鋼筋軸線偏心半套筒灌漿連接高溫后的單向拉伸試驗研究

張望喜，王嘉，趙學濤，李靜賢，盧立星，曹亞棟

（1.工程結構損傷診斷湖南省重點實驗室（湖南大學），湖南長沙 410082；2.湖南大學土木工程學院，湖南長沙 410082）

裝配式混凝土（PC）結構作為建筑工業化中的重要結構形式之一，國家對其研究和應用進行了大力推廣，并陸續出臺了相關政策.與此同時，灌漿套筒作為PC 結構的鋼筋連接方式也得到了大量使用.鋼筋套筒灌漿連接（以下簡稱連接）的性能直接影響著PC 結構的整體性與可靠性，因此眾多學者對其開展了研究.大量室溫下套筒灌漿連接的研究發現，其力學性能與連接鋼筋自身特性（直徑、強度、形狀等）［1-3］、灌漿料自身特性（強度、養護齡期等）［2-5］、套筒內部構造［4-5］和鋼筋錨固長度［3，6］等有關，在一定范圍內增大鋼筋錨固長度、灌漿料強度（或齡期）可有效地提高鋼筋套筒灌漿連接的拉伸性能.為了提高連接性能和降低成本，部分學者還進行了新型套筒灌漿連接的研究［7-9］.

實際工程中，構件制作誤差、施工操作不規范等原因可能導致灌漿套筒內的鋼筋出現偏心［10］，就此部分學者進行了鋼筋偏心對套筒灌漿連接力學性能的影響研究.Huang 等［11］對室溫下的半套筒灌漿連接進行單向拉伸，發現6 mm 的鋼筋軸線偏心對鋼筋直徑為18 mm 的半套筒灌漿連接承載力和破壞模式的影響可忽略不計.Xu 等［12］研究了鋼筋軸線偏心對套筒灌漿連接早期黏結滑移性能的影響，結果表明局部黏結強度隨著偏心距的增大而減小，但這種影響隨著鋼筋錨固長度的增加而減弱，對于錨固長度足夠的試件，鋼筋軸線偏心對試件破壞模式和抗拉強度的影響較小，但是會增大鋼筋與灌漿料之間的滑移.陳建偉等［13］通過試驗和有限元模擬研究了鋼筋垂直與斜向偏心對套筒灌漿連接性能的影響，指出兩種鋼筋偏心均會導致灌漿料的不對稱分布，促使套筒內部灌漿料局部破壞嚴重形成薄弱區，進而影響試件性能，且鋼筋直徑越大，影響越明顯.

火災作為建筑常見災害之一，會直接對PC 結構產生影響，但現行規范《裝配式混凝土結構技術規程》（JGJ 1—2014）和《建筑設計防火規范》（GB 50016—2014）均未給出PC 結構抗火的具體要求，近幾年，部分學者開展了高溫對套筒灌漿連接的影響研究.Zhang 等［14-18］研究了處理溫度、冷卻方式、混凝土保護層和施工缺陷對高溫下及高溫后鋼筋套筒灌漿連接拉伸性能的影響，并分析了黏結滑移機理，結果顯示：中低溫時，連接發生鋼筋拉斷破壞，高溫時，破壞模式轉變為鋼筋拔出破壞，相同條件下，澆水冷卻對高溫后連接性能的影響大于自然冷卻，且混凝土保護層能在一定程度上降低高溫的影響；同時還得出施工缺陷會降低鋼筋與灌漿料之間的黏結性能.Wang 等［19］通過對套筒灌漿連接試件進行恒載升溫和恒溫加載發現，恒載升溫的試件力學性能優于恒溫加載的試件，但是這種差距隨著溫度的升高而減小.

當前，學者們開展了較多的室溫下帶施工缺陷的套筒灌漿連接性能研究以及高溫下和高溫后無缺陷套筒灌漿連接性能研究，但對高溫后含鋼筋軸線偏心的套筒灌漿連接研究較少.鑒于此，本文以半套筒灌漿連接（HGSC）為研究對象，研究鋼筋直徑、軸線偏心和處理溫度對單向拉伸作用下HGSC 力學性能和可靠性的影響，并結合已有研究給出工程建議.本文研究成果可用于火災后PC 結構安全性評定，為其診斷和加固提供理論支持.

1 試驗概況

1.1 試件設計與制作

我國規范《鋼筋套筒灌漿連接應用技術規程》（JGJ 355—2015）［10］規定套筒灌漿連接的鋼筋直徑不宜小于12 mm，同時結合高溫試驗裝置的尺寸和課題組前期工作［17-18］，將HGSC 的鋼筋直徑取為14 mm、18 mm、22 mm 和25 mm.施工過程中，灌漿套筒與連接鋼筋對位時可能出現偏位的情況，將試件分為無缺陷對照組和鋼筋軸線偏心組.套筒灌漿連接主要位于構件內部，故火災下其溫度一般低于建筑物受火溫度［20］，試驗共設置了3 個溫度，分別為室溫（約25 ℃）、300 ℃和600 ℃.試驗共制作了48 個HGSC 試件，如圖1 和表1 所示.鋼筋軸線偏心表示鋼筋軸線垂直于套筒橫截面，但與套筒軸線不重合，偏心程度采用偏心率η=2e/（d1-d）表示.我國規范《鋼筋套筒灌漿連接應用技術規程》（JGJ 355—2015）［10］規定“鋼筋錨固的深度不宜小于插入鋼筋公稱直徑的8倍”，再綜合考慮套筒尺寸和施工制作誤差，將連接14 mm、18 mm、22 mm 和25 mm 鋼筋直徑的HGSC試件錨固長度分別設定為120 mm、150 mm、180 mm和210 mm.

表1 試件尺寸與信息Tab.1 Dimensions and information of specimens

圖1 半套筒灌漿連接示意圖（單位：mm）Fig.1 Sketches of HGSCs（unit：mm）

HGSC制作時，首先將螺紋端鋼筋根據套筒螺紋參數進行滾絲處理，施加規范規定的擰緊力矩將其擰入套筒螺紋端［21］，再將灌漿端鋼筋插入套筒對應位置，從灌漿口泵入灌漿料直至出漿口流出.使用聚四氟乙烯墊片來控制，以準確確定灌漿端鋼筋位置，同時防止灌漿時灌漿料從兩端流出，進而最大程度上保證內部灌漿料的飽滿，防止其他潛在缺陷的產生.

試驗初期制作的HGSC 雖然滿足理論螺紋長度，但在單向拉伸作用下仍然出現了套筒滑絲破壞，分析原因為螺紋端加工質量不佳，導致試件較早發生破壞，這將影響本文預測溫度和鋼筋軸線偏心的影響.為解決這一問題，文獻［11］建議增長螺紋連接長度，但針對成品套筒和制作完成的HGSC 難以實現，就此本文對螺紋端的鋼筋均進行了焊接加固.

1.2 材料力學性能

試驗采用直徑為14 mm、18 mm、22 mm 和25 mm的HRB400 強度等級鋼筋，與文獻［18］中的材料為同一批次，并依據《金屬材料拉伸試驗第1 部分：室溫試驗方法》（GB/T 228.1—2010）［22］進行室溫下鋼筋的材料性能試驗，結果見表2.

表2 鋼筋力學性能Tab.2 Mechanical properties of rebars

灌漿料采用專業公司生產的預制構件鋼筋連接用灌漿材料，并在制作HGSC 時，預留灌漿料試件（40 mm×40 mm×160 mm）并養護28 d，其后按照《水泥膠砂強度檢驗方法》（GB/T 17671—1999）［23］進行材料性能試驗，得到灌漿料的平均抗折強度為12.55 MPa，平均抗壓強度為85.53 MPa.

灌漿套筒采用專業公司生產的JM 半灌漿套筒，所用材料的抗拉強度為610 MPa，符合我國規范《鋼筋連接用灌漿套筒》（JG/T 398—2019）［24］的要求.

1.3 升-降溫方案和裝置

試驗采用高溫電加熱爐和KSY-6D-T 型溫控箱來控制試件升溫，如圖2 所示.結合試驗條件與實際情況，試件由室溫開始以10 ℃/min 的升溫速率進行加熱，待爐內溫度到達指定溫度后恒溫120 min，然后自然冷卻至室溫，溫度控制曲線見圖3.

圖2 溫控箱與加熱爐Fig.2 Temperature controller and heating furnace

圖3 溫度控制曲線Fig.3 Temperature control curve

1.4 加載方案與裝置

加載采用湖南大學WAW-E600C 微機控制電液伺服萬能試驗機，將室溫和高溫后的HGSC 以5 mm/min 的位移速率進行單向拉伸，直至連接鋼筋被拉斷或拔出，試驗加載裝置見圖4.加載時灌漿端鋼筋朝上，以便試件加載結束后觀察套筒內灌漿料的破壞情況.

加載過程中的拉伸荷載直接由試驗機獲得，而圖1 標記段的位移通過LVDT 動態應變儀來實時測量.LVDT通過自行設計制作的高強度彈簧夾具固定在連接鋼筋的標記點上，然后將LVDT探針接觸夾具延伸出來的端板，通過測量兩夾具端板之間的位移來計算標記段位移，具體如圖4所示.

圖4 加載裝置圖解Fig.4 Test setup

2 試驗結果及分析

2.1 試驗數據與試驗現象

高溫后HGSC 的試驗結果見表3，試驗中出現了鋼筋拉斷與鋼筋拔出兩種破壞模式，見圖5.標記段內測得的變形主要由套筒內鋼筋滑移和標記段內套筒外鋼筋變形組成，故在HGSC 極限荷載狀態下，套筒內鋼筋滑移Su可由標記段變形Δu減去標記段內套筒外鋼筋變形Su，sr得到，Su，sr可由該荷載下鋼筋的伸長率δ計算得到.HGSC 為鋼筋拉斷破壞時，δ為相同高溫后的鋼筋最大力伸長率，HGSC 為拔出破壞時，其極限荷載可能小于對應的鋼筋極限荷載，此時可將連接的極限荷載對應到相同高溫后鋼筋的荷載-位移曲線上，得到對應的鋼筋位移后求得δ.對照組鋼筋的荷載-位移曲線參考文獻［18］.

圖5 高溫后半套筒灌漿連接破壞形態Fig.5 Failure modes of post-fire HGSCs

由表3 可得，試驗未出現文獻［11］和［25］中發生的套筒滑絲破壞，說明在HGSC 螺紋端處進行焊接可以有效地解決螺紋加工質量不佳的問題，避免滑絲破壞的發生.對于鋼筋拉斷破壞的試件，鋼筋斷點隨機分布在螺紋端與灌漿端鋼筋上，部分試件還出現了灌漿端鋼筋的明顯滑動.室溫下及300 ℃高溫后，HGSC 均發生鋼筋拉斷破壞，600 ℃高溫后，鋼筋直徑為14 mm的HGSC不發生破壞模式改變，但鋼筋直徑為18 mm、22 mm 和25 mm 的HGSC 轉變為鋼筋拔出破壞，可見中低溫時，連接發生鋼筋拉斷破壞，但處理溫度足夠高時，連接的破壞形式可能轉變為鋼筋拔出破壞，且鋼筋直徑越大，越可能發生破壞模式的轉變.施工缺陷對破壞模式的影響可以忽略不計.

表3 高溫后半套筒灌漿連接的試驗結果Tab.3 Results of post-fire HGSCs

續表

試件破壞后觀察灌漿料的破壞程度可以發現，鋼筋直徑為14 mm 的HGSC 在室溫和300 ℃高溫后，端部灌漿料保持完整，但600 ℃高溫后，端部灌漿料出現了嚴重的破碎脫落，并且灌漿端鋼筋有明顯滑動；鋼筋直徑為18 mm的HGSC在室溫和300°C高溫后，試件破壞時端部灌漿料均出現了輕微的破碎脫落，且在300 ℃時，缺陷組有一個試件的灌漿端鋼筋有明顯滑動；鋼筋直徑為22 mm 和25 mm 的HGSC 在發生鋼筋拉斷時，端部灌漿料破壞程度均比鋼筋直徑為18 mm 的HGSC 明顯，且在300 ℃時，有缺陷試件均出現了灌漿端鋼筋的明顯滑動.可見，溫度越高，鋼筋直徑越大，灌漿料破壞程度越嚴重，且鋼筋軸線偏心組的灌漿料破碎脫落程度越嚴重.

2.2 荷載分析

屈服荷載（極限荷載）的溫度影響系數Fy/Fy，room（Fu/Fu，room）、偏心影響系數Fy/Fy，cen（Fu/Fu，cen）和受溫度與偏心共同影響的系數Fy/Fy，cen+room（Fu/Fu，cen+room）分別見圖6（a）［圖6（b）］、圖7（a）［圖7（b）］和圖8（a）［圖8（b）］.

圖6 荷載的溫度影響系數Fig.6 Ratio of force affected by temperature

圖7 荷載的偏心影響系數Fig.7 Ratio of force affected by axial eccentricity

由圖6 可得，鋼筋直徑和軸線偏心率相同時，300 ℃高溫后的Fy/Fy，room和Fu/Fu，room可能大于也可能小于1，說明300 ℃高溫對連接的荷載沒有影響，而600 ℃高溫后，連接的荷載均小于室溫下對應的荷載，此時屈服荷載（極限荷載）最小為室溫下對應荷載的78%（93%）.由圖7 可得，鋼筋直徑和處理溫度相同時，室溫下和300 ℃高溫后的Fy/Fy，cen和Fu/Fu，cen可能大于也可能小于1，說明此時鋼筋軸線偏心對連接的荷載沒有影響，而600 ℃高溫后，軸線偏心試件的屈服和極限荷載均小于無缺陷組試件對應的荷載，最小為無缺陷試件對應荷載的94%（98%），小于600 ℃高溫的影響.

由圖8 可得，鋼筋直徑相同時，在高溫和鋼筋軸線偏心的共同作用下，室溫下和300 ℃高溫后連接的荷載仍然不受影響.由于此時連接均發生鋼筋拉斷破壞，性能主要取決于連接鋼筋的受力性能.600 ℃高溫后，除鋼筋直徑為14 mm的HGSC外均發生鋼筋拔出破壞，此時連接的性能主要受鋼筋與灌漿料之間的黏結性能影響，該高溫后連接的荷載低于室溫下對應的荷載，且鋼筋軸線偏心試件降低程度大于無缺陷試件，說明600 ℃高溫和鋼筋軸線偏心均會削弱鋼筋與灌漿料之間的黏結性能.HGSC 的屈服和極限荷載受溫度和軸線偏心的影響均與鋼筋直徑無關.

圖8 荷載受溫度和偏心共同作用的影響系數Fig.8 Ratio of force affected by temperature and axial eccentricity

2.3 鋼筋滑移量分析

連接極限荷載下的鋼筋滑移量的溫度影響系數Su/Su，room、偏心影響系數Su/Su，cen和受溫度與偏心共同影響的系數Su/Su，cen+room分別見圖9（a）、（b）、（c）.

由圖9（a）可得，當鋼筋直徑和軸線偏心率相同時，300 ℃高溫后，HGSC在極限荷載下的鋼筋滑移量基本大于室溫下的滑移量，600 ℃高溫后，鋼筋直徑為14 mm 的HGSC 在極限荷載下的鋼筋滑移量變得更大，最大為室溫下對應滑移量的284%，說明高溫會導致鋼筋與灌漿料之間的黏結性能退化，進而導致鋼筋拉斷破壞的連接在極限荷載下的鋼筋滑移量隨溫度升高而增大.600 ℃高溫后，鋼筋直徑為18 mm、22 mm 和25 mm 的HGSC 在極限荷載下的鋼筋滑移量可能變得更小，最小為室溫下對應滑移量的47%.雖然此時鋼筋與灌漿料之間的黏結性能進一步退化，但連接發生拔出破壞，極限荷載可能變得更小，進而導致鋼筋滑移量變得更小.由圖9（b）可得，鋼筋直徑和處理溫度相同時，Su/Su，cen均大于1，說明鋼筋軸線偏心會增大鋼筋滑移量，鋼筋軸線偏心試件在極限荷載下的鋼筋滑移量最大為無缺陷試件對應滑移量的173%.

圖9 套筒灌漿連接極限荷載下的鋼筋滑移量變化系數Fig.9 Ratio of bond-slip under ultimate force of HGSCs

由圖9（c）可進一步得到，鋼筋直徑相同時，300 ℃高溫后連接在極限荷載下的鋼筋滑移量基本增大，且鋼筋軸線偏心組試件的增大幅度大于無缺陷組試件，但這些影響與鋼筋直徑無關；600 ℃高溫后連接在極限荷載下的鋼筋滑移量變化與鋼筋直徑有關，對于鋼筋直徑為14 mm 的HGSC，均發生鋼筋拉斷破壞，滑移量變得更大，且帶鋼筋軸線偏心的連接增加更多，對于其他鋼筋直徑的HGSC，均發生拔出破壞，滑移量可能變得更小.

2.4 等效彈性模量

HGSC的等效彈性模量E可按式（1）計算［16］.

等效彈性模量的溫度影響系數E/Eroom、偏心影響系數E/Ecen和受溫度與偏心共同影響的系數E/Ecen+room分別見圖10（a）、（b）、（c）.

由圖10 得，高溫后HGSC 的等效彈性模量與鋼筋直徑和鋼筋軸線偏心無關，但隨溫度升高而降低，最大下降至室溫下等效彈性模量的49%.

圖10 等效彈性模量變化系數Fig.10 Ratio of equivalent elastic modulus

3 與已有研究的比較與討論

目前，除文獻［18］中涉及的本課題組前期工作外，尚未發現高溫后帶鋼筋軸線偏心的HGSC 在單向拉伸作用下的公開試驗結果.

3.1 可靠情況分析

我國規范《鋼筋套筒灌漿連接應用技術規程》（JGJ 355—2015）［10］認為灌漿套筒外部鋼筋斷裂可被工程接受，視為可靠，但鋼筋拔出破壞難以被接受，視為不可靠.帶明顯鋼筋滑移的鋼筋拉斷破壞雖然可靠，但其鋼筋與灌漿料間存在明顯滑移，故連接即將發生鋼筋拔出破壞，變得不可靠.為了更好地了解各影響因素對高溫后連接的影響，將發生此類破壞的連接視為處于臨界狀態.本文與文獻［18］試件的可靠情況見表4.

表4 高溫后半套筒灌漿連接的可靠情況Tab.4 Reliable situation of post-fire HGSCs

隨著溫度升高，試件由可靠的無滑動鋼筋拉斷轉變為臨界狀態的帶明顯鋼筋滑動的鋼筋拉斷，最后甚至轉變為不可靠的拔出破壞，說明高溫會降低連接性能，削弱鋼筋與灌漿料之間的黏結性能，且對黏結強度的影響大于對鋼筋強度的影響.連接鋼筋直徑越大，溫度對HGSC的影響越大.

連接鋼筋直徑為18 mm 的HGSC，300 ℃高溫后，缺陷試件較無缺陷試件更加不可靠.連接鋼筋直徑為22 mm 和25 mm 的HGSC，300 ℃高溫后大部分無偏心試件處于可靠狀態，但η為50%的試件均處于臨界狀態，η為100%的試件在室溫下就已處于臨界狀態.可見鋼筋軸線偏心會導致HGSC 內的鋼筋更易發生滑動，促使拔出破壞的發生，并且隨著鋼筋軸線偏心率的增大，這種影響越來越大.分析其原因為鋼筋軸線偏心致使鋼筋一側的灌漿料厚度小于另一側，進而促使黏結強度無效區域的出現，降低鋼筋與灌漿料之間的黏接面積，從而導致套筒連接性能降低［13，18］.可見，HGSC 的可靠性受鋼筋直徑、處理溫度和鋼筋軸線偏心率的共同影響.

3.2 性能評估

Ling 等［4］建議采用以下幾個指標來評估套筒灌漿連接性能：

式中：Ry、Rs和Rd分別為屈服比、強度比和延性比；Fsy為連接鋼筋屈服強度標準值對應的荷載.指標要求為Ry≥1.0，Rs≥1.25和Rd≥4［4，26］.

我國規范《鋼筋套筒灌漿連接應用技術規程》（JGJ 355—2015）［10］對于套筒灌漿連接還有更多的要求：

式中：Ru為強度比值；Fsu為連接鋼筋抗拉強度標準值對應的荷載.我國規范要求，當連接發生套筒外鋼筋斷裂時Ru≥1.0，拔出破壞時Ru≥1.15［10］.

本文和文獻［18］的高溫后HGSC 的性能評估結果見圖11.由圖11 可得，幾乎所有試件的Ry、Rs和Rd均滿足要求，但大部分拔出破壞試件的Ru不符合我國規范要求.可見我國規范［10］對HGSC 提出了比Ling 等［4］以及國外規范［26］更高的要求，就此建議在工程及研究中對HGSC 進行性能評估時，也應適當參考我國規范［10］.發生拔出破壞的試件難以滿足要求，大部分鋼筋拉斷但鋼筋有明顯滑動的試件的強度比值Ru小于或略大于1.15.由3.1 節的分析得出，高溫和鋼筋軸線偏心率會促使高溫后HGSC 發生破壞模式轉變，因此帶明顯鋼筋滑動的試件一旦處理溫度或鋼筋軸線偏心率略微增大，試件破壞模式可能轉變為拔出破壞，我國規范對Ru的要求將由大于1.0 變為大于1.15，導致這部分試件變得不被接受.故對HGSC及含該連接的PC結構進行設計施工或火災后的性能評估與修復時，應考慮火災和鋼筋軸線偏心的影響，最終要求HGSC 破壞時不發生鋼筋拔出破壞，且發生鋼筋斷裂破壞時，鋼筋與灌漿料之間也不出現明顯滑移.

圖11 高溫后半套筒灌漿連接的性能評估結果Fig.11 Performance evaluation results of post-fire HGSCs

4 結論

1）單向受拉的高溫后帶鋼筋軸線偏心的HGSC主要發生鋼筋拉斷破壞與拔出破壞.高溫和鋼筋軸線偏心會促使連接的破壞模式由鋼筋拉斷轉變為鋼筋拔出，且這種影響隨鋼筋直徑增大而增大.

2）發生鋼筋拔出破壞的HGSC 難以滿足我國規范《鋼筋套筒灌漿連接應用技術規程》（JGJ 355—2015）［10］要求，發生鋼筋拉斷破壞且鋼筋與灌漿料間有明顯滑移的HGSC，只要溫度和鋼筋軸線偏心率略微增大，連接將變得不符合要求，就此建議在工程中對HGSC 及含該連接的PC 結構進行設計施工、災后性能評估與加固時，考慮火災溫度與鋼筋軸線偏心程度的影響.

3）在HGSC 螺紋端進行焊接可以有效解決螺紋端加工質量不佳的問題，避免發生套筒滑絲破壞.

4）室溫和300°C 高溫后，HGSC 的承載力不受溫度和鋼筋軸線偏心的影響；600 ℃高溫后，HGSC的承載力下降且帶鋼筋軸線偏心的試件下降稍多.600 ℃高溫后HGSC 的屈服和極限荷載最大下降至室溫下對應荷載的78%和93%，而缺陷組試件的屈服和極限荷載進一步最大下降至無缺陷組試件對應荷載的94%和98%.HGSC 的荷載受高溫和軸線偏心率的影響，與鋼筋直徑無關.

5）鋼筋直徑會影響高溫后HGSC 的破壞模式，進而影響連接極限荷載下的鋼筋滑移量，對于鋼筋拉斷破壞的連接，該滑移量隨溫度升高而增大，對于拔出破壞的連接，由于極限荷載的減小，該滑移量可能在溫度較高時隨溫度升高而減小，如600 ℃高溫后，當連接的鋼筋直徑為14 mm 時，連接極限荷載下的鋼筋滑移量最大為室溫下的284%，當連接其他直徑的鋼筋時，該滑移量可能變得更小，最小為室溫下的47%.鋼筋軸線偏心會增大高溫后連接極限荷載下的鋼筋滑移量，最大增加至無缺陷試件的173%.

6）高溫后HGSC 的等效彈性模量與鋼筋軸線偏心和鋼筋直徑無關，但隨處理溫度的升高而降低，600 ℃高溫后的HGSC 的等效彈性模量最大下降至室溫下的49%.