灌漿不足對鋼筋套筒連接力學性能影響試驗

匡志平， 鄭冠雨， 焦雪濤

(同濟大學 土木工程學院， 上海 200092)

灌漿套筒在建筑中的應用始自20世紀60年代的美國.余占疏博士首次發(fā)明了鋼筋連接用灌漿套筒，即NMB套筒，并獲得專利[1].他將這種技術首先使用在檀香山一棟38層的Ala Moana旅館建筑中，用于連接框架中的預制混凝土柱.

鋼筋套筒灌漿連接是在金屬套筒中插入帶肋鋼筋并通過灌漿料拌合物硬化而實現傳力的鋼筋連接方式[2].該連接包括連接用灌漿套筒和連接用灌漿料兩部分.連接所用的金屬套筒，通常采用鑄造工藝或者機械加工工藝制造，通過灌漿料的傳力作用連接帶肋鋼筋[3].灌漿料是一種以水泥為基本材料，并配以細骨料、混凝土外加劑及其他材料混合而成的干混料，加水攪拌后具有規(guī)定的流動性、早強、高強、微膨脹等性能，填充于灌漿套筒與連接鋼筋間隙內，并實現鋼筋與灌漿套筒的可靠傳力[4].這種連接方法具有較高的抗拉、抗壓強度，連接可靠，國內外很多專家學者都針對這種連接形式做過大量的研究.

2000年，美國的Kim等對比了使用灌漿鋼套筒連接技術的預制柱與現掩柱在地震作用下的響應[5]，對比了極限承載力、延性、耗能能力及破壞模式等指標，發(fā)現灌漿料強度及施工中鋼筋的對中精度對抗震性能影響較大，而經過合理設計與施工的預制柱構件抗震性能良好，達到了現澆構件的水平.

2015年，埃及的Henin等提出了一種新型灌漿套筒，通過試驗和理論分析研究了該套筒的承載能力及灌漿料與套筒間的摩擦系數[6].研究結果表明，套筒長度取16倍鋼筋直徑時可保證接頭的極限承載力大于單根連接鋼筋的極限承載力：套筒內壁削切3mm髙的螺紋可防止套筒與灌漿料之間發(fā)生滑移破壞；設計該套筒時，灌漿料與鋼筋間的等效摩擦系數可近似取1.0.

我國灌漿套筒連接的研究與應用水平相對落后，由于缺乏詳實的理論分析和試驗數據，工程界對預制裝配結構的抗震性能一直心存疑慮.

2015年，東南大學的鄭永峰和郭正興等制作了9個用低合金無縫鋼管通過冷滾壓工藝形成的新型變形灌漿套筒進行了試驗和有限元分析[7-9].通過接頭單向拉伸試驗，主要研究了套筒的約束機理及約束應力分布，試驗研究表明，套筒內腔結構對套筒的約束機理及應變分布有顯著影響，套筒應變分布與內腔結構對應，在光滑段和變形段表現出不同的規(guī)律.

對預制構件進行套筒灌漿連接時，灌漿料從灌漿孔注入套筒，通常認為當灌漿料從溢漿孔溢出時則灌漿完全.但在實際工程中，出于某些原因，可能出現灌漿料未完全填充套筒就從溢漿孔溢出的情況，此時若停止灌漿，已注入的灌漿料在本身的流動性和重力作用下成形、凝結、硬化，套筒內部出現脫空.對于豎向連接，脫空部分的存在使上側鋼筋在灌漿料中的錨固長度減小，影響了黏結承載力.對于水平連接，脫空部分的存在使灌漿料不能受到套筒的完全約束作用，使鋼筋和灌漿料以及灌漿料和套筒之間的黏結強度受到削弱，進而影響了連接的力學性能和變形性能.

目前關于灌漿料填充不足對套筒灌漿連接力學性能影響的研究尚存在以下不足：

(1) 灌漿料未充滿時，對水平、豎向預制構件的灌漿套筒連接的力學性能的影響，尚缺乏相應的研究；

(2) 不同灌漿料含量的(水平/豎向)套筒連接，力學性能的差異性研究；

(3) 滿足力學性能要求的灌漿料含量，缺乏相應研究.

1 試驗研究目的

試驗研究灌漿料未灌滿的水平、豎向鋼筋套筒灌漿連接件.對預制構件進行套筒灌漿連接時，灌漿料從灌漿孔注入套筒，通常認為當灌漿料從溢漿孔溢出時則灌漿完全.但在實際工程中，可能出現灌漿料未完全填充套筒就從溢漿孔溢出的情況，此時若停止灌漿，已注入的灌漿料在本身的流動性和重力作用下成形、凝結、硬化，從而套筒內部出現脫空.基于灌漿料本身具有一定的流動性以及重力作用，水平連接和豎向連接中灌漿料成形不同：對于豎向連接，將出現豎向套筒頂部完全脫空，如圖1a所示.對于水平連接，將出現水平套筒全長范圍內的上部脫空，如圖1b所示.

圖1 鋼筋套筒灌漿連接(灌漿料不足)截面

參考規(guī)范[4]，本文設計了多種豎向及水平鋼筋套筒灌漿連接試件，包含不同含量的灌漿料.試驗總共分三批進行，分別為單調拉伸試驗、高應力反復拉壓試驗和大變形反復拉壓試驗.試驗主要目的是研究豎向和水平鋼筋套筒灌漿連接在不同的灌漿料含量下的受力及變形性能，同時確定試件發(fā)生臨界破壞時的灌漿料含量.

2 套筒試驗方案

2.1 試件材料

試驗所用鋼筋連接用灌漿套筒由上海利物寶建筑科技有限公司提供，采用GT4 20型號套筒，其構造如圖2所示，構造尺寸見表1.連接鋼筋采用HRB400，直徑20 mm.套筒采用球墨鑄鐵制作，符合現行標準[10]要求.球墨鑄鐵套筒材料性能符合下列規(guī)定：抗拉強度≥550 MPa， 斷后伸長率≥5%，球化率≥85%.

鋼筋套筒連接用灌漿料采用利物寶建筑科技有限公司提供的超高強無收縮鋼筋連接用灌漿料，具有早強、高強、高流態(tài)、微膨脹等優(yōu)點的無機復合材料，對鋼筋無銹蝕且耐久性好.灌漿料攪拌時間3—5 min，拌合后于40min內灌注完成，逾時則應棄置不用.

圖2 全灌漿套筒縱剖面

表1 GT4 20套筒構造尺寸(mm)

Tab.1 GT4 20 sleeve construction size (mm)

長度孔徑定位L370D52S146.5L1180D140S228L2170D224L320D3/D425/22D5/D616/13

注：L為套筒長度；L1為套筒灌漿孔端長度；L2為套筒溢漿孔端長度；L3為套筒膠塞端長度；D為套筒外直徑；D1為套筒內直徑；D2為套筒膠塞端內直徑；D3為灌漿孔外直徑；D4為灌漿孔內直徑；D5為溢漿孔外直徑；D6為溢漿孔內直徑；S1為灌漿孔中心至套筒末端距離；S2為溢漿孔中心至套筒末端距離.

2.2 試件設計

試驗分三批進行，試件編號規(guī)則如圖3所示.第一批為單調拉伸試驗，第二批為高應力反復拉壓試驗， 第三批為大變形反復拉壓試驗，考慮灌漿料含量的影響，試件一覽表如表2所示.

圖3 試件編號規(guī)則說明

根據規(guī)范[11]，連接試件的測量標距應符合要求，如圖4所示.可知，L3為L+4d，其中L為套筒長度.試驗前用小標記、細劃線或細墨線標記標距L3.圖中套筒長度L為370 mm；寬口側鋼筋埋長(含橡膠塞長度)L1為180 mm；窄口側鋼筋埋長(含橡膠塞長度)L2為190 mm；總伸長率測量標距L3為450 mm；總伸長率測量標距L01為100 mm，鋼筋公稱直徑d為20 mm，鋼筋夾持及富余長度h為140 mm.

表2 試件編號表

圖4 測定標距位置

2.3 試件制作

進行反復拉壓試驗的試件，出于加載裝置需要，需將鋼筋進行端部墩粗直螺紋加工，加工后的鋼筋端部如圖5所示.

圖5 加工后的鋼筋鐓粗直螺紋端頭

單向拉伸試件制作過程包括模板制作、連接件定位、灌漿料攪拌、灌注等.嚴格控制用水量，確保灌漿料和水的質量比為13%左右，冬季用電水箱將水溫控制在20℃±1℃.攪拌好后需立即對漿料的流動性進行測定，要求流動性指標不小于300 mm，合格后方可灌漿.

根據規(guī)范[4]，試件的養(yǎng)護溫度應為20℃±1℃，相對濕度應大于90%.試件采用耐久性試驗室的養(yǎng)護箱進行養(yǎng)護，砂漿齡期28 d，設置養(yǎng)護溫度為20℃，相對濕度為93%.

2.4 加載裝置及加載制度

第一批為單調拉伸試驗，采用同濟大學工程耐久試驗室的電液伺服萬能材料試驗機，量程為500 kN，加載精度2 kN.

第二批為高應力反復拉壓試驗和大變形反復拉壓試驗.加載儀器為同濟大學建筑結構試驗室的200 t伺服作動器.

參考規(guī)范[11]，并根據預試驗的結果，確定所有試驗形式的3種加載制度為：① 單向拉伸：0→0.6fyk→0(測量殘余變形)→最大拉力(記錄抗拉強度)→0(測定最大力總伸長率).② 高應力反復拉壓：0→(0.9fyk→-0.5fyk)(反復20次)→破壞.③ 大變形反復拉壓： 0→(2εyk→-0.5fyk)(反復4次)→(5εyk→-0.5fyk)(反復4次)→破壞.加載制度是以應力與應變的形式表示的，試驗前需針對每個試件將其換算成力和位移的形式，以便設置伺服作動器的控制參數.鋼筋屈服前后采用不同的方式控制加載速度：鋼筋屈服前為荷載控制方式，屈服后為位移控制方式.在鋼筋彈性范圍內，試驗機的加載速率設置為37 kN·min-1，并保持試驗機控制器固定于這一速率位置上，直至獲得屈服點；屈服段過后，試驗機兩夾頭在力作用下的分離速率不超過0.5L01min-1.

2.5 測量內容和測量方法

荷載值全程由相應的數據采集系統(tǒng)自動記錄.荷載位移曲線由相應的數據采集系統(tǒng)自動記錄.位移計對稱布置于L3的兩側，如圖6a、6b中位移計A和位移計A′.圖中小圓圈表示固定螺栓；d表示鋼筋直徑，d=20 mm；進行單調拉伸試驗時既要測量最大總伸長率，又要測量標距L3內殘余變形，反復拉壓試驗只需要測量標距L3內殘余變形.

根據規(guī)范[11]，單向拉伸和反復拉壓試驗時的變形測量儀表應在鋼筋兩側對稱布置，如圖7所示，位移計A和位移計A′，取鋼筋兩側儀表讀數的平均值計算殘余變形值.按規(guī)定的3種加載制度加載并卸載后，在標距L3內測量變形.其中：u0為單向拉伸時，接頭試件加載至0.6fyk并卸載后在規(guī)定標距L3內的殘余變形；u20為高應力反復拉壓時，按第2種加載制度進行20次的反復拉壓并卸載，測量標距L3內的殘余變形；u4為大變形反復拉壓時，按第3種加載制度進行大變形反復拉壓循環(huán)4次并卸載后，測量標距L3內的殘余變形；u8為大變形反復拉壓時，按第3種加載制度進行大變形反復拉壓循環(huán)8次，卸載后，測量標距L3內的殘余變形.

圖6 試驗位移計布置(mm)

Fig.6 Gauge composition(mm)

總伸長率是指連接試件在最大力下一定標距內測得的總伸長率，記為Asgt, 檢驗時，按3種加載制度加荷至最大力時，采用如圖7所示的測量裝置.只在單調拉伸試驗時進行(規(guī)范要求L01≥100 mm，本試驗取為100 mm).最大力總伸長率Asgt為

(1)

1. 夾持區(qū)； 2. 測量區(qū)

應用上式計算時，當試件頸縮發(fā)生在套筒一側的鋼筋母材時，L01和L02應取另一側標記間加載前和卸載后的長度.當破壞發(fā)生在接頭長度范圍內時，L01和L02應取套筒兩側各自讀數的平均值.

2.6 材料性能試驗

灌漿料材料性能試驗包括棱柱體抗壓強度試驗.根據規(guī)范[4]的規(guī)定，灌漿料強度試驗方法按現行行業(yè)標準《水泥膠砂強度檢驗方法》GB/T 17671 的有關規(guī)定執(zhí)行.

根據現行國家標準《水泥膠砂強度檢驗方法》GB/T 17671—1999 的規(guī)定，灌漿料材性試驗試塊養(yǎng)護溫度20℃，相對濕度93%.取1組3個40 mm×40 mm×160 mm試件得到的6個抗壓強度測定值的算術平均值為試驗結果.如6個測定值中有一個超出6個平均值的±10%，就應剔除這個結果，而以剩下5個的平均數為結果.如果5個測定值中再有超過它們平均數±10%的，則此組結果作廢.

根據規(guī)范[4]，灌漿料的強度應滿足如下要求：1 d、3 d和28 d齡期的抗壓強度fc應分別不小于35 MPa、60 MPa和85 MPa.

根據規(guī)范[12]對鋼筋進行單調拉伸試驗.試驗時，對同一批次的縱筋保留長度為450 mm的3根進行靜力拉伸試驗，獲得鋼筋應力-應變曲線.

3 試驗結果及分析

3.1 材料性能試驗結果

灌漿料材料性能試驗統(tǒng)計結果如表3所示，表中C-01、C-02和C-03分別表示3個批次的試件組.

表3 灌漿料抗壓強度試驗統(tǒng)計結果

對于受力鋼筋，預留一組試件用鋼筋(每組3根)，進行力學性能試驗，強度結果見表4，表中C20-1、C20-2和C20-3分別表示直徑20 mm的帶肋鋼筋3根.

表4 鋼筋材料性能試驗結果

3.2 破壞形態(tài)

單向拉伸試驗中試件共出現了兩種破壞形態(tài)，分別為灌漿側鋼筋劈裂拔出(Ⅰ)和溢漿側鋼筋刮犁式拔出(Ⅱ).水平連接件都是灌漿側鋼筋劈裂拔出(Ⅰ)，如圖8所示，豎向連接件都是溢漿側(上側)鋼筋刮犁式拔出(Ⅱ)，如圖9所示，各試件破壞形態(tài)匯總見表5.對于水平連接件，灌漿側鋼筋錨固長度為8 d，溢漿側鋼筋的錨固長度為8.5 d，因此溢漿側鋼筋擁有比灌漿側鋼筋稍大的黏結承載力.同時，套筒溢漿側端部比灌漿側多設置了一道環(huán)肋，如圖2所示，這道環(huán)肋有效約束了溢漿側端部灌漿料，所以，水平連接件都發(fā)生灌漿側鋼筋的黏結破壞.由于水平連接的灌漿料并未充滿整個套筒筒體，脫空部分的存在使套筒對灌漿料的約束作用大幅減小，鋼筋與灌漿料之間的黏結強度被削弱，承載力下降，當鋼筋與灌漿料之間發(fā)生黏結破壞時，界面裂縫向外發(fā)展，缺乏套筒約束作用的那部分灌漿料發(fā)生劈裂，如圖8b 所示，故水平連接都發(fā)生灌漿側鋼筋劈裂拔出，如圖8a所示.對于試驗中豎向連接，灌漿側(下側)鋼筋的錨固長度為8 d，溢漿側(上側)鋼筋的錨固長度為4 d或5 d，溢漿側鋼筋在灌漿料中的錨固長度明顯小于灌漿側鋼筋，因此，溢漿側鋼筋的黏結承載力小于灌漿側鋼筋.試驗機對連接件施加的拉力不斷增大，當鋼筋與灌漿料之間的黏結應力達到上側鋼筋的黏結承載力時，溢漿側鋼筋發(fā)生黏結破壞.溢漿端部灌漿料開裂形成圓錐體并被鋼筋帶出，如圖9a所示，錐面與水平方向大致呈45°角.鋼筋發(fā)生刮犁式拔出破壞時，套筒內灌漿料形成光滑的圓柱面，如圖9b所示.

反復拉壓試驗中試件共出現了4種破壞形態(tài)，分別為灌漿側鋼筋劈裂拔出(Ⅰ)、溢漿側鋼筋刮犁式拔出(Ⅱ)、灌漿側鋼筋拉斷(Ⅲ)和溢漿側鋼筋拉斷(Ⅳ)，如圖10和圖11所示，各試件破壞形態(tài)匯總如表6和表7所示.反復拉壓時灌漿側鋼筋劈裂拔出破壞僅發(fā)生在水平連接，即H-HS-5和H-LD-5系列試件.溢漿側鋼筋錨固長度為4 d的豎向連接件，均發(fā)生溢漿側鋼筋刮犁式拔出破壞(Ⅱ).對于溢漿側鋼筋錨固長度為6 d的豎向連接件，反復拉壓時的破壞形態(tài)均為鋼筋拉斷破壞，且發(fā)生(Ⅲ)或(Ⅳ)也沒有一定規(guī)律.對于溢漿側鋼筋錨固長度為5 d的豎向連接件，大變形反復拉壓試驗時，破壞模式均為溢漿側鋼筋刮犁式拔出(Ⅱ)，這與單向拉伸試驗結果一致；但在高應力反復拉壓時發(fā)生鋼筋拉斷破壞，且發(fā)生(Ⅲ)或(Ⅳ)破壞沒有一定規(guī)律，這是與單向拉伸試驗相比，破壞形態(tài)發(fā)生改變僅有的一例.單向拉伸發(fā)生刮犁式黏結破壞，平均承載力為189.3 kN，相比高應力反復拉壓試驗鋼筋拉斷的平均承載力193.5 kN略低.這是因為進行高應力反復拉壓試驗的試件齡期相比單向拉伸試驗的試件多80 d左右，因此，灌漿料的強度有了小幅增長，使鋼筋與灌漿料之間的黏結強度增大，從而使連接的抗拉承載力提高.而大變形反復拉壓試驗進行時，試驗的試件齡期與單向拉伸試驗的試件極為接近，灌漿料強度相差不大，所以破壞模式仍為溢漿側鋼筋刮犁式拔出(Ⅱ).

3.3 荷載-變形曲線

本小節(jié)主要研究不同加載制度下鋼筋套筒灌漿連接的荷載-位移曲線.根據規(guī)范[11]，單向拉伸和反復拉壓試驗所采用的測量標距相同，連接的變形δ取值也相同，取標距L3兩端點相對位移.

圖10 豎向套筒寬口側鋼筋拉斷(Ⅲ)

圖11 豎向套筒窄口側鋼筋拉斷(Ⅳ)

表5 單向拉伸試驗結果匯總

注：σu=Pu/(πr2)；τu=Pu/(πdL)，其中L為拔出鋼筋在灌漿料中的錨固長度.

3.3.1單向拉伸荷載-位移曲線

圖12～圖15所示為不同灌漿料含量的鋼筋套筒灌漿連接的單向拉伸荷載-變形曲線，從圖中可以看出，加載初期為彈性階段，荷載P與變形δ的關系基本呈一條直線.其中, H-MT-0系列連接卸載階段曲線與加載曲線呈直線但明顯不重合，這是因為H-MT-0連接的極限承載力比較小，鋼筋進入屈服平臺不久就發(fā)生失效，因此連接在失效前的變形比較小，均在8 mm以內，殘余變形u10因此顯得就較大.其他所有試件，卸載階段曲線與加載曲線呈直線且基本重合，這是因為連接失效時鋼筋已經進入強化段，有了很大的塑性變形，所有殘余變形u10相較之下并不明顯，圖中對應曲線未呈現明顯重復加載曲線.其后曲線形狀的發(fā)展則與成形方式、灌漿料含量和試件破壞形態(tài)有關.

表6 高應力反復拉壓試驗結果匯總

注：σu=Pu/(πr2)；τu=Pu/(πdL)，其中L為拔出鋼筋在灌漿料中的錨固長度；“―”表示因鋼筋拉斷，未得到黏結強度.

表7 大變形反復拉壓試驗結果匯總

注：σu=Pu/(πr2)；τu=Pu/(πdL)，其中L為拔出鋼筋在灌漿料中的錨固長度；“―”表示因鋼筋拉斷，未得到黏結強度.

圖12 H-MT-0單調拉伸荷載位移曲線

對于水平連接，由于灌漿料含量不足，所以成形后的連接在套筒上表面形成了縱向條狀脫空部分，縱向脫空部分的存在削弱了套筒對灌漿料的約束作用，使鋼筋與灌漿料之間的黏結強度大大減小.

H-MT-0系列連接鋼筋上表面的灌漿料覆沒厚度為0 mm，套筒對灌漿料的約束作用極小，鋼筋與灌漿料間的黏結強度不足，荷載達到鋼筋屈服荷載左右即達到峰值，此后荷載下降，連接發(fā)生灌漿側鋼筋與灌漿料之間的黏結破壞，灌漿料被劈裂，鋼筋被拔出.荷載-變形曲線基本由彈性階段、屈服階段和下降段組成，屈服平臺明顯，如圖12所示.H-MT-0-b連接在荷載略小于鋼筋屈服荷載時就失效，沒有出現屈服階段，可能是因為鋼筋存在偏心.

H-MT-5系列連接，鋼筋上表面的灌漿料覆沒厚度為5 mm，套筒對灌漿料的約束作用較H-MT-0系列連接有所增長，鋼筋與灌漿料間的黏結強度也有了提高，但黏結承載力仍然小于鋼筋的拉斷荷載，當施加于連接上的荷載增至略小于鋼筋拉斷荷載時達到峰值，此后荷載迅速下降，連接發(fā)生灌漿側黏結破壞，灌漿料劈裂破壞，鋼筋被拔出.荷載-變形曲線由彈性階段、屈服階段、強化階段組成，有明顯的屈服平臺，曲線形狀與鋼筋拉伸曲線相似，如圖13所示.

圖13 H-MT-5單調拉伸荷載位移曲線

對于豎向成形的連接，灌漿料含量的變化主要引起上側鋼筋錨固長度的變化，鋼筋錨固長度范圍內，灌漿料充滿了整個橫截面，套筒對灌漿料的約束作用完全發(fā)揮，鋼筋與灌漿料之間的黏結強度也足夠大.

V-MT-4 d系列連接，拉伸荷載超過鋼筋屈服荷載后發(fā)生溢漿側(上側)鋼筋刮犁式拔出破壞，荷載-變形曲線可分為彈性階段、屈服階段、強化階段、下降段和殘余階段.荷載達到峰值后，迅速下降，之后下降緩慢，在保持荷載基本不變的情況下發(fā)生很大的變形，稱此荷載為殘余荷載Pre.此時，鋼筋與灌漿料之間已產生很大滑移，已發(fā)生刮犁式黏結破壞，荷載主要來自鋼筋表面與灌漿料間的摩擦力，如圖14所示.

圖14 V-MT-4 d單調拉伸荷載-位移曲線

V-MT-5d系列連接，拉伸荷載在接近鋼筋拉斷荷載時發(fā)生溢漿側(上側)鋼筋刮犁式拔出，荷載-變形曲線由彈性階段、屈服階段、強化階段和下降段組成.荷載達到峰值后，迅速下降，有明顯的屈服平臺，試件屈服強度與試驗中鋼筋的屈服強度相同，曲線形狀與鋼筋拉伸曲線相似，如圖15所示.

圖15 V-MT-5 d單調拉伸荷載-位移曲線

文獻[13-15]中均給出了試驗得到的荷載-變形曲線，研究其形狀發(fā)現：若破壞時鋼筋強度未超過鋼筋屈服強度，荷載-變形曲線基本由彈性階段、塑性發(fā)展階段和下降段組成，無屈服段和強化段，與本文中H-MT-0試件的試驗結果一致；若破壞時鋼筋強度超過鋼筋屈服強度甚至達到鋼筋強度是鋼筋拉斷，則荷載-變形曲線亦有明顯的屈服階段和強化階段，與本文中H-MT-5、V-MT-4 d和V-MT-5 d系列連接試驗結果一致.

圖16～圖19為4種不同的鋼筋套筒灌漿連接高應力反復拉壓時的荷載-變形曲線.齡期比單調拉伸的連接試件長，在120 d左右，標準條件下養(yǎng)護.

圖16 H-HS-5連接高應力反復拉壓荷載-位移曲線

Fig.16 P-δ curves of specimen H-HS-5

圖19 V-HS-6 d連接高應力反復拉壓荷載-位移曲線

圖23 V-LD-6 d連接大變形反復拉壓荷載位移曲線

由于反復加載時鋼筋灌漿料界面顆粒磨細，咬合齒破碎，再次加載到正向控制位移時荷載較上一次降低，表現出強度的退化.但這種荷載的降低在主要發(fā)生在第一次循環(huán)中，后續(xù)循環(huán)中荷載逐漸穩(wěn)定.當正向加載至第二級位移控制水平時，曲線會繼續(xù)沿著單向拉伸曲線上升，達到第二級位移控制水平時正向卸載、反向加載、反向加載和再次正向加載的曲線形狀以及表現出的強度退化規(guī)律與前一級位移水平下的循環(huán)類似.

3.4 承載力

單向拉伸和反復拉壓時試件抗拉承載力分別見表5、表6和表7中的峰值荷載.它受鋼筋極限抗拉強度以及鋼筋與灌漿料之間的黏結強度影響，由這兩個強度對應承載力的較小值控制.

此外，鋼筋與灌漿料間的平均黏結強度τu為發(fā)生黏結破壞時，將峰值荷載Pu除以被拔出鋼筋的埋設長度段表面積πdL(d為鋼筋直徑，L拔出為拔出段鋼筋埋長)得到

(2)

對于灌漿料含量不足的連接，在加載制度相同的情況下，承載力主要受成型方式和灌漿料含量的影響，下文將結合試驗結果逐一討論.

(1) 成型方式的影響.對于水平成形的連接，灌漿料的不足使成形后的連接在套筒上表面形成了縱向條狀脫空部分，縱向脫空部分的存在削弱了套筒的約束作用，使鋼筋與灌漿料之間的黏結強度大大減小，H-MT-5系列連接的平均黏結強度為18.79 MPa，H-MT-0 系列連接的平均黏結強度更是削弱到14.35 MPa，二者的平均黏結強度均在20 MPa 以下.對于豎向連接，鋼筋錨固長度范圍內，灌漿料充滿了筒體橫截面，套筒的約束作用完全發(fā)揮，鋼筋與灌漿料之間的黏結強度足夠大，V-MT-4 d 和V-MT-5 d 系列連接的平均黏結強度均達到30 MPa 以上.

(2) 灌漿料含量的影響.對于同一成型方式的連接，灌漿料含量越大，黏結承載力也越大，但黏結強度并不一定增大.對于水平成形的連接，灌漿料分布在套筒全長范圍內，灌漿料含量不足造成套筒內上表面形成縱向脫空部分，灌漿料的含量越多，縱向脫空部分橫截面越小，灌漿料與套筒的接觸面積越大，套筒的約束作用就越明顯，鋼筋與灌漿料間的平均黏結強度就越大，其黏結承載力也相應提高，H-MT-5系列連接與H-MT-0系列連接相比，其黏結承載力和平均黏結強度都提高了31.0%.對于豎向連接，灌漿料含量越多，上側鋼筋錨固長度就越大，其黏結承載力也相應提高，但黏結強度并不會因此增大， 如表5所示，V-MT-5 d系列連接上側鋼筋的錨固長度比V-MT-4 d系列連接多了一倍鋼筋直徑，其黏結承載力也因此比后者提高了15.2%,但平均黏結強度卻比后者減少了7.9%.這是因為鋼筋在灌漿料中的錨固長度也會影響平均黏結強度的大小，鋼筋埋設長度越大，黏結強度沿鋼筋縱向分布越不均勻，平均黏結強度越小.

3.5 討論

規(guī)范[11]根據強度和變形將連接分成三個等級.本試驗中部分試件出現鋼筋拉斷的破壞模式，根據規(guī)范[11]的規(guī)定，已滿足Ⅰ級連接抗拉強度的要求，其余連接試件均發(fā)生黏結破壞.

對于水平連接，H-0不滿足連接要求，H-5雖然是連接失效，但抗拉強度與鋼筋的抗拉強度標準值之比不小于1.10，因此符合Ⅰ級接頭強度要求.對于豎向連接，V-4 d的強度達到Ⅲ級接頭要求，V-5 d發(fā)生連接失效，但強度能達到Ⅰ級接頭要求，V-6 d發(fā)生鋼筋拉斷，達到Ⅰ級接頭要求.

根據荷載-變形曲線，按照規(guī)范[11]附錄A.1的方法，對于水平連接，H-0變形不符合規(guī)范要求，H-5的各變形值均能達到Ⅰ級接頭要求；對于豎向連接，V-4 d的變形只能達到Ⅲ級接頭要求，V-5 d和V-6 d均能達到Ⅰ級接頭的變形要求.

綜上可以發(fā)現，本文試驗中連接的破壞模式有鋼筋拉斷和黏結破壞(灌漿料劈裂或鋼筋刮犁式拔出)兩種，破壞模式取決于灌漿料含量的大小.在變形性能和延性方面，灌漿料含量越多，性能越好.

4 結論與展望

通過對灌漿料含量不同的鋼筋套筒灌漿連接的單向拉伸、高應力反復拉壓和大變形反復拉壓試驗研究，可以得到以下幾個主要結論：

(1) 水平連接發(fā)生灌漿料劈裂破壞，豎向連接發(fā)生鋼筋刮犁式拔出和鋼筋拉斷兩類破壞.破壞形態(tài)主要取決于鋼筋與灌漿料間的黏結承載力以及鋼筋極限強度對應拉力的相對大小，灌漿料含量越大，黏結承載力越大，當連接的黏結承載力達到鋼筋抗拉承載力時，破壞形態(tài)由黏結破壞(灌漿料劈裂或鋼筋刮犁式拔出)轉變?yōu)殇摻罾瓟?

(2) 連接的單調拉伸荷載-變形曲線形狀與灌漿料含量有關.隨著灌漿料含量的增大，黏結承載力增強，單調拉伸荷載-變形曲線越趨完整.如水平連接，H-0系列連接只進入到屈服段，H-5系列連接已明顯進入強化段，基本和鋼筋的單調拉伸荷載-變形曲線相重合.高應力與大變形反復拉壓時荷載-變形曲線受鋼筋與灌漿料間黏結的影響明顯，具有明顯的捏攏現象，表現剛度退化、強度退化等.

(3) 高應力反復拉壓和大變形反復拉壓加載并未造成承載力的明顯退化，且灌漿料含量越大，連接的變形性能越好.

(4) 將連接的受力及變形性能指標與規(guī)范規(guī)定進行了對比：對于水平連接，H-0不符合規(guī)范要求，H-5滿足Ⅰ級接頭要求；對于豎向連接，V-4 d符合Ⅲ級接頭要求，V-5 d和V-6 d滿足Ⅰ級接頭要求.

(5) 為使連接達到Ⅰ級接頭的要求，對于水平連接，灌漿料的含量至少應使鋼筋上表面的覆沒厚度達到5 mm；對于豎向連接，灌漿料的含量至少應使上側鋼筋的錨固長度達到5d(d為鋼筋直徑).

實際工程中，通常對已完成灌漿的構件采用X射線進行抽檢來發(fā)現灌漿缺陷；對已經發(fā)現的灌漿缺陷，采用小口徑的灌漿器進行人工補灌漿.但灌漿套筒的定量檢測技術尚有待發(fā)展，補灌漿后套筒的力學性能，也有待進一步探究.