結(jié)，使鋼筋發(fā)生拔出破壞。采用膨脹率略大的灌漿料可使鋼筋與灌漿料的接觸面在凝結(jié)硬化時(shí)產(chǎn)生預(yù)壓應(yīng)力，從而減小對(duì)鋼筋環(huán)向頸縮的影響。

部分試件發(fā)生鋼筋拉斷破壞，破壞端灌漿料呈內(nèi)錐形脫落，灌漿料無明顯拔出跡象，試件荷載-位移曲線與鋼筋基本一致，同樣分為彈性、屈服、強(qiáng)化和頸縮階段，說明灌漿套筒整體工作性能良好，可保證鋼筋的有效連接。

2.3 受力性能

試驗(yàn)過程中發(fā)現(xiàn)，當(dāng)套筒內(nèi)表面凸肋高度由1.0mm增至1.5mm時(shí)，N4-D20，N4-D25，N5-D20組試件破壞荷載呈上升趨勢(shì)；N4-D30，N5-D25，N5-D30，N6-D20，N6-D25，N6-D30組試件破壞荷載呈下降趨勢(shì)，破壞形式為鋼筋拔出。當(dāng)套筒內(nèi)表面凸肋高度由1.5mm增至2.0mm時(shí)，N4-D25，N4-D30，N5-D20，N5-D25，N5-D30，N6-D20，N6-D25組試件承載力有所提升，N6-D30組試件承載力降低，發(fā)生黏結(jié)破壞的時(shí)間提前。當(dāng)環(huán)肋間距由20mm增至25mm、單側(cè)環(huán)肋數(shù)量由4個(gè)增至5個(gè)時(shí)，靠近套筒兩端布置環(huán)肋的試件承載力有所提高，中部布置環(huán)肋的試件承載力有所下降。特別是，當(dāng)環(huán)肋間距增至30mm、單側(cè)環(huán)肋數(shù)量增至6個(gè)時(shí)，試件承載力大幅度下降。

套筒在8倍鋼筋直徑的錨固長(zhǎng)度下，黏結(jié)應(yīng)力分布不均勻，峰值應(yīng)力出現(xiàn)在錨固區(qū)中部靠近端部的位置，因此對(duì)于環(huán)肋布置在靠近套筒兩端的試件，環(huán)肋間距和數(shù)量的增加可有效限制鋼筋與灌漿料之間的黏結(jié)滑移。但當(dāng)環(huán)肋間距過大、數(shù)量過多時(shí)，環(huán)肋布置在黏結(jié)應(yīng)力較小的區(qū)段，不利于提高試件承載力，易導(dǎo)致裂縫過早開展。

考慮套筒內(nèi)部黏結(jié)應(yīng)力分布的不均勻性，越靠近端部黏結(jié)應(yīng)力越大，越靠近中部黏結(jié)應(yīng)力越小。因此當(dāng)環(huán)肋數(shù)量一定時(shí)，環(huán)肋間距不宜過大；當(dāng)環(huán)肋間距一定時(shí)，環(huán)肋數(shù)量不宜過多。當(dāng)環(huán)肋數(shù)量較少且集中于套筒端部時(shí)，適量增加凸肋高度可增加灌漿料與套筒間的接觸壓力，從而有效提高套筒承載力。當(dāng)環(huán)肋數(shù)量適中且分布較均勻時(shí)，較小的凸肋高度易使套筒發(fā)生鋼筋拉斷破壞。

3 結(jié)語

1)凸肋高度宜≤1.5mm，過高的凸肋高度導(dǎo)致灌漿料厚度較小，不利于其與鋼筋的黏結(jié)，使灌漿料裂縫過早開展，破壞形式轉(zhuǎn)變?yōu)殇摻畎纬銎茐摹?/p>

2)布置環(huán)肋時(shí)宜盡量均勻分布在套筒端部，不得向套筒中部過度延伸。

3)無縫鋼管上環(huán)肋的制作時(shí)間直接影響成本。環(huán)肋冷軋是鋼管塑性積累過程，制作1.0mm高凸肋需3min，而制作1.5，2.0mm高凸肋需7～10min，為便于工廠制作，宜盡量采用小高度、多數(shù)量的形式。

4)根據(jù)本文研究成果，N4-D20-H1.0試件發(fā)生鋼筋拉斷破壞，且可承受較大的破壞荷載，經(jīng)濟(jì)效益最優(yōu)。