張望喜　何超　張瑾熠　鄧曦　王志強(qiáng)　易偉建

摘? ?要：為避免裝配式混凝土結(jié)構(gòu)中鋼筋半套筒灌漿連接在火災(zāi)后發(fā)生失效而造成嚴(yán)重后果，制作了27個(gè)14 mm鋼筋半套筒灌漿連接試件，并通過(guò)高溫后的單向靜力拉伸試驗(yàn)研究其高溫后的力學(xué)性能. 試驗(yàn)結(jié)果表明，鋼筋半套筒灌漿連接試件高溫后存在鋼筋拉斷、鋼筋刮犁式拔出2種破壞模式，且澆水冷卻使試件更容易出現(xiàn)后一種破壞模式;試件在拉伸過(guò)程中灌漿端連接鋼筋與套筒之間會(huì)產(chǎn)生相對(duì)滑移，且隨著外部溫度的升高滑移量呈現(xiàn)非線性的增長(zhǎng)趨勢(shì);基于600 ℃高溫后的試驗(yàn)結(jié)果，依據(jù)已有黏結(jié)強(qiáng)度公式，給出了避免試件灌漿段鋼筋在高溫后發(fā)生刮犁式拔出破壞的建議;通過(guò)對(duì)試件彈性階段的鋼筋滑移量進(jìn)行近似分析，得到了高溫后自然冷卻條件下鋼筋滑移量與溫度的二次函數(shù)關(guān)系曲線.

關(guān)鍵詞：半套筒灌漿;單向靜力拉伸試驗(yàn);高溫后;失效模式

中圖分類號(hào)：TU375.4? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Experimental Study and Bond Slip Analysis on Mechanical Properties

of Half Grout Sleeve Splicing of Rebars after High Temperature

ZHANG Wangxi1，2，HE Chao2，ZHANG Jinyi3，DENG Xi2，WANG Zhiqiang2，YI Weijian1，2

（1. Hunan Provincial Key Laboratory on Diagnosis for Engineering Structures，Hunan University，Changsha 410082，China;

2. College of Civil Engineering，Hunan University，Changsha 410082，China;

3. School of Civil Engineering，Hunan University of Science and Technology，Xiangtan 411201，China）

Abstract：In order to avoid failure of the half grout sleeve splice of rebars in prefabricated concrete structures after fire and serious consequences，27 14 mm-half grout sleeve splicing specimens of rebars were manufactured to study their mechanical properties by unidirectional static tensile test after high temperature. The test results showed two failure modes of the specimens after high temperatures including fracture and pull-out of rebars， in which the latter one was more likely to occur when the specimens were cooled by water. During the tensile process， the relative slip can occur between the sleeve and the rebar connected at the grouting side， and the slip increased nonlinearly with the increase of the temperature. Based on the test results after 600 ℃ high temperature and the existing bond strength formulas，suggestions were given to avoid the pull-out failure of rebars after high temperature. According to approximate analysis of steel slip in elastic stage，the quadratic function curve between the slip and temperature under natural cooling after high temperature was obtained.

Key words：half grout sleeve splicing;unidirectional static tension test;after high temperature;failure mode

作為建筑工業(yè)化的重要組成部分，裝配式混凝土結(jié)構(gòu)在“十三五”期間受到特別重視，2017年3月23日住建部印發(fā)了《“十三五”裝配式建筑行動(dòng)方案》《裝配式建筑示范城市管理辦法》《裝配式建筑產(chǎn)業(yè)基地管理辦法》的通知. 在裝配式結(jié)構(gòu)中，鋼筋套筒灌漿連接是鋼筋連接的重要形式之一，也是裝配式結(jié)構(gòu)保持結(jié)構(gòu)整體性的關(guān)鍵. 《裝配式混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》JGJ1—2014強(qiáng)調(diào)：鋼筋直徑超出20 mm時(shí)，不應(yīng)以搭接的方式連接;在整體式框架結(jié)構(gòu)的裝配過(guò)程中，房屋高度≥12 m或?qū)訑?shù)≥3時(shí)，預(yù)制柱縱向鋼筋需使用套筒連接.

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)鋼筋套筒灌漿連接的力學(xué)性能已經(jīng)展開(kāi)了較為豐富的研究. 1995年Einea[1]等對(duì)多種套筒構(gòu)造的連接展開(kāi)單向拉伸試驗(yàn);2000年Kim[2]改進(jìn)Einea等推薦的Type4套筒，用于兩個(gè)預(yù)制梁柱節(jié)點(diǎn);2002年Zhao等[3]通過(guò)循環(huán)加載的方式對(duì)灌漿套筒試件進(jìn)行試驗(yàn)，探究了循環(huán)加載對(duì)峰值載荷的影響;2006年Zhao等[4]探究了高溫條件下，不同錨固長(zhǎng)度對(duì)灌漿套筒極限荷載的影響，并通過(guò)計(jì)算機(jī)對(duì)試驗(yàn)進(jìn)行了有限元模擬;2009年Goh[5]的單調(diào)拉伸試驗(yàn)表明，隨著灌漿料齡期（1 d，3 d，9 d）的增長(zhǎng)其強(qiáng)度也明顯提升，相應(yīng)地鋼筋黏結(jié)強(qiáng)度、承載力也能夠得到改善;2012年Kim[6]設(shè)計(jì)、制作了2種不一樣的全灌漿套筒，并就這2種套筒連接展開(kāi)了單向拉伸試驗(yàn);2014-2015年Sayadi等[7-8]在研究過(guò)程中對(duì)32個(gè)鋼筋GFRP套筒灌漿連接接頭進(jìn)行單向拉伸試驗(yàn)，并對(duì)8個(gè)鋼筋鋼套筒灌漿連接梁式試件進(jìn)行加載，探究了套筒與鋼筋之間的相互咬合力. 如果強(qiáng)化這一機(jī)械咬合作用，鋼筋的黏結(jié)強(qiáng)度將顯著降低;2015年Henin和Morcous[9]提出了一種新型非專利的拼接型套筒，通過(guò)試驗(yàn)和模擬發(fā)現(xiàn)該套筒能夠充分發(fā)揮鋼筋的應(yīng)力，且相比其他套筒更廉價(jià)和易于使用;2016年Ameli等[10]指出灌漿套筒在預(yù)制構(gòu)件當(dāng)中能夠很好地傳導(dǎo)力并產(chǎn)生更小的位移，且在地震臺(tái)試驗(yàn)中更多在基礎(chǔ)底部發(fā)生破壞，而非柱頭;同年，鄭永峰、郭正興[11]通過(guò)對(duì)12個(gè)鋼筋套筒灌漿連接接頭試件進(jìn)行反復(fù)拉壓試驗(yàn)及單向拉伸試驗(yàn)，得出接頭經(jīng)過(guò)反復(fù)拉壓循環(huán)加載后，鋼筋極限黏結(jié)強(qiáng)度較直接拉伸試件降低約10%;2017年Yuan等[12]完成半套筒灌漿連接的力學(xué)性能的試驗(yàn)研究和計(jì)算分析，并觀察有3種失效模式，即鋼筋斷裂、黏結(jié)破壞和螺紋失效;同年，余瓊等[13]提出了一種新型套筒約束漿錨搭接接頭，并進(jìn)行了不同搭接長(zhǎng)度下16個(gè)該搭接接頭的拉伸試驗(yàn)，研究了接頭的破壞形態(tài)、力-位移曲線、承載力、延性、鋼筋應(yīng)變、套筒環(huán)向應(yīng)變等;2018年Zhang等[14]通過(guò)對(duì)12根鋼筋半套筒灌漿連接試件在高溫下進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，得出套筒連接在不同溫度下的承載力以及破壞模式，并進(jìn)一步擬合得到承載力與溫度的關(guān)系曲線.

可以發(fā)現(xiàn)，雖然國(guó)內(nèi)外對(duì)于鋼筋套筒灌漿連接的研究很多，但是對(duì)于該連接方式在高溫后的性能卻鮮有提及. 高溫火災(zāi)是引起結(jié)構(gòu)連續(xù)性倒塌的重要誘發(fā)因素之一. 本文對(duì)27個(gè)鋼筋半套筒灌漿連接試件在高溫后進(jìn)行了靜力拉伸試驗(yàn)，并將15根同批次鋼筋在同條件下進(jìn)行試驗(yàn)，探究了鋼筋半套筒灌漿連接高溫后的力學(xué)性能. 研究結(jié)果可為裝配式建筑火災(zāi)后的結(jié)構(gòu)性能評(píng)定與加固修復(fù)提供參考依據(jù).

1? ?試驗(yàn)概況

1.1? ?試件設(shè)計(jì)

結(jié)合半套筒灌漿連接在工程實(shí)際中的應(yīng)用，選取27個(gè)45號(hào)鋼材質(zhì)的常用半灌漿套筒按JGT398—2012要求與14 mm直徑的鋼筋連接，并選取12根540 mm長(zhǎng)的同批次14 mm直徑的鋼筋作為對(duì)照組. 具體連接示意圖如圖1所示.

1.2? ?材料性能

試件灌漿料采用西卡（中國(guó)）有限公司生產(chǎn)的SikaGrout PC 預(yù)制構(gòu)件鋼筋連接用灌漿材料. 該灌漿料為單組份、收縮補(bǔ)償、高早強(qiáng)的預(yù)拌水泥基灌漿材料;其主要組分包括水泥、精選骨料、外加劑等;其配比為3.5 L水/25 kg粉料.

根據(jù)《鋼筋連接用套筒灌漿料》（JG/T 408—2013）[16]，制作12個(gè) 40 mm × 40 mm × 160 mm 的棱柱體，分別在高溫試驗(yàn)爐以10 ℃/min的速度加熱至指定溫度并恒溫30 min后，以自然冷卻和澆水冷卻的方式將試件冷卻至常溫，參照《水泥膠砂強(qiáng)度檢驗(yàn)方法》（GB/T 17671—1999）[17]，先使用抗折試驗(yàn)機(jī)將試件從中間折成2塊，則其破壞時(shí)的強(qiáng)度即為抗折強(qiáng)度. 隨后分別將2塊試塊分別放入抗壓試驗(yàn)機(jī)下以（ 2400±200） N/s 的加荷速率加載至棱柱體破壞，二者破壞時(shí)的強(qiáng)度分別記為抗壓強(qiáng)度1和抗壓強(qiáng)度2，如圖2所示. 平均抗壓強(qiáng)度則由相同溫度下6塊試件取平均值計(jì)算得到，具體結(jié)果見(jiàn)表1.

由表1可知，灌漿料抗折及抗壓強(qiáng)度隨溫度升高而呈現(xiàn)出下降的趨勢(shì)，且在常溫至200 ℃這一區(qū)間下降量最大，下降約21.01%. 經(jīng)過(guò)600 ℃高溫處理后，與自然冷卻的方式相比，采用澆水冷卻的灌漿料強(qiáng)度降低得更加明顯，且澆水冷卻的強(qiáng)度僅為自然冷卻強(qiáng)度的73.52%.

1.3? ?試驗(yàn)裝置及加載方案

試驗(yàn)中，通過(guò)電加熱高溫試驗(yàn)爐（爐膛內(nèi)徑160 mm，長(zhǎng)230 mm，功率1.5 kW，最高溫度1 000 ℃）及配套的 KSY-6D-T 型溫度控制儀來(lái)控制溫度. 我國(guó)統(tǒng)計(jì)資料表明[12]，火災(zāi)的延續(xù)時(shí)間低于1 h比例為80.9%，為切合實(shí)際，溫度加載方式為10 ℃/min，至指定溫度后恒溫30 min，保持溫度不變. 采用湖南大學(xué)500 kN萬(wàn)能材料試驗(yàn)機(jī)在試驗(yàn)全過(guò)程以5 mm/min進(jìn)行位移控制加載，直至連接鋼筋被拉斷或被拔出;在此過(guò)程中，利用LVDT位移計(jì)及小型動(dòng)態(tài)應(yīng)變儀采集標(biāo)記段位移.

1.4? ?測(cè)量?jī)?nèi)容及方法

高溫爐長(zhǎng)230 mm，為全面探究半套筒灌漿連接在高溫后的滑移，本試驗(yàn)在不同溫度下，使用不同冷卻方式對(duì)試件進(jìn)行加載，如表2所示. 對(duì)試件及對(duì)照組鋼筋的標(biāo)記段位移進(jìn)行測(cè)量，如圖3所示.

本試驗(yàn)通過(guò)自制高性能彈簧夾具卡住試件標(biāo)記點(diǎn)，當(dāng)位移發(fā)生變化時(shí)，使用LVDT位移計(jì)對(duì)夾具水平延伸的鐵板位移進(jìn)行測(cè)量，并將LVDT位移計(jì)與DC-104R動(dòng)態(tài)應(yīng)變儀相連來(lái)采集動(dòng)態(tài)變化的位移.將兩個(gè)LVDT采集的數(shù)據(jù)相減即可得到標(biāo)記段某一時(shí)間的位移，并通過(guò)時(shí)間軸線將該位移變化與萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)采集的荷載一一對(duì)應(yīng). 實(shí)驗(yàn)裝置如圖4、圖5所示.

2? ?試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1? ?試驗(yàn)現(xiàn)象及數(shù)據(jù)

高溫后的半套筒灌漿連接試件在實(shí)驗(yàn)中主要存在連接鋼筋拉斷及連接鋼筋刮犁式拔出等兩種破壞模式，如圖6、圖7所示. 其中600 ℃高溫后澆水冷卻的試件GS14A2-13，14，15為鋼筋拔出破壞，其余試件均為連接鋼筋拉斷的破壞模式.

本文將套筒、灌漿料以及鋼筋看成一個(gè)整體，將此時(shí)標(biāo)記段測(cè)得的位移對(duì)應(yīng)的應(yīng)變定義為試件的等效應(yīng)變. 鋼筋半套筒灌漿連接試件及對(duì)照組鋼筋的屈服強(qiáng)度、極限強(qiáng)度以及對(duì)應(yīng)的各階段應(yīng)變?nèi)绫?、表4所示.

對(duì)比表3及表4可知，鋼筋半套筒灌漿連接試件相對(duì)于對(duì)照組鋼筋而言，在常溫至600 ℃不同溫度的加載過(guò)程中，屈服應(yīng)力以及極限應(yīng)力無(wú)明顯變化，且彈性階段應(yīng)變?cè)隽客瑢?duì)照組鋼筋大致相似.

取相同溫度下試件極限應(yīng)變的平均值繪制如圖8所示的曲線可知：當(dāng)溫度由常溫變化至200 ℃時(shí)，對(duì)照組鋼筋極限應(yīng)變明顯減小，200 ℃變化至600 ℃時(shí)，極限應(yīng)變基本無(wú)變化;試件200 ℃變化至600 ℃時(shí)，其呈現(xiàn)明顯的增大的趨勢(shì).

不難看出，試件極限應(yīng)變?chǔ)? = ε1 + ε2，其中ε1為試件鋼筋伸長(zhǎng)量，ε2為試件鋼筋與套筒間的滑移量. 對(duì)比鋼筋極限應(yīng)變與試件極限應(yīng)變曲線可以推斷得到：隨著溫度的升高，ε1呈現(xiàn)出減小的趨勢(shì)，而 ε0明顯增大，因此ε2會(huì)顯著增大，故隨著溫度的升高，試件鋼筋與套筒間的滑移量呈現(xiàn)出顯著增大的趨勢(shì)，且在200～400 ℃的溫度區(qū)間內(nèi)，滑移量的增量最大.

2.2? ?試驗(yàn)結(jié)果分析

2.2.1? ?常溫下鋼筋半套筒灌漿連接試件受力分析

常溫下鋼筋半套筒灌漿連接試件及鋼筋的應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖9、圖10所示.

由圖可知，常溫條件下，試件應(yīng)力-應(yīng)變曲線與對(duì)照組鋼筋基本相同，試件的平均屈服應(yīng)力為467.79 MPa，對(duì)照組鋼筋的平均屈服荷載為462.66 MPa，二者較為接近. 強(qiáng)化屈服階段試件L3標(biāo)記段平均應(yīng)變?yōu)?.069 26，較對(duì)照鋼筋組平均應(yīng)變0.094 71要小，可以推斷是由于常溫條件下灌漿套筒與鋼筋間的黏結(jié)力對(duì)于鋼筋的拉伸有阻礙作用，導(dǎo)致套筒強(qiáng)化階段位移小于對(duì)照組鋼筋. 整體而言，常溫下套筒連接鋼筋與鋼筋的力學(xué)拉伸性能無(wú)明顯區(qū)別.

2.2.2? ?200 ℃高溫后鋼筋半套筒灌漿連接試件受力分析

200 ℃高溫后套筒連接試件及鋼筋應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖11、圖12所示. 由圖可知，試件在200 ℃條件下高溫冷卻后，極限抗拉強(qiáng)度和常溫條件下差異不大，試件的平均屈服應(yīng)力為518.13 MPa，對(duì)照組鋼筋的平均屈服荷載為468.23 MPa，二者均較常溫情況下接近. 強(qiáng)化屈服階段試件L3標(biāo)記段平均應(yīng)變?yōu)?.065 36，較對(duì)照鋼筋組平均應(yīng)變0.070 82要小，說(shuō)明在200 ℃高溫后的條件下，灌漿套筒黏結(jié)力對(duì)于套筒的拉伸依然存在阻礙作用，且對(duì)比于常溫下可知，阻礙作用呈現(xiàn)出減小的趨勢(shì).

2.2.3? ?400 ℃高溫后鋼筋半套筒灌漿連接試件受力分析

400 ℃高溫后套筒連接試件及鋼筋應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖13、圖14所示.

由圖13、圖14可知，試件在400 ℃高溫后其屈服應(yīng)力和極限應(yīng)力與200 ℃高溫后及常溫條件下相比差異不大. 試件的平均屈服應(yīng)力為461.62 MPa，對(duì)照組鋼筋的平均屈服荷載為467.01 MPa，二者較為接近. 強(qiáng)化屈服階段試件L3標(biāo)記段平均應(yīng)變?yōu)?.099 5，較對(duì)照鋼筋組平均應(yīng)變0.065 7大，對(duì)比常溫及200 ℃高溫后情況下可知，在400 ℃條件下鋼筋位移與200 ℃條件下大致相同，試件L3段應(yīng)變?cè)?00 ℃條件下比200 ℃條件下增加，試件灌漿段鋼筋和套筒在400 ℃時(shí)產(chǎn)生了滑移，導(dǎo)致套筒強(qiáng)化階段位移大于對(duì)照組鋼筋及試件L3段在200 ℃下的應(yīng)變.

2.2.4? ?600 ℃高溫后鋼筋半套筒灌漿連接試件受力分析

600 ℃高溫后套筒連接試件及鋼筋應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖15～圖18所示.

3? ?高溫后鋼筋半套筒灌漿連接試件黏結(jié)應(yīng)力及滑移分析

3.1? 高溫后鋼筋半套筒灌漿連接試件黏結(jié)應(yīng)力分析

黏結(jié)應(yīng)力即鋼筋受力后在與灌漿料接觸面上產(chǎn)生的剪應(yīng)力. 黏接力使鋼筋中的正應(yīng)力沿受力方向衰減.

3.1.1? ?黏結(jié)錨固性能的機(jī)理分析

根據(jù)徐有鄰等[18]的研究成果，鋼筋與握裹混凝土之間，在對(duì)鋼筋加載的初始階段就會(huì)導(dǎo)致鋼筋附近與混凝土的膠合力喪失，鋼筋的橫肋開(kāi)始與混凝土脫離形成裂縫，在此階段會(huì)導(dǎo)致鋼筋與混凝土產(chǎn)生細(xì)微滑移.

隨著荷載的增大，裂縫開(kāi)始發(fā)展成為斜裂縫，并導(dǎo)致滑移量的增大. 隨后的加載會(huì)導(dǎo)致滑移增大，肋前混凝土的破壞并擠壓成楔狀堆積，楔狀堆積則形成新擠壓滑移面. 隨后肋前破壞隨荷載的增大而發(fā)展，導(dǎo)致碎屑剝落，此時(shí)達(dá)到錨固力峰值. 通過(guò)試驗(yàn)后觀察發(fā)現(xiàn)，常溫及高溫試件破壞后，最外側(cè)灌漿料均碎裂成小塊. 說(shuō)明在試驗(yàn)過(guò)程中，所有試件在破壞過(guò)程中灌漿段均逼近錨固力峰值.

而隨著混凝土破壞范圍的擴(kuò)大，延伸至整個(gè)錨固范圍，荷載開(kāi)始逐漸下降而滑移繼續(xù)增加. 最后所有錨固齒均被破壞，同時(shí)形成新的摩擦面，此即為錨固應(yīng)力的殘余段. 由圖18可知，曲線GS14A2-13、GS14A2-14和GS14A2-15中下半段與錨固應(yīng)力殘余階段現(xiàn)象一致，表現(xiàn)為黏結(jié)應(yīng)力逐步喪失而滑移逐漸增大.

3.1.2? ?黏結(jié)應(yīng)力的分析計(jì)算

鋼筋半套筒灌漿連接發(fā)生鋼筋刮犁式拔出破壞時(shí)的承載力取決于鋼筋與灌漿料之間的平均黏結(jié)強(qiáng)度τu. 根據(jù) Einea等[1]的研究可知鋼筋與灌漿料之間的平均黏結(jié)強(qiáng)度τu可以假設(shè)如下：

式中：k為常數(shù)，fc為灌漿料的抗壓強(qiáng)度. 則根據(jù)表1，通過(guò)式（1）可知600 ℃高溫后的鋼筋半灌漿套筒連接的黏結(jié)應(yīng)力如表5所示.

已知600 ℃高溫后鋼筋半套筒灌漿連接試件GS14A2-13、GS14A2-14和GS14A2-15的破壞方式為刮犁式拔出破壞，則套筒試驗(yàn)最大試驗(yàn)力即為黏結(jié)力. 黏結(jié)力與黏結(jié)強(qiáng)度之間關(guān)系如下：

式中：Pu為黏結(jié)力;d為鋼筋直徑;L為鋼筋連接的錨固長(zhǎng)度. 將式（1）代入式（2），可得：

由此可得600 ℃高溫后GS14A2-13、GS14A2-14和GS14A2-15的k值如表6所示.

結(jié)合表6，在鋼筋半套筒灌漿連接設(shè)計(jì)中，為防止試件出現(xiàn)鋼筋刮犁式拔出破壞，應(yīng)該保證黏結(jié)強(qiáng)度τu大于鋼筋的極限抗拉強(qiáng)度. 結(jié)合式（3）可得：

根據(jù)表6的計(jì)算結(jié)果可知，當(dāng)k的取值不大于表6中的最小值，即k≤1.51時(shí)，在設(shè)計(jì)中能避免試件出現(xiàn)鋼筋刮犁式拔出破壞.

3.2? ?高溫后鋼筋半套筒灌漿連接試件滑移近似分析

試件標(biāo)記段測(cè)得的位移包括套筒外部鋼筋的變形以及套筒內(nèi)鋼筋滑移量. 根據(jù)表4中對(duì)照組鋼筋彈性階段的應(yīng)力應(yīng)變數(shù)據(jù)求得各溫度下鋼筋的彈性模量，根據(jù)對(duì)應(yīng)的彈性模量值計(jì)算試件套筒外鋼筋伸長(zhǎng)量，從而得到各溫度下試件在彈性階段套筒內(nèi)鋼筋的近似滑移量如表7所示.

分析表7中的滑移量均值可以得到，常溫下套筒內(nèi)鋼筋的彈性階段近似滑移量較小，約為0.32 mm;由常溫變化至200 ℃時(shí)自然冷卻條件下，鋼筋的近似滑移量基本保持不變;400 ℃時(shí)自然冷卻條件下，鋼筋近似滑移量相對(duì)常溫時(shí)增加了約62.5%;600 ℃時(shí)自然冷卻條件與澆水冷卻條件下的近似滑移量十分接近，說(shuō)明了該溫度條件下冷卻方式對(duì)滑移量的影響并不明顯，且相對(duì)于常溫下的滑移量增加了約210.0%.

利用數(shù)據(jù)處理軟件origin對(duì)表7中試驗(yàn)溫度和鋼筋滑移量?jī)蓚€(gè)物理量進(jìn)行二次曲線擬合得到如圖19所示的滑移量隨溫度變化的曲線，由此得到高溫后自然冷卻條件下鋼筋半套筒灌漿連接試件套筒內(nèi)鋼筋的滑移量X隨溫度t變化關(guān)系如式（5）所示.

X=0.339 69-6.897 4×10^-4t+2.918 47×10^-6t2? ? （5）

4? ?結(jié)? ?論

1）鋼筋半套筒灌漿連接試件高溫后存在鋼筋拉斷、鋼筋刮犁式拔出兩種破壞模式，且破壞模式主要受處理溫度和高溫后冷卻方式的影響.當(dāng)600 ℃高溫后且冷卻方式為澆水冷卻時(shí)，試件將發(fā)生鋼筋刮犁式拔出破壞，對(duì)于600 ℃及以下的高溫處理的試件，采用自然冷卻的方式將產(chǎn)生鋼筋拉斷的破壞模式.

2）隨著溫度的升高，套筒內(nèi)灌漿料強(qiáng)度逐漸降低. 溫度由常溫升至200 ℃時(shí)，自然冷卻至室溫后灌漿料抗壓強(qiáng)度降低幅度最大，下降約21.01%. 由200 ℃升至400 ℃以及400 ℃升至600 ℃時(shí)，自然冷卻的情況下強(qiáng)度下降不明顯.

3）高溫后冷卻方式的不同，會(huì)影響鋼筋半套筒灌漿連接試件的力學(xué)性能. 溫度由400 ℃升至600 ℃時(shí)，采用澆水冷卻的方式導(dǎo)致的灌漿料強(qiáng)度降低與自然冷卻的方式相比降低幅度更為明顯，二者強(qiáng)度分別下降了33.21%和9.15%，且澆水冷卻的強(qiáng)度僅為自然冷卻強(qiáng)度的73.52%.

4）高溫后鋼筋半套筒灌漿連接及對(duì)照組鋼筋在不同溫度下，屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度差異較小. 且當(dāng)溫度高于200 ℃時(shí)，隨著溫度的升高，高溫后鋼筋和套筒產(chǎn)生的相對(duì)滑移愈發(fā)明顯，屈服位移和極限位移呈現(xiàn)出顯著增大的趨勢(shì).

5）本文對(duì)高溫后鋼筋半套筒灌漿連接的極限荷載及位移與溫度的關(guān)系、高溫后極限位移與溫度的關(guān)系進(jìn)行了公式推導(dǎo). 根據(jù)已有黏結(jié)強(qiáng)度公式，對(duì)于高溫后抵抗鋼筋刮犁式拔出的承載力，建議k的取值不大于1.51，即可以選用抗壓強(qiáng)度更高性能更穩(wěn)定的灌漿料等措施，以避免套筒在600 ℃及以下高溫處理后發(fā)生鋼筋刮犁式拔出的破壞形式.

6）本文針對(duì)鋼筋半套筒連接試件套筒內(nèi)的鋼筋滑移量進(jìn)行了近似分析，并擬合得到了式（5）所示的高溫后自然冷卻條件下鋼筋滑移量與溫度的二次函數(shù)關(guān)系式，為后期展開(kāi)鋼筋套筒灌漿連接受力性能的模擬分析提供參考依據(jù).

參考文獻(xiàn)

[1]? ? EINEA A，YAMANE T，TADROS M K. Grout-filled pipe splices for precast concrete construction[J]. Pci Journal，1995，40（1）：82—93.

[2]? ? KIM Y. A study of pipe splice sleeves for use in precast beamn-column connections[D]. Austin：Ferguson Structural Engineering Laboratory，University of Texas at Austin，2000：21—55.

[3]? ? ZHAO X L，GRUNDY P，LEE Y T. Grout sleeve connections under large deformation cyclic loading[C]//The Twelfth International Offshore and Polar Engineering Conference. International Society of Offshore and Polar Engineers，2002：53—59.

[4]? ? ZHAO X L，GHOJEL J，GRUNDY P. Behaviour of grouted sleeve connections at elevated temperatures [J]. Thin-Walled Structures，2006，44（7）：751—758.

[5]? ? GOH H M. Parametric study of steel grouted splice sleeve with integrated double springs under axial tension[D]. Johore Johor Bahrn：Universiti Teknologi Malaysia，2009：1—68.

[6]? ? KIM H K. Bond strength of mortar-filled steel pipe splices reflecting confining effect[J]. Journal of Asian Architecture and Building Engineering，2012，11（1）：125—132.

[7]? ? SAYADI A A，RAHMAN A B A，JUMAAT M Z B，et al. The relationship between interlocking mechanism and bond strength in elastic and inelastic segment of splice sleeve[J]. Construction and Building Materials，2014，55：227—237.

[8]? ? SAYADI A A，RAHMAN A B A，SAYADI A，et al. Effective of elastic and inelastic zone on behavior of glass fiber reinforced polymer splice sleeve[J]. Construction and Building Materials，2015，80：38—47.

[9]? ? HENIN E，MORCOUS G. Non-proprietary bar splice sleeve for precast concrete construction[J]. Engineering Structures，2015， 83： 154—162.

[10]? AMELI M J，BROWN D N，PARKS J E，et al. Seismic column-to-footing connections using grouted splice sleeves[J]. ACI Structural Journal，2016，113（5）：1021—1030.

[11]? 鄭永峰，郭正興. 循環(huán)荷載作用下新型鋼筋套筒灌漿連接結(jié)構(gòu)性能[J]. 湖南大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2016，43（11）：136—145.

ZHENG Y F，GUO Z X. Structural performance of innovative grout sleeve splicing for rebars under cyclic loading[J]. Journal of Hunan University（Natural Sciences），2016，43（11）：136—145. （In Chinese）

[12]? YUAN H，ZHENGGENG Z，NAITO C J，et al. Tensile behavior of half grouted sleeve connections：Experimental study and analytical modeling[J]. Construction and Building Materials，2017，152：96—104.

[13]? 余瓊，許雪靜，袁煒航，等. 不同搭接長(zhǎng)度下套筒約束漿錨搭接接頭力學(xué)試驗(yàn)研究[J]. 湖南大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2017，44（9）：82—91.

YU Q，XU X J，YUAN W H，et al. Experimental study of grouted sleeve lapping connectors varied in two factors under tensile load[J]. Journal of Hunan University（Natural Sciences），2017，44（9）：82—91. （In Chinese）

[14]? ZHANG W，DENG X，ZHANG J，et al. Tensile behavior of half grouted sleeve connection at elevated temperatures[J]. Construction and Building Materials，2018，176：259—270.

[15]? ZHANG W X，L？譈 W L，ZHANG J Y，et al. Post-fire tensile proper of half-grouted sleeve connection under different cooling paths[J]. Fire Safety Journal，2019，109：102848.

[16]? JG/T 408—2013 鋼筋連接用套筒灌漿料[S]. 北京：中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2013：8.

JG/T 408—2013 Sleeve grout for steel connection[S]. Beijing：China Architerature & Builiding Press，2013：8. （In Chinese）

[17]? GB/T17671—1999水泥膠砂強(qiáng)度檢驗(yàn)方法（ISO法）[S]. 北京：中國(guó)標(biāo)準(zhǔn)出版社，1999：10.

GB/T17671—1999 Test method for strength of cement mortar[S]. Beijing：Standards Press of China，1999：10.（In Chinese）

[18]? 徐有鄰，沈文都，汪洪. 鋼筋砼粘結(jié)錨固性能的試驗(yàn)研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)，1994，15（5）：26—36.

XU Y L，SHEN W D，WANG H. An experimental study of bond-anchorage properties of bars in concrete [J]. Journal of Building Structures，1994，15（5）：26—36. （In Chinese）