解琳琳，鐘勃健，苗啟松，陳 曦，孫海林，楊參天，馮 雪

(1. 北京建筑大學(xué)土木與交通工程學(xué)院，北京 100044；2. 北京市建筑設(shè)計(jì)研究院有限公司，北京 100045；3. 中國(guó)建筑設(shè)計(jì)研究院有限公司，北京 100044)

裝配式建筑近年來(lái)發(fā)展迅速，可靠的構(gòu)件間連接性能是保障裝配式建筑抗震性能的關(guān)鍵。灌漿套筒連接是裝配式鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)中應(yīng)用最廣泛的連接形式[1-5]。近年的工程實(shí)踐表明：由于施工質(zhì)量問(wèn)題導(dǎo)致灌漿不飽滿這一問(wèn)題普遍存在，一定程度上會(huì)影響連接性能進(jìn)而影響關(guān)鍵構(gòu)件和整體結(jié)構(gòu)抗震性能。為此，北京、上海、浙江和四川等省市陸續(xù)出臺(tái)相關(guān)規(guī)程和標(biāo)準(zhǔn)，要求對(duì)灌漿套筒的質(zhì)量進(jìn)行檢測(cè)，并要求對(duì)灌漿質(zhì)量不符合要求的套筒進(jìn)行整改。揭示灌漿不飽滿缺陷對(duì)套筒連接性能的影響，提出可解決套筒灌漿不飽滿缺陷檢測(cè)和修補(bǔ)難題的技術(shù)措施，已成為該類裝配式建筑的關(guān)鍵難題。

在套筒灌漿缺陷檢測(cè)方面，諸多學(xué)者提出了一些無(wú)損檢測(cè)方法，如李向民等[6]提出了基于X射線數(shù)字成像技術(shù)的預(yù)制剪力墻灌漿套筒密實(shí)度檢測(cè)方法，實(shí)踐驗(yàn)證了該方法缺陷成像精度高；Feng 等[7]研究了基于超聲波時(shí)間反轉(zhuǎn)技術(shù)的檢測(cè)方法，結(jié)果表明：該方法可以將不小于10 mm 的缺陷清晰成像；Zhang 等[8]提出了一種基于動(dòng)力激勵(lì)技術(shù)與小波包分析技術(shù)的檢測(cè)方法，可識(shí)別結(jié)構(gòu)中存在灌漿缺陷的構(gòu)件；Tang 等[9]提出了一種圖像的深度學(xué)習(xí)缺陷判定方法。值得注意的是，現(xiàn)有方法大都聚焦于套筒灌漿缺陷的檢測(cè)，然而對(duì)于檢測(cè)后如何修補(bǔ)缺陷的研究還相對(duì)較少。為此，陳曦等[10]前期提出了缺陷可檢修(檢測(cè)和修補(bǔ))型的新型灌漿套筒，其構(gòu)造及原理如圖1 所示，該套筒特征是在傳統(tǒng)半灌漿套筒的出漿口上部增設(shè)一個(gè)檢修修補(bǔ)孔，初次灌漿后從檢修孔伸入內(nèi)成像探頭對(duì)灌漿飽滿情況進(jìn)行成像，通過(guò)基于圖像的缺陷率檢測(cè)方法可準(zhǔn)確計(jì)算預(yù)設(shè)參考線(高度為預(yù)期鋼筋錨固長(zhǎng)度)與實(shí)際漿面的高度差，高度差除以預(yù)期錨固長(zhǎng)度即為灌漿缺陷率。若發(fā)現(xiàn)存在灌漿缺陷，則將灌漿料或植筋膠注入灌漿套筒直至液面達(dá)到參考線高度完成修補(bǔ)。

圖1 檢測(cè)修補(bǔ)原理Fig. 1 Defect detect and repair mechanism

在灌漿缺陷對(duì)連接性能影響方面，Ling 等[11]考慮不同套筒構(gòu)造和錨固長(zhǎng)度影響，設(shè)計(jì)制作了4 組35 個(gè)試件進(jìn)行了單向拉伸試驗(yàn)，結(jié)果表明：相同構(gòu)造時(shí)鋼筋同灌漿料的錨固粘結(jié)是影響接頭破壞的主要因素。Huang 等[12]考慮鋼筋直徑、套筒尺寸和鋼筋偏移量影響，對(duì)15 個(gè)半灌漿套筒試件進(jìn)行了單向拉伸試驗(yàn)，結(jié)果表明：施工誤差引起的鋼筋偏移對(duì)連接性能影響可以忽略。Xu 等[13]考慮灌漿套筒缺陷位置不同(均勻、縱向、徑向和斜向)影響，對(duì)126 個(gè)半灌漿套筒進(jìn)行單向拉伸試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表示：連接性能主要受缺陷程度影響，受缺陷位置的影響較小。李向民等[14]考慮6 種缺陷占灌漿套筒下段鋼筋錨固長(zhǎng)度的比例，進(jìn)行了全灌漿套筒單向受拉性能試驗(yàn)研究，結(jié)果表明：當(dāng)缺陷長(zhǎng)度不超過(guò)一端鋼筋錨固長(zhǎng)度30%時(shí)，單向拉伸強(qiáng)度仍可滿足規(guī)范要求?？镏酒降萚15]考慮灌漿方向、鋼筋錨固長(zhǎng)度和加載方式影響，對(duì)36個(gè)全灌漿套筒試件開展了試驗(yàn)研究，結(jié)果表明：連接破壞模式主要取決于缺陷長(zhǎng)度，豎向連接時(shí)錨固長(zhǎng)度不得少于5 倍鋼筋直徑。上述試驗(yàn)結(jié)果表明：灌漿錨固長(zhǎng)度不足(即灌漿不飽滿)是影響灌漿套筒連接性能的最重要因素。

因此，陳曦等[10]前期考慮不同鋼筋直徑、不同缺陷率(即不同灌漿不飽滿程度)和不同修補(bǔ)材料影響，開展了26 組78 個(gè)試件的單向拉伸試驗(yàn)，結(jié)果同樣表明：較高缺陷程度會(huì)導(dǎo)致鋼筋與灌漿料的粘結(jié)滑移破壞，采用灌漿料或植筋膠對(duì)缺陷修補(bǔ)后的試件的單向拉伸性能和無(wú)缺陷基本相當(dāng)。然而值得注意的是，不同于單向受拉，地震作用下鋼筋套筒處于往復(fù)荷載作用，內(nèi)部受力情況更為復(fù)雜，灌漿料中產(chǎn)生裂縫并不斷開展延伸，引起的累積殘余變形會(huì)導(dǎo)致鋼筋和灌漿料的粘結(jié)強(qiáng)度不斷減小[16-17]。當(dāng)缺陷率較高時(shí)，相較單軸拉伸，這種累積可能導(dǎo)致連接在相對(duì)較低缺陷率或較小荷載時(shí)就出現(xiàn)滑移破壞。因此，有必要研究該半灌漿套筒在反復(fù)拉壓荷載作用下的破壞模式和力學(xué)性能，進(jìn)一步明確缺陷對(duì)連接性能的影響并驗(yàn)證其可靠性。

基于上述需求，本試驗(yàn)以無(wú)灌漿缺陷試件作為參照，考慮2 種鋼筋直徑、4 種灌漿缺陷程度與2 種修補(bǔ)方式，設(shè)計(jì)制作了26 個(gè)缺陷可檢修型半灌漿套筒連接試件，進(jìn)行了高應(yīng)力反復(fù)拉壓試驗(yàn)，分析了各試件的破壞模式、承載能力和變形能力，揭示了不同缺陷率和不同鋼筋直徑對(duì)半灌漿套筒連接抗震性能的影響，進(jìn)一步明確了該新型半灌漿套筒的可行性和可靠性。

1 試驗(yàn)概況

本研究設(shè)計(jì)制作的26 個(gè)試件信息如表1 所示，編號(hào)規(guī)則說(shuō)明如圖2 所示。選擇的鋼筋直徑為12 mm和20 mm，兩者分別常用于裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)和框架結(jié)構(gòu)。灌漿套筒的主要構(gòu)造及尺寸如圖3 及表2 所示。試驗(yàn)試件包括以下3 類：

圖2 試件編號(hào)規(guī)則說(shuō)明Fig. 2 Specimen number description

表1 試件信息Table 1 Information of tested specimens

表2 套筒試件尺寸參數(shù)/mmTable 2 Geometric properties of test specimens

1)無(wú)灌漿缺陷試件2 個(gè)：該組試件根據(jù)《鋼筋套筒灌漿連接應(yīng)用技術(shù)規(guī)程》(JGJ 355-2015)[18]制作，灌漿側(cè)鋼筋錨固長(zhǎng)度滿足8 倍鋼筋直徑(8d)需求，即該類試件不存在灌漿缺陷，作為試驗(yàn)的標(biāo)準(zhǔn)對(duì)比試件，每個(gè)直徑試件各1 個(gè)。

2)灌漿缺陷試件8 個(gè)：為揭示不同缺陷程度對(duì)高應(yīng)力循環(huán)荷載作用下半灌漿套筒連接性能和破壞模式的影響規(guī)律，制作了4 種不同缺陷率(15%、30%，45%和60%)的灌漿套筒，其中灌漿缺陷率定義為鋼筋未錨固段長(zhǎng)度(圖3 中l(wèi)n)與滿灌鋼筋錨固長(zhǎng)度(圖3 中l(wèi)0)之比。每個(gè)直徑試件各4 個(gè)。

圖3 半灌漿套筒試件幾何尺寸Fig. 3 Dimension of half grouted sleeve specimens

3)灌漿缺陷修補(bǔ)試件16 個(gè)：為明確采用不同修補(bǔ)材料補(bǔ)灌修補(bǔ)后的半灌漿套筒在高應(yīng)力循環(huán)荷載下的力學(xué)性能及破壞模式，制作了上述4 種灌漿缺陷率下的修補(bǔ)試件，分別采用植筋膠和灌漿料修補(bǔ)至滿灌錨固長(zhǎng)度。通過(guò)與無(wú)缺陷試件對(duì)比，明確其修補(bǔ)的可行性和可靠性。

灌漿套筒采用屈服強(qiáng)度為335 MPa 的45#碳素結(jié)構(gòu)鋼制作，鋼筋采用HRB400，基于規(guī)范(JG/T 408-2019[19]和GB/T 2567-2008[20])制作試驗(yàn)所用灌漿料與環(huán)氧樹脂植筋膠的試塊，獲得其材性性能參數(shù)如表3 和表4 所示。加工時(shí)，從灌漿孔灌漿并通過(guò)成像探頭確認(rèn)灌漿率，隨后按標(biāo)準(zhǔn)方法養(yǎng)護(hù)28 d。加工缺陷修補(bǔ)試件時(shí)，初次帶缺陷標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)28 d 后再補(bǔ)灌液面達(dá)預(yù)期錨固長(zhǎng)度，并再次養(yǎng)護(hù)28 d。

表3 鋼筋材料力學(xué)性能Table 3 Mechanical properties of tested rebar

表4 修補(bǔ)材料抗壓強(qiáng)度Table 4 Compressive strength of repair materials

本研究根據(jù)《鋼筋機(jī)械連接技術(shù)規(guī)程》(JGJ 107-2016)[21]的要求對(duì)試件進(jìn)行高應(yīng)力反復(fù)拉壓試驗(yàn)。為了防止鋼筋在受較高壓應(yīng)力時(shí)屈曲，在套筒壁外側(cè)設(shè)計(jì)了環(huán)向約束裝置，加載裝置如圖4 所示。通過(guò)力控制加載到鋼筋拉應(yīng)力首次達(dá)到0.9fy，再反向加載到鋼筋壓應(yīng)力首次達(dá)到-0.5fy，維持上述拉壓水準(zhǔn)循環(huán)加載20 次，然后轉(zhuǎn)為位移控制直至拉伸破壞。力控制和位移控制階段的加載速率分別為：2 MPa/s 和0.05Lc/min。試驗(yàn)量測(cè)方案如圖4所示，以位移計(jì)1 和位移計(jì)2 的平均位移作為試件軸向變形，結(jié)合作動(dòng)器輸出的荷載繪制試件的荷載-位移曲線；通過(guò)位移計(jì)3 量測(cè)灌漿套筒連接接頭在標(biāo)距L+4d內(nèi)的殘余變形，通過(guò)在套筒中部布置環(huán)向應(yīng)變片H1 和縱向應(yīng)變片Z1 量測(cè)套筒應(yīng)變，確認(rèn)套筒是否處于彈性狀態(tài)。

圖4 試驗(yàn)加載設(shè)備及量測(cè)方案Fig. 4 Test setup and measurement methods

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象與破壞模式

新型半灌漿套筒灌漿連接接頭的破壞模式包括鋼筋拉斷與滑移破壞，代表性試件的破壞模式如圖5 所示。出現(xiàn)鋼筋拉斷的試件整體充分發(fā)揮了鋼筋的抗拉強(qiáng)度和變形能力，可保證連接鋼筋具有良好的抗震性能。出現(xiàn)鋼筋滑移破壞的試件則由于套筒內(nèi)灌漿料錨固能力不足，鋼筋提前產(chǎn)生滑移使得鋼筋的性能未充分發(fā)揮，難以保證其抗震性能。對(duì)于不同分組內(nèi)的試件：

圖5 試件破壞形態(tài)Fig. 5 Failure modes of test specimens

1)無(wú)灌漿缺陷試件：鋼筋破壞模式均為鋼筋拉斷，試件受力經(jīng)過(guò)了彈性、平臺(tái)、上升、頸縮和破壞等階段，與鋼筋受力全過(guò)程及破壞模式完全一致，表明該類試件連接質(zhì)量可靠，出現(xiàn)了預(yù)期的合理破壞模式。

2)灌漿缺陷試件：對(duì)于直徑為12 mm 的鋼筋，僅試件D-d12-60 發(fā)生了鋼筋滑移破壞；對(duì)于直徑為20 mm 的鋼筋，缺陷率較高的兩個(gè)試件D-d20-45和D-d20-60 發(fā)生了鋼筋滑移破壞?？偟膩?lái)說(shuō)，對(duì)于存在灌漿缺陷的試件，當(dāng)缺陷率達(dá)到某一閾值，套筒內(nèi)灌漿無(wú)法保證其連接錨固連接質(zhì)量，引起滑移破壞。此外，由于較大直徑的灌漿套筒鋼筋錨固長(zhǎng)度較長(zhǎng)且灌漿料厚度較大，導(dǎo)致平均粘結(jié)強(qiáng)度下降[16,22-23]，故隨著鋼筋直徑的增大該閾值逐漸減小。上述閾值與前期單軸拉伸試驗(yàn)中所觀測(cè)到的滑移破壞閾值基本一致。

3)灌漿缺陷修補(bǔ)試件：修補(bǔ)后試件的破壞模式均為鋼筋拉斷破壞，這表明采用本研究所提出的缺陷可檢修型灌漿套筒，通過(guò)補(bǔ)灌植筋膠或同等級(jí)灌漿料均可有效修復(fù)套筒連接缺陷，實(shí)現(xiàn)預(yù)期的合理破壞模式。

2.2 荷載-位移曲線

各試件在高應(yīng)力反復(fù)拉壓荷載作用下的滯回曲線如圖6～圖8 所示，主要試驗(yàn)結(jié)果如表5 所示。從圖表中可以看出：

圖6 無(wú)缺陷與缺陷灌漿試件滯回曲線對(duì)比Fig. 6 Comparison of the hysteretic curves between nondefect specimens and grouting defected specimens

圖7 無(wú)缺陷與灌漿料缺陷修補(bǔ)試件滯回曲線對(duì)比Fig. 7 Comparison of the hysteretic curves between nondefect specimens and grout-repaired specimens

圖8 無(wú)缺陷與植筋膠缺陷修補(bǔ)試件滯回曲線對(duì)比Fig. 8 Comparison of the hysteretic curves between nondefect specimens and epoxy-repaired specimens

表5 主要試驗(yàn)結(jié)果Table 5 Summary of test results

1)無(wú)缺陷與缺陷灌漿試件對(duì)比(如圖6)：對(duì)于發(fā)生鋼筋拉斷的缺陷灌漿套筒試件，高應(yīng)力循環(huán)加載下各試件的承載能力和變形能力與無(wú)缺陷試件基本完全一致，屈服前在20 次循環(huán)加載下均可基本保持線彈性受力特征，隨后逐一進(jìn)入平臺(tái)、上升、頸縮和破壞等階段。對(duì)于試件D-d12-60，該試件在屈服前的循環(huán)加載下力學(xué)行為與無(wú)缺陷試件基本一致，表明小震行為可得到保障，但在鋼筋屈服后，由于錨固能力不足產(chǎn)生了滑移破壞，難以滿足大震下的延性大變形需求。對(duì)于試件D-d20-45，其受力特征和破壞行為與試件D-d12-60基本相當(dāng)。值得注意的是，當(dāng)缺陷率達(dá)到60%時(shí)(即D-d20-60)，在高應(yīng)力循環(huán)過(guò)程中，套筒在標(biāo)距內(nèi)的殘余變形逐漸累加，在加載至第8 圈時(shí)，鋼筋在未屈服的情況下發(fā)生了鋼筋滑移破壞，連接的小震性能都無(wú)法得到保障。

2)無(wú)缺陷與缺陷修補(bǔ)試件對(duì)比(如圖7 和圖8)：由于無(wú)缺陷試件與缺陷修補(bǔ)試件均呈現(xiàn)出鋼筋拉斷的破壞模式，因此兩者滯回曲線整體差別不大。彈性段和上升段初始基本一致，峰值荷載也基本相當(dāng)，最大相對(duì)誤差不超過(guò)1.4%，進(jìn)一步驗(yàn)證了修補(bǔ)后套筒受力性能的可靠性。

2.3 力學(xué)性能

采用屈服比(JGJ 355-2015[18])、強(qiáng)度比(ACI 318[24]和JGJ 107-2016[21])、延性比(ACI 318[24])3個(gè)指標(biāo)，作為灌漿套筒的承載力及變形能力的評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)：

1)屈服比

3)延性比

式中：δu為試件的破壞位移；δy為試件的屈服位移。各半灌漿套筒試件的力學(xué)性能指標(biāo)如表5 和圖9 所示。

圖9 試件屈服比、強(qiáng)度比、延性比Fig. 9 Ry, Rs and Rd of test specimens

對(duì)于試件的屈服比Ry，僅D-d20-60 的試件在高應(yīng)力循環(huán)階段即發(fā)生了鋼筋滑移破壞，此時(shí)鋼筋仍未屈服，故不滿足屈服比要求，其余構(gòu)件均滿足規(guī)范要求且屈服比均不小于1.11；對(duì)于試件的強(qiáng)度比Rs，同樣僅D-d20-60 試件不滿足規(guī)范要求，Rs為1.07。D-d12-60 的試件Rs為1.32，滿足規(guī)范要求，但已較貼近限值。其余試件的強(qiáng)度比均不小于1.57；對(duì)于試件的延性比Rd，同樣僅D-d20-60試件不滿足規(guī)范要求。D-d12-60 以及D-d20-45 試件分別為6.39 和6.06，雖然滿足要求，但顯著小于無(wú)缺陷試件的延性系數(shù)，變形能力較差。12 mm直徑和20 mm 直徑的其余試件的延性比分別不小于26.31 和13.42，變形能力與無(wú)缺陷試件基本相當(dāng)。

綜上所述，高應(yīng)力反復(fù)拉壓荷載下較高的灌漿缺陷率對(duì)灌漿套筒的力學(xué)性能影響顯著。當(dāng)缺陷率達(dá)到60%時(shí)，兩種直徑的試件的承載能力均較差，D-d12-45、D-d20-45 以及D-d20-60 試件延性變形能力均較差。值得一提的是，在采用灌漿料或植筋膠修補(bǔ)后，其承載能力和變形能力與無(wú)缺陷套筒試件基本一致。

2.4 灌漿套筒變形

根據(jù)規(guī)范(JGJ 107-2016)[21]對(duì)半灌漿套筒的變形性能要求，高應(yīng)力反復(fù)拉壓循環(huán)加載20 次后，連接接頭的累積殘余變形u20應(yīng)不超過(guò)0.3 mm。對(duì)于無(wú)缺陷和缺陷修補(bǔ)套筒試件，該殘余變形最大值分別為0.18 mm 和0.19 mm，均滿足規(guī)范要求，進(jìn)一步驗(yàn)證了該新型套筒修補(bǔ)功能的可靠性。D-d12-60 試件的殘余變形為0.38 mm；D-d20-45拉壓循環(huán)20 次后殘余變形達(dá)到了3.16 mm，表明該階段試件雖然能夠維持承載力但內(nèi)部已產(chǎn)生了一定的滑移，隨著位移的逐漸增大，試件才完全拔出；D-d20-60 試件因?yàn)樵谠撾A段已直接拔出失效，所以無(wú)法滿足該要求。

試驗(yàn)全過(guò)程中套筒處于彈性狀態(tài)，12 mm 和20 mm 直徑灌漿套筒的最大軸向應(yīng)變分別為605.03 με和1451.84 με，低于套筒的屈服應(yīng)變1723.30 με，最大環(huán)向應(yīng)變分別為-80.04 με 和-356.84 με。

3 結(jié)論

針對(duì)新型缺陷可檢修型半灌漿套筒，本研究考慮到不同直徑、缺陷率和修補(bǔ)材料影響，開展了26 個(gè)連接試件的高應(yīng)力反復(fù)拉壓試驗(yàn)，分析了各試件的破壞模式、承載能力和變形能力，主要結(jié)論如下：

(1)試件主要呈現(xiàn)出鋼筋拉斷和鋼筋滑移兩種破壞模式。無(wú)缺陷和缺陷修補(bǔ)試件均為鋼筋拉斷的合理破壞模式，承載能力和變形能力滿足國(guó)內(nèi)外規(guī)范要求；對(duì)于存在灌漿缺陷的試件，當(dāng)缺陷率達(dá)到一定閾值時(shí)發(fā)生鋼筋滑移破壞，連接質(zhì)量不可靠。

(2)灌漿不飽滿缺陷較大時(shí)對(duì)連接質(zhì)量影響顯著。對(duì)于直徑為12 mm 的鋼筋，當(dāng)灌漿連接接頭缺陷率達(dá)到60%時(shí)發(fā)生鋼筋滑移破壞；對(duì)于直徑為20 mm 的鋼筋，當(dāng)套筒灌漿連接試件的缺陷率達(dá)到45%時(shí)發(fā)生鋼筋滑移破壞，尤其是60%缺陷率的試件在試件未屈服時(shí)即發(fā)生了滑移破壞，抗震能力嚴(yán)重不足。

(3)該新型半灌漿套筒在采用灌漿料或植筋膠對(duì)缺陷進(jìn)行修補(bǔ)后，均具有滿足規(guī)范要求的破壞模式、承載能力和變形能力等，驗(yàn)證了該檢測(cè)修補(bǔ)方法在高應(yīng)力拉壓循環(huán)加載工況的可行性與可靠度高。

在后續(xù)研究中，有必要開展大變形下的循環(huán)荷載試驗(yàn)，進(jìn)一步明確該新型套筒的可行性和可靠性。