陳 東，蔡歐陽，陳 銘，刁 偉，2

(1.安徽建筑大學 土木工程學院，安徽 合肥 230601；2.中鐵十局集團第三建設有限公司，安徽 合肥 230601)

20世紀60年代，華裔工程師余占疏發(fā)明了灌漿套筒鋼筋接頭技術，1973年，首次在美國使用該技術建造了高度為140 m的全預制裝配式酒店。此后，灌漿套筒鋼筋接頭技術不斷發(fā)展，并在預制裝配式混凝土結構中得到了廣泛的應用。在實際施工過程中，工人的不規(guī)范操作、灌漿料未及時灌漿、施工現(xiàn)場環(huán)境的不整潔等都有可能造成灌漿缺陷，導致構件的連接不安全。鄭清林[1]通過對70個包含多種缺陷的套筒試件進行單向拉伸試驗研究了各類缺陷對鋼筋套筒灌漿試件的承載力和變形性能的影響；李向民等[2]開展了不同大小的缺陷對接頭對中單向拉伸強度影響的試驗研究；高潤東等[3]通過在全灌漿套筒內(nèi)下段鋼筋錨固段中部設置灌漿缺陷，研究不同大小灌漿缺陷對鋼筋套筒灌漿連接接頭對中單向拉伸強度的影響；匡志平等[4]發(fā)現(xiàn)鋼筋套筒灌漿連接的破壞模式主要取決于鋼筋與灌漿料間黏結承載力與鋼筋抗拉承載力的相對大小，黏結承載力主要受灌漿料含量的影響。

在已開展的試驗中，試件內(nèi)設置的缺陷類型已覆蓋了部分實際施工中產(chǎn)生的缺陷，并較好地分析了缺陷對結構產(chǎn)生的影響，但是，隨著裝配式建筑的普及，各種各樣的施工缺陷給結構帶來了未知影響。為了探究更多不同部位的灌漿缺陷對全灌漿鋼筋套筒連接件的連接性能影響，本文以無縫全灌漿套筒作為研究對象，通過在豎直灌漿套筒不同部位設置中部和端部兩種缺陷，對比連接件的破壞結果，分析鋼筋的荷載-應變曲線。

1 試驗概況

1.1 試件設計

制作了5組共15個試件，試驗中統(tǒng)一采用直徑為14 mm的HRB400鋼筋、同批次高強度微膨脹灌漿料、同一型號套筒GTQ4J-14，套筒尺寸參數(shù)如表1所示。

表1 GTQ4J-14型全灌漿套筒尺寸參數(shù)

1.2 灌漿缺陷設計

圖1 BM標準組缺陷示意圖(單位:mm)

針對目前實際施工中可能出現(xiàn)的各種灌漿缺陷，共設計了4種情況，包括:端部缺陷、中部缺陷，并設置灌漿飽滿為標準組，作為對比試驗[5-8]。如圖1～3所示。

各種缺陷形成原因及缺陷長度取值(D為插入鋼筋直徑，本次試驗取14 mm):

圖2 DB-2.5D組缺陷示意圖(單位:mm)

(1)標準組:灌漿飽滿，內(nèi)部不設置缺陷。試件編號為“BM”。

(2)端部缺陷形成原因:豎向灌漿套筒連接件在構件吊裝到位，灌漿完成后，一般采取先封堵出漿口，再封堵注漿口。若下方注漿口未及時封堵易造成空氣進入，或坐漿層封堵不密實，從而導致內(nèi)部形成端部缺陷。

圖3 ZB-2.5D組缺陷示意圖(單位:mm)

端部缺陷:在鋼筋端部采用纏繞泡沫膠帶的方式設置環(huán)向缺陷，缺陷厚度為5 mm，缺陷長度分為3D，2.5D，2D。試件編號分別為“DB-3D”、“DB-2.5D”、“DB-2D”。

(3)中部缺陷形成原因:主要出現(xiàn)在豎向灌漿套筒連接件，在灌漿完成后，出漿口或坐漿層封堵不及時，導致空氣倒灌進入灌漿套筒連接件內(nèi)，形成中部缺陷。

中部缺陷:在鋼筋中部纏繞泡沫膠帶設置環(huán)向缺陷，缺陷厚度為5 mm，缺陷長度為2.5D。試件編號為“ZB-2.5D”。

1.3 材料性能

1.3.1 鋼筋的材料性能

套筒連接鋼筋統(tǒng)一采用直徑14 mm的HRB400帶肋鋼筋，鋼筋的材料力學性能實測值見表2。鋼筋材料試驗結果滿足《鋼筋機械連接技術規(guī)程》(JGJ 107-2016)[9]相關規(guī)范要求。

表2 鋼筋材料力學性能實測值

1.3.2 灌漿料的材料性能

依據(jù)《鋼筋連接用套筒灌漿料》(JGT 408-2019)[10]要求，制作尺寸為40 mm×40 mm×160 mm、40 mm×40 mm×40 mm灌漿料試塊，將試塊與已完成的灌漿套筒放在同等條件下養(yǎng)護28 d，測量其抗折強度、抗壓強度。

灌漿料抗折強度三次試驗結果平均值為23.6 MPa，抗壓強度三次試驗結果平均值為88.1 MPa，試驗結果滿足規(guī)范要求。

流動度試驗應采用灌漿試件同批次灌漿料，根據(jù)規(guī)范，流動度主要測試拌漿完成時的初始流動值和30 min的流動值，見表3。由表3可知，本次流動度試驗三次試驗結果均大于流動度標準值，試驗結果滿足規(guī)范要求。

表3 灌漿料流動度屬性

1.4 應變片的布設

1.4.1 鋼筋上應變片的布設

在鋼筋打磨后的縱肋處粘貼應變片，測得鋼筋在拉伸過程中產(chǎn)生的應力及應變的變化規(guī)律。鋼筋上應變片的布設如圖4、圖5所示。

圖4 上部鋼筋應變片粘貼點示意圖(單位:mm)

圖5 下部鋼筋應變片粘貼點示意圖(單位:mm)

1.4.2 套筒上應變片的布設

套筒上應變片的粘貼過程與鋼筋一致，為測得與鋼筋大致對應的應力、應變分布規(guī)律。在注漿口及出漿口背面打磨280 mm×5 mm的平面粘貼應變片。套筒上應變片的布設如圖6所示。

圖6 套筒應變片粘貼點示意圖(單位:mm)

2 試驗結果及分析

2.1 試驗現(xiàn)象和結果

全套筒灌漿連接試件在單向拉伸實驗中主要存在鋼筋拉斷破壞、鋼筋與灌漿料之間的黏結滑移破壞等兩種破壞模式，如圖7、圖8所示。

圖7 鋼筋拉斷破壞

圖8 黏結滑移破壞

對于鋼筋拉斷破壞的試件(如BM試件)，荷載-位移曲線如圖9所示，由荷載-位移曲線可以得出:鋼筋拉斷破壞過程分為四個階段。在彈性階段內(nèi)，連接件的端部位移隨荷載的增加呈直線上升，在此階段內(nèi)，試件的荷載增量較大，但其位移增量較小，試件的整體剛度仍保持著較大值，通過觀察試驗現(xiàn)象，灌漿端端部灌漿料沒有出現(xiàn)任何裂縫，說明試件的整體性保持良好。當BM試件荷載升至64.7 kN后，試件開始進入屈服階段，在此階段內(nèi)，試件的荷載增量較小，但其位移增量較大，且鋼筋的荷載-位移曲線呈上凸型曲線上升，通過觀察試驗現(xiàn)象，灌漿端端部灌漿料開始出現(xiàn)細微裂縫，試件的端部處開始出現(xiàn)破壞。隨后試件進入強化階段，在此階段內(nèi)，試件的荷載增量較小，但其位移增量達到最大。當BM試件荷載升至90.8 kN后，試件達到最大承載力，通過觀察試驗現(xiàn)象，灌漿端端部灌漿料開始出現(xiàn)裂縫，端部有部分灌漿料開始剝落，且試件的端部處出現(xiàn)錐型破壞，即劈裂式破壞。隨后試件進入頸縮階段，頸縮階段試件在套筒外的鋼筋迅速破壞。

圖9 BM試件(鋼筋拉斷破壞)荷載-位移圖

圖10 DB-2.5D試件(黏結滑移破壞)荷載-位移圖

對于鋼筋屈服后與灌漿料的黏結滑移破壞的試件(如DB-2.5D試件)，荷載-位移曲線如圖10所示，由荷載-位移曲線可以得出:黏結滑移試件破壞過程大致分為三個階段。在彈性階段內(nèi)，試件的端部位移隨荷載的增加呈直線上升，此階段內(nèi)，整體試件處于彈性階段，荷載增量大，但位移增量較小，通過試驗現(xiàn)象的觀察，可以看出灌漿端端口沒有出現(xiàn)灌漿料裂縫及剝落，試件整體性良好。當施加荷載達到69.9 kN后，試件進入屈服強化階段，此階段內(nèi)，荷載增量較小，位移增量顯著增大，通過試驗現(xiàn)象的觀察，可以看出灌漿端端口灌漿料略微有向外凸出的跡象，且灌漿料出現(xiàn)少量細微裂縫。當荷載增至90.9 kN后，試件達到極限抗拉強度，通過試驗現(xiàn)象的觀察，可以看出端口灌漿料裂縫在緩慢增大，隨后開始剝落，端口呈現(xiàn)錐型破壞，接著端部灌漿料處鋼筋逐漸顯露，最后鋼筋整體被緩慢拔出。

通過試驗發(fā)現(xiàn)套筒與灌漿料之間未出現(xiàn)灌漿料整體拔出，說明套筒與灌漿料之間有足夠的錨固力，套筒能夠有效地約束灌漿料，這也表明套筒設計符合規(guī)范要求[11]。

2.2 承載力分析

經(jīng)過計算與分析，由試驗數(shù)據(jù)分析得到各試件的極限承載力、抗拉強度、屈服強度、屈服力與破壞模式，如表4所示。

表4 極限承載力及破壞模式

由表4可知:BM作為標準組連接件，BM抗拉強度值為5組試件中最大值，破壞模式為鋼筋拉斷；DB-2D、DB-2.5D、DB-3D三組試件中，缺陷長度越大，其抗拉強度值越小，三組試件抗拉強度均小于BM標準組，當缺陷長度小于2.5D時，破壞模式為鋼筋拔斷破壞，當缺陷長度大于或等于2.5D時，破壞模式為鋼筋拔出破壞；ZB-2.5D試件中，其抗拉強度為82.7 kN，中部缺陷減小了試件的抗拉強度，其抗拉強度值小于BM標準組，破壞模式均為鋼筋拔出破壞。

2.3 荷載-應變曲線分析

各試件鋼筋表面荷載-應變關系見圖11～圖15。從整體趨勢上看，鋼筋錨固段及端口的應變隨荷載的增加由套筒中部向套筒端部逐步呈現(xiàn)直線增加趨勢。

(a)BM-鋼筋-上 (b)BM-鋼筋-下

(a)DB-2D-鋼筋-上 (b)DB-2D-鋼筋-下

(a)DB-2.5D-鋼筋-上 (b)DB-2.5D-鋼筋-下

(a)DB-3D-鋼筋-上 (b)DB-3D-鋼筋-下

(a)ZB-2.5D-鋼筋-上 (b)ZB-2.5D-鋼筋-下

從加載過程來看:

(1)BM試件在加載初期，套筒中部鋼筋應變增長緩慢，套筒端部鋼筋應變增長迅速，當荷載增至60 kN(即鋼筋屈服強度)，套筒中部鋼筋應變?nèi)员３志徛鲩L，套筒端部鋼筋應變保持快速增長并達到最大值。

(2)DB-2D、DB-2.5D、DB-3D試件在加載初期，套筒中部缺陷處鋼筋應變保持不變，套筒端部鋼筋應變增長迅速，當荷載增至60 kN(即鋼筋屈服強度)，套筒中部鋼筋應變?nèi)员３植蛔?，套筒端部鋼筋應變保持快速增長并達到最大值。

(3)ZB-2.5D試件在加載初期，套筒中部鋼筋應變增長緩慢，錨固段鋼筋中部缺陷處應變與臨近側應變增長保持一致且應變值相近，套筒端部鋼筋應變增長迅速，當荷載增至60 kN(即鋼筋屈服強度)，套筒中部鋼筋應變?nèi)员３志徛鲩L，套筒中部鋼筋應變與臨近側應變增長仍保持一致且應變值相近，套筒端部鋼筋應變保持快速增長并達到最大值。

3 結論

在國內(nèi)外研究灌漿套筒的基礎上，針對灌漿套筒在實際施工過程中可能產(chǎn)生的缺陷進行研究，并對全灌漿套筒單向拉伸試驗數(shù)據(jù)結果進行分析。主要針對試件破壞模式及試驗現(xiàn)象、試件承載力及受力分析、鋼筋和套筒的荷載-應變曲線分析、端部荷載-位移曲線分析四方面開展研究，得出以下結論:

(1)連接件破壞模式分為兩種:鋼筋拉斷破壞，鋼筋與灌漿料之間的黏結滑移破壞。兩種破壞模式的臨界點是:鋼筋抗拉強度與灌漿料鋼筋之間機械咬合力的大小。

(2)試件承載力分析為:各類缺陷減小試件的承載力。其中，BM標準組承載力最大；DB-2D、DB-2.5D、DB-3D三組試件承載力依次減小；ZB-2.5D試件承載力小于BM標準組承載力。

(3)鋼筋的荷載-應變曲線分析為:在缺陷存在的情況下，錨固段的鋼筋應變由套筒中部向套筒端部增大，各類缺陷導致缺陷處鋼筋應變減小。