缺陷可檢修型半灌漿套筒連接高應(yīng)力反復(fù)拉壓性能試驗研究

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)計研究院有限公司，北京 100045；3. 中國建筑設(shè)計研究院有限公司，北京 100044)

裝配式建筑近年來發(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]。近年的工程實踐表明：由于施工質(zhì)量問題導(dǎo)致灌漿不飽滿這一問題普遍存在，一定程度上會影響連接性能進(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)出臺相關(guān)規(guī)程和標(biāo)準(zhǔn)，要求對灌漿套筒的質(zhì)量進(jìn)行檢測，并要求對灌漿質(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和修補難題的技術(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方面，諸多學(xué)者提出了一些無損檢測方法，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度檢測方法，實踐驗證了該方法缺陷成像精度高；Feng 等[7]研究了基于超聲波時間反轉(zhuǎn)技術(shù)的檢測方法，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]提出了一種基于動力激勵技術(shù)與小波包分析技術(shù)的檢測方法，可識別結(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，然而對于檢測后如何修補缺陷的研究還相對較少。為此，陳曦等[10]前期提出了缺陷可檢修(檢測和修補)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)一個檢修修補孔，初次灌漿后從檢修孔伸入內(nèi)成像探頭對灌漿飽滿情況進(jìn)行成像，通過基于圖像的缺陷率檢測方法可準(zhǔn)確計算預(yù)設(shè)參考線(高度為預(yù)期鋼筋錨固長度)與實際漿面的高度差，高度差除以預(yù)期錨固長度即為灌漿缺陷率。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。

圖1 檢測修補原理Fig. 1 Defect detect and repair mechanism

在灌漿缺陷對連接性能影響方面，Ling 等[11]考慮不同套筒構(gòu)造和錨固長度影響，設(shè)計制作了4 組35 個試件進(jìn)行了單向拉伸試驗，結(jié)果表明：相同構(gòu)造時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15 個半灌漿套筒試件進(jìn)行了單向拉伸試驗，結(jié)果表明：施工誤差引起的鋼筋偏移對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126 個半灌漿套筒進(jìn)行單向拉伸試驗，試驗結(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度的比例，進(jìn)行了全灌漿套筒單向受拉性能試驗研究，結(jié)果表明：當(dāng)缺陷長度不超過一端鋼筋錨固長度30%時，單向拉伸強度仍可滿足規(guī)范要求。匡志平等[15]考慮灌漿方向、鋼筋錨固長度和加載方式影響，對36個全灌漿套筒試件開展了試驗研究，結(jié)果表明：連接破壞模式主要取決于缺陷長度，豎向連接時錨固長度不得少于5 倍鋼筋直徑。上述試驗結(jié)果表明：灌漿錨固長度不足(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)和不同修補材料影響，開展了26 組78 個試件的單向拉伸試驗，結(jié)果同樣表明：較高缺陷程度會導(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缺陷修補后的試件的單向拉伸性能和無缺陷基本相當(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導(dǎo)致鋼筋和灌漿料的粘結(jié)強度不斷減小[16-17]。當(dāng)缺陷率較高時，相較單軸拉伸，這種累積可能導(dǎo)致連接在相對較低缺陷率或較小荷載時就出現(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)一步明確缺陷對連接性能的影響并驗證其可靠性。

基于上述需求，本試驗以無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 種修補方式，設(shè)計制作了26 個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，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 試驗概況

本研究設(shè)計制作的26 個試件信息如表1 所示，編號規(guī)則說明如圖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。試驗試件包括以下3 類：

圖2 試件編號規(guī)則說明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)無灌漿缺陷試件2 個：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，作為試驗的標(biāo)準(zhǔn)對比試件，每個直徑試件各1 個。

2)灌漿缺陷試件8 個：為揭示不同缺陷程度對高應(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度(圖3 中l(wèi)n)與滿灌鋼筋錨固長度(圖3 中l(wèi)0)之比。每個直徑試件各4 個。

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

3)灌漿缺陷修補試件16 個：為明確采用不同修補材料補灌修補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試件，分別采用植筋膠和灌漿料修補至滿灌錨固長度。通過與無缺陷試件對比，明確其修補的可行性和可靠性。

灌漿套筒采用屈服強度為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，從灌漿孔灌漿并通過成像探頭確認(rèn)灌漿率，隨后按標(biāo)準(zhǔn)方法養(yǎng)護(hù)28 d。加工缺陷修補試件時，初次帶缺陷標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)28 d 后再補灌液面達(dá)預(yù)期錨固長度，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 修補材料抗壓強度Table 4 Compressive strength of repair materials

本研究根據(jù)《鋼筋機械連接技術(shù)規(guī)程》(JGJ 107-2016)[21]的要求對試件進(jìn)行高應(yīng)力反復(fù)拉壓試驗。為了防止鋼筋在受較高壓應(yīng)力時屈曲，在套筒壁外側(cè)設(shè)計了環(huán)向約束裝置，加載裝置如圖4 所示。通過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。試驗量測方案如圖4所示，以位移計1 和位移計2 的平均位移作為試件軸向變形，結(jié)合作動器輸出的荷載繪制試件的荷載-位移曲線；通過位移計3 量測灌漿套筒連接接頭在標(biāo)距L+4d內(nèi)的殘余變形，通過在套筒中部布置環(huán)向應(yīng)變片H1 和縱向應(yīng)變片Z1 量測套筒應(yīng)變，確認(rèn)套筒是否處于彈性狀態(tài)。

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

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 試驗現(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)過了彈性、平臺、上升、頸縮和破壞等階段，與鋼筋受力全過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；對于直徑為20 mm 的鋼筋，缺陷率較高的兩個試件D-d20-45和D-d20-60 發(fā)生了鋼筋滑移破壞。總的來說，對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度較長且灌漿料厚度較大，導(dǎo)致平均粘結(jié)強度下降[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中所觀測到的滑移破壞閾值基本一致。

3)灌漿缺陷修補試件：修補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，通過補灌植筋膠或同等級灌漿料均可有效修復(fù)套筒連接缺陷，實現(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，主要試驗結(jié)果如表5 所示。從圖表中可以看出：

圖6 無缺陷與缺陷灌漿試件滯回曲線對比Fig. 6 Comparison of the hysteretic curves between nondefect specimens and grouting defected specimens

圖7 無缺陷與灌漿料缺陷修補試件滯回曲線對比Fig. 7 Comparison of the hysteretic curves between nondefect specimens and grout-repaired specimens

圖8 無缺陷與植筋膠缺陷修補試件滯回曲線對比Fig. 8 Comparison of the hysteretic curves between nondefect specimens and epoxy-repaired specimens

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

1)無缺陷與缺陷灌漿試件對比(如圖6)：對于發(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、上升、頸縮和破壞等階段。對于試件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(即D-d20-60)，在高應(yīng)力循環(huán)過程中，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，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法得到保障。

2)無缺陷與缺陷修補試件對比(如圖7 和圖8)：由于無缺陷試件與缺陷修補試件均呈現(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)，最大相對誤差不超過1.4%，進(jìn)一步驗證了修補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])、強度比(ACI 318[24]和JGJ 107-2016[21])、延性比(ACI 318[24])3個指標(biāo)，作為灌漿套筒的承載力及變形能力的評價標(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、強度比、延性比Fig. 9 Ry, Rs and Rd of test specimens

對于試件的屈服比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；對于試件的強度比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。其余試件的強度比均不小于1.57；對于試件的延性比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灌漿套筒的力學(xué)性能影響顯著。當(dāng)缺陷率達(dá)到60%時，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后，其承載能力和變形能力與無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0.3 mm。對于無缺陷和缺陷修補套筒試件，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)一步驗證了該新型套筒修補功能的可靠性。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 試件因為在該階段已直接拔出失效，所以無法滿足該要求。

試驗全過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、缺陷率和修補材料影響，開展了26 個連接試件的高應(yīng)力反復(fù)拉壓試驗，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。無缺陷和缺陷修補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內(nèi)外規(guī)范要求；對于存在灌漿缺陷的試件，當(dāng)缺陷率達(dá)到一定閾值時發(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對連接質(zhì)量影響顯著。對于直徑為12 mm 的鋼筋，當(dāng)灌漿連接接頭缺陷率達(dá)到60%時發(fā)生鋼筋滑移破壞；對于直徑為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缺陷進(jìn)行修補后，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，驗證了該檢測修補方法在高應(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，進(jìn)一步明確該新型套筒的可行性和可靠性。