張望喜，王嘉，趙學(xué)濤，李靜賢，盧立星，曹亞棟

（1.工程結(jié)構(gòu)損傷診斷湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（湖南大學(xué)），湖南長(zhǎng)沙 410082；2.湖南大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南長(zhǎng)沙 410082）

裝配式混凝土（PC）結(jié)構(gòu)作為建筑工業(yè)化中的重要結(jié)構(gòu)形式之一，國(guó)家對(duì)其研究和應(yīng)用進(jìn)行了大力推廣，并陸續(xù)出臺(tái)了相關(guān)政策.與此同時(shí)，灌漿套筒作為PC 結(jié)構(gòu)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(jiǎn)稱連接）的性能直接影響著PC 結(jié)構(gòu)的整體性與可靠性，因此眾多學(xué)者對(duì)其開(kāi)展了研究.大量室溫下套筒灌漿連接的研究發(fā)現(xiàn)，其力學(xué)性能與連接鋼筋自身特性（直徑、強(qiáng)度、形狀等）［1-3］、灌漿料自身特性（強(qiáng)度、養(yǎng)護(hù)齡期等）［2-5］、套筒內(nèi)部構(gòu)造［4-5］和鋼筋錨固長(zhǎng)度［3，6］等有關(guān)，在一定范圍內(nèi)增大鋼筋錨固長(zhǎng)度、灌漿料強(qiáng)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(xué)者還進(jìn)行了新型套筒灌漿連接的研究［7-9］.

實(shí)際工程中，構(gòu)件制作誤差、施工操作不規(guī)范等原因可能導(dǎo)致灌漿套筒內(nèi)的鋼筋出現(xiàn)偏心［10］，就此部分學(xué)者進(jìn)行了鋼筋偏心對(duì)套筒灌漿連接力學(xué)性能的影響研究.Huang 等［11］對(duì)室溫下的半套筒灌漿連接進(jìn)行單向拉伸，發(fā)現(xiàn)6 mm 的鋼筋軸線偏心對(duì)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(jì).Xu 等［12］研究了鋼筋軸線偏心對(duì)套筒灌漿連接早期黏結(jié)滑移性能的影響，結(jié)果表明局部黏結(jié)強(qiáng)度隨著偏心距的增大而減小，但這種影響隨著鋼筋錨固長(zhǎng)度的增加而減弱，對(duì)于錨固長(zhǎng)度足夠的試件，鋼筋軸線偏心對(duì)試件破壞模式和抗拉強(qiáng)度的影響較小，但是會(huì)增大鋼筋與灌漿料之間的滑移.陳建偉等［13］通過(guò)試驗(yàn)和有限元模擬研究了鋼筋垂直與斜向偏心對(duì)套筒灌漿連接性能的影響，指出兩種鋼筋偏心均會(huì)導(dǎo)致灌漿料的不對(duì)稱分布，促使套筒內(nèi)部灌漿料局部破壞嚴(yán)重形成薄弱區(qū)，進(jìn)而影響試件性能，且鋼筋直徑越大，影響越明顯.

火災(zāi)作為建筑常見(jiàn)災(zāi)害之一，會(huì)直接對(duì)PC 結(jié)構(gòu)產(chǎn)生影響，但現(xiàn)行規(guī)范《裝配式混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》（JGJ 1—2014）和《建筑設(shè)計(jì)防火規(guī)范》（GB 50016—2014）均未給出PC 結(jié)構(gòu)抗火的具體要求，近幾年，部分學(xué)者開(kāi)展了高溫對(duì)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(hù)層和施工缺陷對(duì)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(jié)滑移機(jī)理，結(jié)果顯示：中低溫時(shí)，連接發(fā)生鋼筋拉斷破壞，高溫時(shí)，破壞模式轉(zhuǎn)變?yōu)殇摻畎纬銎茐?，相同條件下，澆水冷卻對(duì)高溫后連接性能的影響大于自然冷卻，且混凝土保護(hù)層能在一定程度上降低高溫的影響；同時(shí)還得出施工缺陷會(huì)降低鋼筋與灌漿料之間的黏結(jié)性能.Wang 等［19］通過(guò)對(duì)套筒灌漿連接試件進(jìn)行恒載升溫和恒溫加載發(fā)現(xiàn)，恒載升溫的試件力學(xué)性能優(yōu)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(dāng)前，學(xué)者們開(kāi)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(wú)缺陷套筒灌漿連接性能研究，但對(duì)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(duì)象，研究鋼筋直徑、軸線偏心和處理溫度對(duì)單向拉伸作用下HGSC 力學(xué)性能和可靠性的影響，并結(jié)合已有研究給出工程建議.本文研究成果可用于火災(zāi)后PC 結(jié)構(gòu)安全性評(píng)定，為其診斷和加固提供理論支持.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

我國(guó)規(guī)范《鋼筋套筒灌漿連接應(yīng)用技術(shù)規(guī)程》（JGJ 355—2015）［10］規(guī)定套筒灌漿連接的鋼筋直徑不宜小于12 mm，同時(shí)結(jié)合高溫試驗(yàn)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(guò)程中，灌漿套筒與連接鋼筋對(duì)位時(shí)可能出現(xiàn)偏位的情況，將試件分為無(wú)缺陷對(duì)照組和鋼筋軸線偏心組.套筒灌漿連接主要位于構(gòu)件內(nèi)部，故火災(zāi)下其溫度一般低于建筑物受火溫度［20］，試驗(yàn)共設(shè)置了3 個(gè)溫度，分別為室溫（約25 ℃）、300 ℃和600 ℃.試驗(yàn)共制作了48 個(gè)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(guó)規(guī)范《鋼筋套筒灌漿連接應(yīng)用技術(shù)規(guī)程》（JGJ 355—2015）［10］規(guī)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(zhǎng)度分別設(shè)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(shí)，首先將螺紋端鋼筋根據(jù)套筒螺紋參數(shù)進(jìn)行滾絲處理，施加規(guī)范規(guī)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(duì)應(yīng)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(lái)控制，以準(zhǔn)確確定灌漿端鋼筋位置，同時(shí)防止灌漿時(shí)灌漿料從兩端流出，進(jìn)而最大程度上保證內(nèi)部灌漿料的飽滿，防止其他潛在缺陷的產(chǎn)生.

試驗(yàn)初期制作的HGSC 雖然滿足理論螺紋長(zhǎng)度，但在單向拉伸作用下仍然出現(xiàn)了套筒滑絲破壞，分析原因?yàn)槁菁y端加工質(zhì)量不佳，導(dǎo)致試件較早發(fā)生破壞，這將影響本文預(yù)測(cè)溫度和鋼筋軸線偏心的影響.為解決這一問(wèn)題，文獻(xiàn)［11］建議增長(zhǎng)螺紋連接長(zhǎng)度，但針對(duì)成品套筒和制作完成的HGSC 難以實(shí)現(xiàn)，就此本文對(duì)螺紋端的鋼筋均進(jìn)行了焊接加固.

1.2 材料力學(xué)性能

試驗(yàn)采用直徑為14 mm、18 mm、22 mm 和25 mm的HRB400 強(qiáng)度等級(jí)鋼筋，與文獻(xiàn)［18］中的材料為同一批次，并依據(jù)《金屬材料拉伸試驗(yàn)第1 部分：室溫試驗(yàn)方法》（GB/T 228.1—2010）［22］進(jìn)行室溫下鋼筋的材料性能試驗(yàn)，結(jié)果見(jiàn)表2.

表2 鋼筋力學(xué)性能Tab.2 Mechanical properties of rebars

灌漿料采用專業(yè)公司生產(chǎn)的預(yù)制構(gòu)件鋼筋連接用灌漿材料，并在制作HGSC 時(shí)，預(yù)留灌漿料試件（40 mm×40 mm×160 mm）并養(yǎng)護(hù)28 d，其后按照《水泥膠砂強(qiáng)度檢驗(yàn)方法》（GB/T 17671—1999）［23］進(jìn)行材料性能試驗(yàn)，得到灌漿料的平均抗折強(qiáng)度為12.55 MPa，平均抗壓強(qiáng)度為85.53 MPa.

灌漿套筒采用專業(yè)公司生產(chǎn)的JM 半灌漿套筒，所用材料的抗拉強(qiáng)度為610 MPa，符合我國(guó)規(guī)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(yàn)采用高溫電加熱爐和KSY-6D-T 型溫控箱來(lái)控制試件升溫，如圖2 所示.結(jié)合試驗(yàn)條件與實(shí)際情況，試件由室溫開(kāi)始以10 ℃/min 的升溫速率進(jìn)行加熱，待爐內(nèi)溫度到達(dá)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(jiàn)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(xué)WAW-E600C 微機(jī)控制電液伺服萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)，將室溫和高溫后的HGSC 以5 mm/min 的位移速率進(jìn)行單向拉伸，直至連接鋼筋被拉斷或拔出，試驗(yàn)加載裝置見(jiàn)圖4.加載時(shí)灌漿端鋼筋朝上，以便試件加載結(jié)束后觀察套筒內(nèi)灌漿料的破壞情況.

加載過(guò)程中的拉伸荷載直接由試驗(yàn)機(jī)獲得，而圖1 標(biāo)記段的位移通過(guò)LVDT 動(dòng)態(tài)應(yīng)變儀來(lái)實(shí)時(shí)測(cè)量.LVDT通過(guò)自行設(shè)計(jì)制作的高強(qiáng)度彈簧夾具固定在連接鋼筋的標(biāo)記點(diǎn)上，然后將LVDT探針接觸夾具延伸出來(lái)的端板，通過(guò)測(cè)量?jī)蓨A具端板之間的位移來(lái)計(jì)算標(biāo)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(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)數(shù)據(jù)與試驗(yàn)現(xiàn)象

高溫后HGSC 的試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表3，試驗(yàn)中出現(xiàn)了鋼筋拉斷與鋼筋拔出兩種破壞模式，見(jiàn)圖5.標(biāo)記段內(nèi)測(cè)得的變形主要由套筒內(nèi)鋼筋滑移和標(biāo)記段內(nèi)套筒外鋼筋變形組成，故在HGSC 極限荷載狀態(tài)下，套筒內(nèi)鋼筋滑移Su可由標(biāo)記段變形Δu減去標(biāo)記段內(nèi)套筒外鋼筋變形Su，sr得到，Su，sr可由該荷載下鋼筋的伸長(zhǎng)率δ計(jì)算得到.HGSC 為鋼筋拉斷破壞時(shí)，δ為相同高溫后的鋼筋最大力伸長(zhǎng)率，HGSC 為拔出破壞時(shí)，其極限荷載可能小于對(duì)應(yīng)的鋼筋極限荷載，此時(shí)可將連接的極限荷載對(duì)應(yīng)到相同高溫后鋼筋的荷載-位移曲線上，得到對(duì)應(yīng)的鋼筋位移后求得δ.對(duì)照組鋼筋的荷載-位移曲線參考文獻(xiàn)［18］.

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

由表3 可得，試驗(yàn)未出現(xiàn)文獻(xiàn)［11］和［25］中發(fā)生的套筒滑絲破壞，說(shuō)明在HGSC 螺紋端處進(jìn)行焊接可以有效地解決螺紋加工質(zhì)量不佳的問(wèn)題，避免滑絲破壞的發(fā)生.對(duì)于鋼筋拉斷破壞的試件，鋼筋斷點(diǎn)隨機(jī)分布在螺紋端與灌漿端鋼筋上，部分試件還出現(xiàn)了灌漿端鋼筋的明顯滑動(dòng).室溫下及300 ℃高溫后，HGSC 均發(fā)生鋼筋拉斷破壞，600 ℃高溫后，鋼筋直徑為14 mm的HGSC不發(fā)生破壞模式改變，但鋼筋直徑為18 mm、22 mm 和25 mm 的HGSC 轉(zhuǎn)變?yōu)殇摻畎纬銎茐?，可?jiàn)中低溫時(shí)，連接發(fā)生鋼筋拉斷破壞，但處理溫度足夠高時(shí)，連接的破壞形式可能轉(zhuǎn)變?yōu)殇摻畎纬銎茐模忆摻钪睆皆酱?，越可能發(fā)生破壞模式的轉(zhuǎn)變.施工缺陷對(duì)破壞模式的影響可以忽略不計(jì).

表3 高溫后半套筒灌漿連接的試驗(yàn)結(jié)果Tab.3 Results of post-fire HGSCs

續(xù)表

試件破壞后觀察灌漿料的破壞程度可以發(fā)現(xiàn)，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(xiàn)了嚴(yán)重的破碎脫落，并且灌漿端鋼筋有明顯滑動(dòng)；鋼筋直徑為18 mm的HGSC在室溫和300°C高溫后，試件破壞時(shí)端部灌漿料均出現(xiàn)了輕微的破碎脫落，且在300 ℃時(shí)，缺陷組有一個(gè)試件的灌漿端鋼筋有明顯滑動(dòng)；鋼筋直徑為22 mm 和25 mm 的HGSC 在發(fā)生鋼筋拉斷時(shí)，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(shí)，有缺陷試件均出現(xiàn)了灌漿端鋼筋的明顯滑動(dòng).可見(jiàn)，溫度越高，鋼筋直徑越大，灌漿料破壞程度越嚴(yán)重，且鋼筋軸線偏心組的灌漿料破碎脫落程度越嚴(yán)重.

2.2 荷載分析

屈服荷載（極限荷載）的溫度影響系數(shù)Fy/Fy，room（Fu/Fu，room）、偏心影響系數(shù)Fy/Fy，cen（Fu/Fu，cen）和受溫度與偏心共同影響的系數(shù)Fy/Fy，cen+room（Fu/Fu，cen+room）分別見(jiàn)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(shù)Fig.6 Ratio of force affected by temperature

圖7 荷載的偏心影響系數(shù)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(shí)，300 ℃高溫后的Fy/Fy，room和Fu/Fu，room可能大于也可能小于1，說(shuō)明300 ℃高溫對(duì)連接的荷載沒(méi)有影響，而600 ℃高溫后，連接的荷載均小于室溫下對(duì)應(yīng)的荷載，此時(shí)屈服荷載（極限荷載）最小為室溫下對(duì)應(yīng)荷載的78%（93%）.由圖7 可得，鋼筋直徑和處理溫度相同時(shí)，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(shuō)明此時(shí)鋼筋軸線偏心對(duì)連接的荷載沒(méi)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(wú)缺陷組試件對(duì)應(yīng)的荷載，最小為無(wú)缺陷試件對(duì)應(yīng)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(shí)，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(shí)連接均發(fā)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(fā)生鋼筋拔出破壞，此時(shí)連接的性能主要受鋼筋與灌漿料之間的黏結(jié)性能影響，該高溫后連接的荷載低于室溫下對(duì)應(yīng)的荷載，且鋼筋軸線偏心試件降低程度大于無(wú)缺陷試件，說(shuō)明600 ℃高溫和鋼筋軸線偏心均會(huì)削弱鋼筋與灌漿料之間的黏結(jié)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(wú)關(guān).

圖8 荷載受溫度和偏心共同作用的影響系數(shù)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(shù)Su/Su，room、偏心影響系數(shù)Su/Su，cen和受溫度與偏心共同影響的系數(shù)Su/Su，cen+room分別見(jiàn)圖9（a）、（b）、（c）.

由圖9（a）可得，當(dāng)鋼筋直徑和軸線偏心率相同時(shí)，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(duì)應(yīng)滑移量的284%，說(shuō)明高溫會(huì)導(dǎo)致鋼筋與灌漿料之間的黏結(jié)性能退化，進(jìn)而導(dǎo)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(duì)應(yīng)滑移量的47%.雖然此時(shí)鋼筋與灌漿料之間的黏結(jié)性能進(jìn)一步退化，但連接發(fā)生拔出破壞，極限荷載可能變得更小，進(jìn)而導(dǎo)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(shí)，Su/Su，cen均大于1，說(shuō)明鋼筋軸線偏心會(huì)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(wú)缺陷試件對(duì)應(yīng)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(shù)Fig.9 Ratio of bond-slip under ultimate force of HGSCs

由圖9（c）可進(jìn)一步得到，鋼筋直徑相同時(shí)，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(wú)缺陷組試件，但這些影響與鋼筋直徑無(wú)關(guān)；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(guān)，對(duì)于鋼筋直徑為14 mm 的HGSC，均發(fā)生鋼筋拉斷破壞，滑移量變得更大，且?guī)т摻钶S線偏心的連接增加更多，對(duì)于其他鋼筋直徑的HGSC，均發(fā)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(jì)算［16］.

等效彈性模量的溫度影響系數(shù)E/Eroom、偏心影響系數(shù)E/Ecen和受溫度與偏心共同影響的系數(shù)E/Ecen+room分別見(jiàn)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(wú)關(guān)，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(shù)Fig.10 Ratio of equivalent elastic modulus

3 與已有研究的比較與討論

目前，除文獻(xiàn)［18］中涉及的本課題組前期工作外，尚未發(fā)現(xiàn)高溫后帶鋼筋軸線偏心的HGSC 在單向拉伸作用下的公開(kāi)試驗(yàn)結(jié)果.

3.1 可靠情況分析

我國(guó)規(guī)范《鋼筋套筒灌漿連接應(yīng)用技術(shù)規(guī)程》（JGJ 355—2015）［10］認(rèn)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(fā)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(duì)高溫后連接的影響，將發(fā)生此類破壞的連接視為處于臨界狀態(tài).本文與文獻(xiàn)［18］試件的可靠情況見(jiàn)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(wú)滑動(dòng)鋼筋拉斷轉(zhuǎn)變?yōu)榕R界狀態(tài)的帶明顯鋼筋滑動(dòng)的鋼筋拉斷，最后甚至轉(zhuǎn)變?yōu)椴豢煽康陌纬銎茐?，說(shuō)明高溫會(huì)降低連接性能，削弱鋼筋與灌漿料之間的黏結(jié)性能，且對(duì)黏結(jié)強(qiáng)度的影響大于對(duì)鋼筋強(qiáng)度的影響.連接鋼筋直徑越大，溫度對(duì)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(wú)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(wú)偏心試件處于可靠狀態(tài)，但η為50%的試件均處于臨界狀態(tài)，η為100%的試件在室溫下就已處于臨界狀態(tài).可見(jiàn)鋼筋軸線偏心會(huì)導(dǎo)致HGSC 內(nèi)的鋼筋更易發(fā)生滑動(dòng)，促使拔出破壞的發(fā)生，并且隨著鋼筋軸線偏心率的增大，這種影響越來(lái)越大.分析其原因?yàn)殇摻钶S線偏心致使鋼筋一側(cè)的灌漿料厚度小于另一側(cè)，進(jìn)而促使黏結(jié)強(qiáng)度無(wú)效區(qū)域的出現(xiàn)，降低鋼筋與灌漿料之間的黏接面積，從而導(dǎo)致套筒連接性能降低［13，18］.可見(jiàn)，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(píng)估

Ling 等［4］建議采用以下幾個(gè)指標(biāo)來(lái)評(píng)估套筒灌漿連接性能：

式中：Ry、Rs和Rd分別為屈服比、強(qiáng)度比和延性比；Fsy為連接鋼筋屈服強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值對(duì)應(yīng)的荷載.指標(biāo)要求為Ry≥1.0，Rs≥1.25和Rd≥4［4，26］.

我國(guó)規(guī)范《鋼筋套筒灌漿連接應(yīng)用技術(shù)規(guī)程》（JGJ 355—2015）［10］對(duì)于套筒灌漿連接還有更多的要求：

式中：Ru為強(qiáng)度比值；Fsu為連接鋼筋抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值對(duì)應(yīng)的荷載.我國(guó)規(guī)范要求，當(dāng)連接發(fā)生套筒外鋼筋斷裂時(shí)Ru≥1.0，拔出破壞時(shí)Ru≥1.15［10］.

本文和文獻(xiàn)［18］的高溫后HGSC 的性能評(píng)估結(jié)果見(jiàn)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(guó)規(guī)范要求.可見(jiàn)我國(guó)規(guī)范［10］對(duì)HGSC 提出了比Ling 等［4］以及國(guó)外規(guī)范［26］更高的要求，就此建議在工程及研究中對(duì)HGSC 進(jìn)行性能評(píng)估時(shí)，也應(yīng)適當(dāng)參考我國(guó)規(guī)范［10］.發(fā)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(dòng)的試件的強(qiáng)度比值Ru小于或略大于1.15.由3.1 節(jié)的分析得出，高溫和鋼筋軸線偏心率會(huì)促使高溫后HGSC 發(fā)生破壞模式轉(zhuǎn)變，因此帶明顯鋼筋滑動(dòng)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(zhuǎn)變?yōu)榘纬銎茐模覈?guó)規(guī)范對(duì)Ru的要求將由大于1.0 變?yōu)榇笥?.15，導(dǎo)致這部分試件變得不被接受.故對(duì)HGSC及含該連接的PC結(jié)構(gòu)進(jìn)行設(shè)計(jì)施工或火災(zāi)后的性能評(píng)估與修復(fù)時(shí)，應(yīng)考慮火災(zāi)和鋼筋軸線偏心的影響，最終要求HGSC 破壞時(shí)不發(fā)生鋼筋拔出破壞，且發(fā)生鋼筋斷裂破壞時(shí)，鋼筋與灌漿料之間也不出現(xiàn)明顯滑移.

圖11 高溫后半套筒灌漿連接的性能評(píng)估結(jié)果Fig.11 Performance evaluation results of post-fire HGSCs

4 結(jié)論

1）單向受拉的高溫后帶鋼筋軸線偏心的HGSC主要發(fā)生鋼筋拉斷破壞與拔出破壞.高溫和鋼筋軸線偏心會(huì)促使連接的破壞模式由鋼筋拉斷轉(zhuǎn)變?yōu)殇摻畎纬觯疫@種影響隨鋼筋直徑增大而增大.

2）發(fā)生鋼筋拔出破壞的HGSC 難以滿足我國(guó)規(guī)范《鋼筋套筒灌漿連接應(yīng)用技術(shù)規(guī)程》（JGJ 355—2015）［10］要求，發(fā)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(duì)HGSC 及含該連接的PC 結(jié)構(gòu)進(jìn)行設(shè)計(jì)施工、災(zāi)后性能評(píng)估與加固時(shí)，考慮火災(zāi)溫度與鋼筋軸線偏心程度的影響.

3）在HGSC 螺紋端進(jìn)行焊接可以有效解決螺紋端加工質(zhì)量不佳的問(wèn)題，避免發(fā)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?guī)т摻钶S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(duì)應(yīng)荷載的78%和93%，而缺陷組試件的屈服和極限荷載進(jìn)一步最大下降至無(wú)缺陷組試件對(duì)應(yīng)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(wú)關(guān).

5）鋼筋直徑會(huì)影響高溫后HGSC 的破壞模式，進(jìn)而影響連接極限荷載下的鋼筋滑移量，對(duì)于鋼筋拉斷破壞的連接，該滑移量隨溫度升高而增大，對(duì)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(shí)隨溫度升高而減小，如600 ℃高溫后，當(dāng)連接的鋼筋直徑為14 mm 時(shí)，連接極限荷載下的鋼筋滑移量最大為室溫下的284%，當(dāng)連接其他直徑的鋼筋時(shí)，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(huì)增大高溫后連接極限荷載下的鋼筋滑移量，最大增加至無(wú)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(wú)關(guān)，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%.