解琳琳，鐘勃健，陳 曦，苗啟松，劉謙敏，楊參天，王心宇

(1.中國(guó)地震局工程力學(xué)研究所，黑龍江，哈爾濱 150080；2.北京建筑大學(xué)土木與交通工程學(xué)院，北京 100044；3.北京建筑大學(xué)大型多功能振動(dòng)臺(tái)陣實(shí)驗(yàn)室，北京 102616；4.北京市建筑設(shè)計(jì)研究院有限公司，北京 100045；5.北京市建設(shè)工程質(zhì)量第二檢測(cè)所有限公司，北京 100045)

灌漿套筒連接是目前世界范圍內(nèi)預(yù)制混凝土(Precast concrete, 簡(jiǎn)稱為PC)結(jié)構(gòu)最為常用的連接形式[1?3]。工程實(shí)踐表明：由于套筒內(nèi)部孔道堵塞、施工時(shí)不及時(shí)封堵出漿口、施工后漿體回落和漏漿等常見現(xiàn)象，會(huì)導(dǎo)致灌漿不飽滿，直接影響灌漿套筒的連接性能，可能會(huì)對(duì)PC 構(gòu)件和整體結(jié)構(gòu)的抗震性能造成影響[4?5]。為此，我國(guó)以及國(guó)際上均發(fā)布了相關(guān)規(guī)范[6? 9]對(duì)套筒的質(zhì)量控制提出要求，以保障PC 結(jié)構(gòu)的抗震性能。

對(duì)于灌漿不飽滿引起的連接缺陷，國(guó)內(nèi)外諸多學(xué)者開展了灌漿套筒連接層次的相關(guān)研究。LING 等[10]、HUANG 等[11]、XU 等[12]、李向民等[13]和陳曦等[14]開展了灌漿套筒缺陷試件單軸拉伸試驗(yàn)，研究了多種缺陷因素對(duì)拉伸性能的影響，結(jié)果表明灌漿不飽滿度(缺陷率)是控制拉伸性能的主要因素。ZHENG 等[15]、匡志平等[16]和解琳琳等[17]則研究了循環(huán)荷載作用下灌漿套筒的連接性能，結(jié)果同樣表明灌漿不飽滿度是控制循環(huán)力學(xué)性能的主要因素。當(dāng)缺陷率較高時(shí)，灌漿套筒的連接性能難以保障，會(huì)發(fā)生滑移破壞，承載能力、延性變形能力和耗能能力均難以滿足預(yù)期要求。

在缺陷影響灌漿套筒連接構(gòu)件方面，李向民等[18]考慮柱單側(cè)灌漿缺陷，設(shè)計(jì)制作了4 個(gè)300 mm×300 mm 的缺陷預(yù)制柱和1 個(gè)無(wú)缺陷試件，考慮不同位置的不同缺陷率，進(jìn)行了抗震性能試驗(yàn)。鄭清林等[19]考慮柱中不同灌漿缺陷鋼筋根數(shù)，設(shè)計(jì)制作了4 個(gè)400 mm×400 mm 的預(yù)制柱，均設(shè)置了50%的缺陷率，研究了不同缺陷數(shù)目套筒連接對(duì)柱滯回性能的影響規(guī)律。XIAO 等[20]考慮剪力墻單側(cè)邊緣約束構(gòu)件區(qū)灌漿缺陷和腹板區(qū)灌漿缺陷，開展了7 個(gè)灌漿套筒連接PC 剪力墻抗震試驗(yàn)研究，揭示了不同缺陷區(qū)域和缺陷率對(duì)其抗震性能的影響規(guī)律。CAO 等[21]則對(duì)灌漿缺陷PC 剪力墻試件展開了數(shù)值仿真研究，明確了不同部位缺陷率對(duì)其抗推覆性能的影響規(guī)律?？偟膩碚f，目前對(duì)于套筒灌漿缺陷連接的預(yù)制構(gòu)件的研究還較少，且工程實(shí)踐項(xiàng)目的檢測(cè)結(jié)果表明，采用群灌方式時(shí)，試件整體連接存在缺陷的問題較為常見，但對(duì)于該類型試件研究還未見報(bào)道。

值得注意的是，研究團(tuán)隊(duì)前期提出了缺陷可檢修型的灌漿套筒，在灌漿套筒連接層面，開展了鋼筋直徑為12 mm 和20 mm 套筒的單調(diào)拉伸性能試驗(yàn)、高應(yīng)力和大變形循環(huán)荷載試驗(yàn)，研究了4 種灌漿缺陷率對(duì)其力學(xué)性能的影響。20 mm 直徑鋼筋往往應(yīng)用于框架柱的豎向連接，試驗(yàn)結(jié)果表明：當(dāng)缺陷率為45%和60%時(shí)，連接呈現(xiàn)出滑移破壞，而其他缺陷率下影響相對(duì)較小[14,17]。在套筒連接構(gòu)件層面，鑒于目前國(guó)內(nèi)外關(guān)于套筒灌漿缺陷連接PC 柱的試驗(yàn)研究還相對(duì)缺乏，本研究設(shè)計(jì)制作了3 個(gè)足尺PC 柱試件，包含1 個(gè)用于對(duì)比的滿灌柱試件和2 個(gè)所有縱向連接鋼筋均存在相同灌漿缺陷的試件(缺陷率分別為45%和60%)，進(jìn)行了擬靜力抗震性能研究，通過與滿灌無(wú)缺陷預(yù)制柱對(duì)比，分析了不同缺陷率下對(duì)試件損傷演化、破壞模式、滯回特征、承載能力、變形能力和耗能能力等的影響，本文研究可為灌漿套筒連接PC 結(jié)構(gòu)的相關(guān)研究提供參考。

1 試驗(yàn)概況

本研究設(shè)計(jì)制作了3 個(gè)足尺灌漿套筒連接PC柱構(gòu)件，其截面尺寸均為550 mm×550 mm，試件加載點(diǎn)距基礎(chǔ)頂面高度為2000 mm。三個(gè)試件的灌漿缺陷率分別為0%、45%和60%，對(duì)應(yīng)的試件命名為PC1-0、PC2-45 和PC3-60。試件的幾何尺寸和配筋信息如圖1 所示，縱筋采用直徑d為20 mm的HRB400 鋼筋。試件制作時(shí)采用作者前期提出的缺陷可檢修型半灌漿套筒控制缺陷率，灌漿套筒參數(shù)如圖2 和表1 所示。

表1 套筒尺寸參數(shù) /mmTable 1 Geometric properties of grouted sleeve

圖1 試件幾何尺寸及配筋圖 /mmFig.1 Dimensions and reinforcement details of specimens

圖2 半灌漿套筒示意圖Fig.2 Dimension of half grouted sleeve

PC1-0 為無(wú)灌漿缺陷的基準(zhǔn)試件，試件制作時(shí)根據(jù)《鋼筋套筒灌漿連接應(yīng)用技術(shù)規(guī)程》(JGJ 355?2015) [6]的要求設(shè)置錨固長(zhǎng)度(如圖2 中所示的l0，約為8d)。作者前期研究表明[17]，對(duì)于20 mm鋼筋直徑的套筒，鋼筋發(fā)生滑移破壞的灌漿缺陷率閾值為45%，其他試件均未發(fā)生鋼筋滑移破壞。因此通過設(shè)置0.45l0和0.6l0的未錨固段形成45%和60%的灌漿缺陷率試件(PC2-45 和PC3-60)，研究鋼筋滑移破壞對(duì)PC 柱抗震性能影響，和灌漿缺陷率大小對(duì)試件的影響。各試件的主要參數(shù)見表2。

表2 試件套筒主要參數(shù)Table 2 Information of the grouted sleeve of tested specimens

預(yù)制柱及其地梁均采用C40 混凝土澆筑，立方體強(qiáng)度平均值43.52 MPa。灌漿套筒材質(zhì)采用45#碳素結(jié)構(gòu)鋼制作，屈服強(qiáng)度為335 MPa。裝配時(shí)采用線墜調(diào)整垂直度并用腳手架固定，采用ANT-110 型號(hào)高性能灌漿料進(jìn)行灌漿。根據(jù)《鋼筋連接用套筒灌漿料》(JG/T 408?2019)[7]要求制作了6 個(gè)尺寸為40 mm×40 mm×160 mm 的灌漿料試塊，養(yǎng)護(hù)28 d 后測(cè)得的抗壓強(qiáng)度平均值為 87 MPa。試件的鋼筋和混凝土材性參數(shù)如表3 所示。試件的制作過程如圖3 所示。

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

圖3 試件制作過程Fig.3 Fabrication of specimens

試驗(yàn)加載裝置如圖4 所示，試件地梁通過4 根地錨桿固定在地面。試驗(yàn)為低周往復(fù)擬靜力試驗(yàn)，豎向采用300 t 的千斤頂施加2500 kN 的恒定軸力，設(shè)計(jì)軸壓比為0.42，實(shí)際軸壓比為0.25。水平方向采用100 t 的作動(dòng)器施加水平荷載，全程采用位移控制加載。加載制度如圖5 所示，分為3 階段共15 級(jí)加載，每級(jí)循環(huán)兩次。

圖4 試驗(yàn)加載裝置示意圖和照片F(xiàn)ig.4 Schematic diagram and photograph of test setup

圖5 試驗(yàn)加載制度Fig.5 Loading protocol

如圖6 所示，位移計(jì)主要量測(cè)加載點(diǎn)的水平位移(D5)，距柱底400 mm、800 mm 和1650 mm高度的水平位移(D2、D3 和D4)，地梁的水平位移(D7)，柱頂?shù)拿嫱馕灰?D6)和預(yù)制柱與地梁結(jié)合面的水平位移(D1)。值得注意的是，前期研究表明：對(duì)于缺陷率達(dá)到45%和60%、鋼筋直徑為20 mm 的套筒連接會(huì)發(fā)生滑移破壞，為分析鋼筋的滑移現(xiàn)象，在柱兩側(cè)設(shè)置了豎向位移計(jì)(D8 和D9)用于測(cè)量可能產(chǎn)生的變形。

圖6 測(cè)點(diǎn)布置示意 /mmFig.6 Measuring points

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

為便于描述試驗(yàn)現(xiàn)象，本研究定義了試驗(yàn)柱各面的名稱分別為N、S、W 和E 面，如圖7 所示。

圖7 試驗(yàn)柱各面名稱示意圖Fig.7 Name of four sides of the specimens

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象和破壞形態(tài)

各試件的破壞特征和破壞形態(tài)分別如表4～表7 和圖8～圖10 所示。水平位移不大于30 mm (位移角為1.5%)時(shí)，各試件試驗(yàn)現(xiàn)象基本一致。然而，當(dāng)水平位移超過30 mm 后，試件的承載力、損傷演化及破壞形態(tài)存在顯著差別。無(wú)灌漿缺陷試件呈現(xiàn)出明顯的彎曲破壞特征，而本文所研究的兩種灌漿缺陷試件在灌漿套筒滑移破壞后，試件呈現(xiàn)以剛體轉(zhuǎn)動(dòng)為主的搖擺變形特征。這是由于在循環(huán)加載下，灌漿缺陷試件內(nèi)灌漿料的錨固能力不足，隨著加載位移增加，使得鋼筋不斷被拔出，當(dāng)加載到一定位移時(shí)，鋼筋和套筒基本喪失粘結(jié)強(qiáng)度，承載力急劇減小。此時(shí)，試件的彎曲和剪切變形行為較少，試件變形以剛體轉(zhuǎn)動(dòng)為主。

表5 試件PC2-45 破壞特征Table 5 Failure features of PC2-45

表6 試件PC3-60 破壞特征Table 6 Failure features of PC3-60

表7 柱底抬起高度Table 7 Gap opening of bottom of column

圖8 試件PC1-0 破壞形態(tài)Fig.8 Failure patterns of PC1-0

圖9 試件PC2-45 破壞形態(tài)Fig.9 Failure patterns of PC2-45

圖10 試件PC3-60 破壞形態(tài)Fig.10 Failure patterns of PC3-60

通過對(duì)比PC1-0 和PC2-45，明確無(wú)灌漿缺陷和有高灌漿缺陷率試件的損傷特征主要差別如下：

1)鋼筋滑移特征：隨著水平位移的增大，PC1-0承載力緩慢、穩(wěn)定下降，同一位移幅值的兩個(gè)循環(huán)圈下承載力基本一致，無(wú)明顯退化，加載過程中無(wú)套筒內(nèi)鋼筋拔出聲，卸載時(shí)未出現(xiàn)近0 剛度現(xiàn)象；PC2-45 則在位移達(dá)到50 mm 時(shí)承載力陡降，套筒內(nèi)有鋼筋拔出聲，同一位移幅值下二次加載承載力明顯退化，隨著位移幅值的增大，卸載時(shí)出現(xiàn)顯著的近0 剛度現(xiàn)象。各試件柱底抬起高度dg如圖11 所示，由于灌漿缺陷試件PC2-45的鋼筋錨固能力不足，柱底邊緣套筒的鋼筋提前發(fā)生滑移而被拔出，在加載點(diǎn)位移為40 mm 時(shí)就觀測(cè)到了柱底抬起。而PC1-0 試件的鋼筋和灌漿料的粘結(jié)強(qiáng)度大于鋼筋的抗拉強(qiáng)度，在加載至70 mm時(shí)才觀測(cè)柱底抬起。PC2-45 加載至100 mm 時(shí)dg為15 mm，遠(yuǎn)大于無(wú)缺陷試件PC1-0 的5.8 mm。

圖11 柱底抬起高度對(duì)比Fig.11 Comparison of gap opening of bottom of column

2)混凝土損傷特征：相對(duì)于無(wú)灌漿缺陷試件PC1-0，PC2-45 具有更小的混凝土壓潰范圍，這主要是由于在加載后期PC2-45 的荷載小，且柱整體變形中的搖擺變形使得彎曲變形成分減少，導(dǎo)致受壓區(qū)混凝土損傷減少。

通過對(duì)比PC2-45 和PC3-60，明確不同高灌漿缺陷率下試件損傷特征的主要差別如下：

1)鋼筋滑移特征：當(dāng)試件具備更高的灌漿缺陷率時(shí)，試件將在更小的位移下發(fā)生鋼筋滑移破壞，PC2-45 鋼筋滑移時(shí)加載點(diǎn)水平位移為50 mm，PC3-60 鋼筋滑移時(shí)位移則為40 mm。此外，PC3-60相對(duì)PC2-45 的dg較大，在20 mm 鋼筋屈服時(shí)就觀測(cè)到了柱底抬起，表示此時(shí)柱邊套筒已經(jīng)由于鋼筋滑移出現(xiàn)了較大的殘余變形，且在100 mm時(shí)dg為18 mm，大于PC2-45 的變形15 mm。

2)混凝土損傷特征：隨著灌漿缺陷率的提高，整體柱構(gòu)件變形中由于鋼筋滑移引起的搖擺行為更加明顯，導(dǎo)致受壓區(qū)混凝土的整體損傷程度有所減輕。

2.2 荷載-位移曲線

各試件荷載-位移滯回曲線對(duì)比如圖12 所示。從圖中可以看出：

圖12 試件荷載-位移曲線Fig.12 Load-displacement hysteretic loops of specimens

1)在位移達(dá)到30 mm(1.5%位移角)前，三個(gè)試件的初始剛度和滯回特征整體相近，滯回曲線呈現(xiàn)出飽滿的“紡錘形”。

2)在位移達(dá)到40 mm(2%位移角)時(shí)，灌漿缺陷率45%的試件與無(wú)缺陷試件性能基本相當(dāng)，對(duì)于缺陷率60%的試件在第二圈加載時(shí)由于鋼筋出現(xiàn)了滑移現(xiàn)象，導(dǎo)致承載力下降，滯回曲線逐漸開始出現(xiàn)輕微捏攏現(xiàn)象。當(dāng)位移增大至50 mm(2.5%位移角)時(shí)，灌漿缺陷率45%的試件也發(fā)生了與缺陷率60%試件相類似的現(xiàn)象。

3)在位移達(dá)到50 mm 后，隨著位移的增大，灌漿缺陷試件強(qiáng)度急劇下降，由于鋼筋滑移導(dǎo)致滯回曲線呈現(xiàn)出明顯的捏攏現(xiàn)象。對(duì)于無(wú)灌漿缺陷試件，承載力則平緩、穩(wěn)定下降，滯回曲線整體更趨飽滿，與現(xiàn)澆柱構(gòu)件的常見滯回特征基本一致。

2.3 骨架曲線承載力和變形能力

各試件骨架曲線對(duì)比如圖13 所示，采用PARK 等[22]法確定骨架曲線的屈服點(diǎn)，以承載力下降至85%峰值荷載作為極限點(diǎn)，各試件的屈服、峰值和極限特征點(diǎn)參數(shù)對(duì)比如表8 所示，由圖表可知：

表8 試件骨架曲線特征點(diǎn)參數(shù)Table 8 Parameters of characteristic points on skeleton curves of specimens

圖13 荷載-位移骨架曲線Fig.13 Load-displacement skeleton curves of specimens

1)屈服點(diǎn)：無(wú)缺陷和灌漿缺陷試件的屈服點(diǎn)位移較為接近，屈服點(diǎn)荷載隨著缺陷率的增加而降低。相比于無(wú)缺陷試件PC1-0，正向加載時(shí)灌漿缺陷試件PC2-45 和PC3-60 的相應(yīng)荷載分別下降了8.4%和11.1%，負(fù)向加載時(shí)下降了3.6%和6.5%。

2)峰值點(diǎn)：對(duì)于峰值荷載，PC1-0、PC2-45和PC3-60 的峰值均值分別為539.85 kN、501.65 kN和478.6 kN，45%和60%的缺陷率分別導(dǎo)致了峰值荷載7.1%和11.3%的下降。

3)極限點(diǎn)：當(dāng)承載力下降至峰值荷載的85%時(shí)，無(wú)缺陷試件的極限位移(97 mm)遠(yuǎn)大于缺陷試件的極限位移(PC2-45 為55.33 mm，PC3-60 為51.6 mm)，PC1-0、PC2-45 和PC3-60 的延性系數(shù)分別為5.8、3.5 和2.8，這主要是由于套筒內(nèi)鋼筋滑移引起了承載力的大幅下降，使得構(gòu)件變形能力和延性均顯著下降。

綜上所示，灌漿缺陷對(duì)試件的屈服力和極限承載能力存在一定影響，隨著缺陷率的增大試件承載力有所降低。灌漿缺陷對(duì)試件的變形能力影響最大，鋼筋滑移嚴(yán)重影響了構(gòu)件的延性變形能力。

2.4 剛度退化和耗能能力

各試件割線剛度退化曲線對(duì)比如圖14 所示，各試件的初始彈性剛度差別較小，缺陷試件與無(wú)缺陷試件的最大差別為6.7%。試件屈服前PC2-45和PC1-0 剛度差別較小，而PC3-60 與PC1-0 剛度則差別相對(duì)較大。這是由于灌漿缺陷較高時(shí)循環(huán)荷載會(huì)導(dǎo)致套筒的殘余變形累加，作者前期套筒的循環(huán)荷載試驗(yàn)也表明60%缺陷率下套筒的累積殘余變形不可忽略[17]，這一變形導(dǎo)致了構(gòu)件剛度的下降。灌漿缺陷試件PC2-45 和PC3-60 在發(fā)生滑移后，剛度退化明顯且兩者剛度基本一致，小于無(wú)缺陷試件。

圖14 試件剛度退化曲線Fig.14 Stiffness degradation curves of specimens

累積滯回耗能是評(píng)價(jià)構(gòu)件抗震能力的一個(gè)重要指標(biāo)，三個(gè)試件的累積滯回耗能曲線對(duì)比如圖15 所示。從圖中可以看出，在滑移前試件的累積耗能較為接近，但滑移后缺陷試件的耗能能力顯著下降，最大位移時(shí)累積耗能下降了37.7%。

圖15 累積耗能對(duì)比Fig.15 Comparison of cumulative dissipated energy

3 結(jié)論

為了研究套筒連接灌漿缺陷對(duì)PC 柱抗震能力的影響，基于前期套筒連接試件的循環(huán)試驗(yàn)結(jié)果，本研究考慮了三種缺陷率設(shè)計(jì)制作了3 個(gè)足尺PC 柱試件(缺陷率為0%、45%和60%)，通過與無(wú)灌漿缺陷的試件對(duì)比，明確了不同缺陷率對(duì)試件損傷演化、破壞模式、滯回特征、承載能力、變形能力和耗能能力等的影響。主要結(jié)論包括：

(1)無(wú)缺陷試件呈現(xiàn)出預(yù)期的彎曲破壞特征。對(duì)于本研究所考慮的45%和60%的缺陷率，在2%變形前與無(wú)缺陷試件整體可比；當(dāng)兩者位移角分別達(dá)到2.5%和2%時(shí)，逐漸呈現(xiàn)出較為明顯的鋼筋滑移破壞特征，構(gòu)件變形模式呈現(xiàn)搖擺變形特征，受壓區(qū)混凝土損傷有所減輕；

(2)無(wú)缺陷試件滯回曲線飽滿，缺陷試件則在出現(xiàn)鋼筋滑移后呈現(xiàn)出明顯的捏攏特征且承載力和剛度退化明顯。灌漿缺陷試件的變形能力和耗能能力顯著低于無(wú)缺陷試件，相比于無(wú)缺陷試件，延性變形系數(shù)從5.8 下降至2.8～3.5，累積滯回耗能能力下降37.7%。灌漿缺陷對(duì)PC 柱試件承載能力的影響則相對(duì)較小，整體降幅未超過11.3%。