缺陷可檢修型半灌漿套筒連接拉伸性能試驗研究

陳 曦，苗啟松，楊參天，閤東東，劉謙敏，解琳琳

(1. 北京市建筑設計研究院有限公司，北京 100044；2. 北京建筑大學土木與交通工程學院，北京 100044；3. 東南大學土木工程學院，南京 211189)

近年，裝配式預制混凝土(precast concrete，PC)結構體系被大量應用于各類建筑的建造，產生了良好的社會和經濟效益。預制構件的連接性能是決定PC 結構性能的關鍵因素，灌漿套筒連接具有施工便捷的特點，且在施工質量良好時性能可靠，被廣泛應用于PC 框架、剪力墻和框架剪力墻等結構中縱向鋼筋的連接，以期實現(xiàn)“等同現(xiàn)澆”的性能目標。

大量學者提出了各類新型灌漿套筒，并針對灌漿套筒的連接受力性能開展了相關研究[1?6]。已有研究對象大都設置為施工質量理想的灌漿套筒接頭試件，然而工程中的套筒往往存在兩種典型施工問題：1)灌漿缺陷，主要指灌漿量不達標，如縱向連接時液面高度小于規(guī)范值，導致套筒與鋼筋間粘結強度不足；2)鋼筋被截斷，灌漿套筒內并未插入鋼筋，導致局部鋼筋無連接。

對于灌漿缺陷，部分學者研究了缺陷對套筒連接性能的影響。鄭清林等[7]和Xu 等[8]通過試驗研究分析了灌漿缺陷對半灌漿套筒拉伸性能的影響。李向民等[9]考慮不同的灌漿缺陷長度，針對適用于3 種鋼筋直徑的全灌漿套筒開展了單調拉伸試驗研究?？镏酒降萚10]通過單向拉伸、高應力反復拉壓和大變形反復拉壓試驗研究了灌漿料量對全灌漿套筒連接性能的影響。已有研究結果均表明，灌漿缺陷對套筒連接性能存在顯著影響，其控制因素為灌漿液面是否達到規(guī)范值。

在灌漿套筒質量檢測和修補方面，大量學者提出了多種灌漿質量檢測方法，如超聲波檢測法[11]、X 射線數(shù)字成像檢測法[12]、預埋鋼絲拉拔法[13]，然而這些方法對設備和操作的要求較高，且無法或難以檢測鋼筋是否被截斷。部分地區(qū)采用了鑿取原位套筒后進行切割檢測的方法，這種方法會對構件造成損傷，檢測后需進行修補，工序繁瑣、耗時長?？偟膩碚f，目前暫不存在可靠、無損、高效的灌漿套筒施工質量檢測方法，且現(xiàn)有修補方法破損性強、修復效率低，難以滿足工程高質量、高效率建設需求。

為解決灌漿套筒的施工質量檢測和修補的難題，本文提出了一種缺陷可檢修型半灌漿套筒(defect detectable and repairable half grouted sleeve，DDRHGS)，旨在實現(xiàn)套筒施工質量問題的檢測和灌漿缺陷的修補。如圖1 所示，該套筒主要用于預制構件間豎向鋼筋的連接，其主要特征是在傳統(tǒng)半灌漿套筒的基礎上增加了檢修孔，結合內成像設備和基于圖像的缺陷率檢測方法可實現(xiàn)灌漿套筒灌漿質量的檢修，同時也可完成鋼筋是否截斷的檢測，具體而言：

圖1 DDRHGS 構造檢測修補原理Fig. 1 Defect detect and repair mechanism of DDRHGS sleeve

1)檢測功能。在初次灌漿后，將內成像設備探頭通過檢修孔插入套筒內，套筒在出漿孔底部高度處(預期液面高度處)設置一條凸肋作為判定灌漿是否存在缺陷的參照線，同時在檢修孔底部高度處設置一條凸肋作為參考線用于確定實際液面高度，基于內鏡成像可判定實際液面高度及其缺陷率(實際液面高度與預期高度的比值)。

2)灌漿缺陷修補功能。若檢測結果表明存在液面高度不足，則通過檢修孔注射修補材料至預期高度，完成對套筒灌漿缺陷的修補。

DDRHGS 的檢測和修補功能可行性強，施工現(xiàn)場操作簡便，在首次灌漿前封堵檢修孔，初凝后打開檢修孔即可進行檢測和修補。為了驗證DDRHGS連接接頭的拉伸性能和灌漿缺陷修補功能的可靠性，本研究綜合考慮有無灌漿缺陷、灌漿缺陷率、是否修補、修補材料種類、鋼筋直徑等因素影響，設計并加工制作了26 組78 個DDRHGS 連接接頭試件，開展了單向拉伸加載試驗，分析了DDRHGS 連接接頭試件的破壞模式、承載力和變形能力。本文的研究成果可為灌漿套筒連接裝配式結構的高質量建設提供參考。

1 試驗概況

1.1 試件設計與制作

本研究共設計制作了表1 所示的26 組DDRHGS連接接頭試件，試件編號規(guī)則如圖2 所示。

表1 試件主要參數(shù)Table 1 Parameters of specimens

圖2 試驗試件編號規(guī)則Fig. 2 Numbering rule of test specimens

試驗試件包括以下3 類：

1)無缺陷試件。該類試件灌漿飽滿，是試驗的對比組試件。

2)灌漿缺陷試件。為了研究不同灌漿缺陷率對套筒連接拉伸性能的影響，設計了4 種灌漿缺陷率(15%、30%、45%和60%)的接頭試件，其中灌漿缺陷率為實際灌漿液面高度與預期灌漿液面高度(圖3 中l(wèi)0)的比值。制作該類構件時，根據(jù)缺陷率計算實際灌漿量，由于單個試件灌漿質量易控制，因此灌漿液面可達到預期高度，內鏡檢測也表明各試件均達到了預期高度。

3)灌漿缺陷修補試件。為了研究修補后連接試件的拉伸性能，驗證DDRHGS 的修補功能，并探究初次灌漿缺陷率對修補效果的影響，設計了4 種初次灌漿缺陷率(15%、30%、45%和60%)的灌漿缺陷修補試件，各試件均修補至預期液面高度。同時，為了對比分析不同修補材料對修補效果的影響，分別采用同批次灌漿料和植筋膠兩種材料修補的試件。

本文在此選擇了兩種典型直徑的鋼筋：一種為常用于剪力墻構件的12 mm 直徑鋼筋；另一種為常用于框架柱構件的20 mm 直徑鋼筋。用以研究不同鋼筋直徑對DDRHGS 性能的影響，連接兩種直徑鋼筋的灌漿套筒幾何尺寸如圖3 和表2 所示。

圖3 DDRHGS 試件幾何尺寸圖Fig. 3 Dimension of test specimens

表2 套筒試件尺寸參數(shù) /mmTable 2 Geometric properties of test specimens

綜上所述，本研究綜合考慮有無灌漿缺陷、灌漿缺陷率、是否修補、修補材料種類、鋼筋直徑等因素影響，系統(tǒng)研究缺陷可檢修型半灌漿套筒連接的拉伸性能。為考慮試件的離散性，各組試件分別制作了3 個試件，形成了2 組6 個無缺陷試件、8 組24 個灌漿缺陷試件和16 組48 個灌漿缺陷修補試件，共26 組78 個試件。

為模擬實際工程應用情景，無缺陷試件和灌漿缺陷試件在室溫下養(yǎng)護28 d。灌漿缺陷修補試件在首次灌漿初凝后進行修補作業(yè)，隨后養(yǎng)護28 d。

1.2 材料性能

接頭試件DDRHGS 采用45#鋼材制作，屈服強度標準值為355 MPa。鋼筋牌號為HRB400，材性試驗結果見表3。采用6 個40 mm×40 mm×160 mm棱柱體試塊(JG/T 408?2013[14])測得的灌漿料抗壓強度平均值為76.8 MPa。植筋膠為環(huán)氧樹脂植筋膠，采用5 個10 mm×10 mm×15 mm 棱柱體試塊(GB/T 2567?2008[15])測得的抗壓強度平均值為103 MPa。12 mm 和20 mm 直徑鋼筋的屈服荷載分別為51.11 kN 和141.28 kN，極限荷載分別為69.90 kN 和208.95 kN。

表3 鋼筋力學性能Table 3 Mechanical properties of reinforcements

1.3 加載和量測方案

DDRHGS 接頭試件采用200t 萬能試驗機進行單向拉伸加載試驗，試驗裝置如圖4 所示。加載速率為1.0 MPa/s。試驗全程通過DH 3816N 數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)實時監(jiān)測記錄試驗機荷載和試件兩端的相對位移。

圖4 試驗加載裝置Fig. 4 Test setup

2 試驗結果與分析

2.1 實驗現(xiàn)象與破壞模式

試驗中DDRHGS 接頭試件出現(xiàn)了2 種破壞模式，分別是鋼筋拉斷破壞和鋼筋滑移破壞，如圖5所示。根據(jù)《鋼筋套筒灌漿連接應用技術規(guī)程》(JGJ 355?2015)[16]，灌漿套筒連接接頭的合理破壞模式應為連接接頭外鋼筋拉斷。具有這種破壞模式的套筒連接可以充分利用鋼筋的材料強度，變形能力強，且極限強度變異性小，可以保證連接的可靠性。而鋼筋滑移破壞發(fā)生時，鋼筋尚未拉斷，難以保證鋼筋連接的可靠性。表4 列出了各試件的破壞模式，從表中可以看出：

圖5 試件破壞模式Fig. 5 Damage modes of test specimen

表4 主要試驗結果(各組平行試件均值)Table 4 Summary of test results (average value of each group of parallel specimens)

1)無缺陷試件。均為鋼筋拉斷破壞。說明本文提出的DDRHGS 接頭試件在灌漿飽滿時具有合理的破壞模式。

2)灌漿缺陷試件。缺陷率為15%和30%的試件均為鋼筋拉斷破壞；缺陷率為45%的試件中，僅有1 個直徑為12 mm 的試件為鋼筋拉斷破壞，其余5 個試件均為鋼筋滑移破壞；缺陷率為60%的試件均為鋼筋滑移破壞。因此，灌漿缺陷率對DDRHGS 連接拉伸性能具有顯著影響，較高的缺陷率會導致鋼筋滑移破壞。根據(jù)本研究的試驗，對于直徑為12 mm 和20 mm 的鋼筋，保證破壞模式為鋼筋拉斷的灌漿缺陷率不宜超過30%。

3)灌漿缺陷修補試件。均為鋼筋拉斷破壞。說明本文提出的DDRHGS 在灌漿缺陷修補后，接頭試件呈現(xiàn)出鋼筋拉斷破壞模式，修補材料和初次灌漿的缺陷率對修補后的破壞模式基本沒有影響。

2.2 荷載-位移曲線

無缺陷試件與各組試件的荷載-位移曲線對比如圖6～圖8 所示。各組的3 個平行試件在破壞模式一致時，荷載-位移曲線接近且具有一致的特征，本文在此給出其中一條曲線用于對比。對于直徑為12 mm、缺陷率為45%且未修補的試件，由于出現(xiàn)了兩種不同的破壞模式，本文在此給出兩條曲線。

無缺陷試件在試驗中均為鋼筋拉斷破壞模式，因此，其荷載-位移曲線與典型的鋼筋拉伸荷載-位移曲線相似。

缺陷率為15%和30%的試件與無缺陷試件整體差別不大。對于缺陷率為45%、直徑為12 mm的構件，僅一個構件發(fā)生了鋼筋拉斷破壞，其曲線與無缺陷鋼筋基本一致，其余兩個試件在較大位移下(約60 mm)時發(fā)生滑移破壞，其變形能力約為無缺陷試件的80%。對于缺陷率為45%、直徑為20 mm 的構件，均在40 mm 左右發(fā)生了滑移破壞，小于12 mm 直徑試件的破壞位移，其變形能力約為無缺陷試件的54%。

對于缺陷率為60%的試件，其破壞模式均為鋼筋滑移破壞，從圖6 中可以看出，發(fā)生滑移破壞的試件(60%缺陷率試件和絕大部分45%缺陷率試件)的荷載-位移曲線與無缺陷試件存在顯著區(qū)別。具體而言，荷載-位移曲線的彈性段、屈服段和強化段的前期與無缺陷試件較為一致。在強化段，鋼筋強度隨位移增大而提高，當強化到一定程度導致拉力超過了鋼筋與灌漿料之間的粘結力，鋼筋被拔出，試件承載力降低。該類試件峰值承載力對應的位移(如60%缺陷率試件位移均為20 mm 左右)小于無缺陷試件的相應位移(約為74 mm 左右)。由于在鋼筋拔出的過程中鋼筋與灌漿料之間始終存在一定的粘結強度，曲線下降段相對平緩，與無缺陷試件的曲線陡降段具有顯著區(qū)別。

圖6 無缺陷試件與灌漿缺陷試件荷載-位移曲線對比Fig. 6 Comparison of the load-deformation curves of nondefect specimens and grouting defected specimens

對比缺陷率45%和60%組試件可以看出，缺陷率為60%的試件的變形和承載力顯著小于缺陷率為45%的試件。在低缺陷率下鋼筋直徑對于變形能力影響較大，在高缺陷率下鋼筋直徑影響則相對較小。

灌漿缺陷修補試件與無缺陷試件荷載-位移曲線對比如圖7 和圖8 所示。灌漿缺陷修補試件的破壞模式均為鋼筋拉斷破壞，其荷載-位移曲線與無缺陷試件基本一致，驗證了本文所提出的DDRHGS修補功能的可靠性。同時值得注意的是，修補材料和初次灌漿的缺陷率對荷載-位移曲線的影響基本可以忽略。

圖7 無缺陷試件與灌漿料修補缺陷試件荷載-位移曲線對比Fig. 7 Comparison of the load-deformation curves of nondefect specimens and grout-repaired specimens

圖8 無缺陷試件與植筋膠修補缺陷試件荷載-位移曲線對比Fig. 8 Comparison of the load-deformation curves of nondefect specimens and epoxy-repaired specimens

2.3 承載力

《鋼筋套筒灌漿連接應用技術規(guī)程》(JGJ 355?2015)[16]對灌漿套筒的連接接頭的承載力性能的要求如下：

1)屈服強度比Ry。接頭試件的屈服強度fy不應小于連接鋼筋的屈服強度標準值fsyk，即：

2)抗拉強度比Rs。接頭試件的抗拉強度fu不應小于連接鋼筋的抗拉強度標準值fstk，即：

表4 和圖9 中列出了各組試件拉伸試驗中屈服荷載Py、峰值荷載Pu、抗拉強度比Rs和屈服強度比Ry的平均值。本節(jié)具體分析DDRHGS 接頭試件的承載力性能和影響因素。

圖9 各組試件抗拉強度比、屈服強度比和延性系數(shù)Fig. 9 Ry, Rs and Rd of test specimens

從表4 和圖9 中可以看出，所有試驗試件的屈服強度比Ry均大于1，滿足規(guī)范要求。相同鋼筋直徑的各試件的Ry差異并不顯著，鋼筋直徑為12 mm 的試件的Ry的平均值和標準差為1.15 和0.03，鋼筋直徑為20 mm 的試件的Ry的平均值和標準差為1.10 和0.04。這是由于試驗中各試件鋼筋均發(fā)生了屈服，Ry主要取決于鋼筋的實際屈服強度。

無缺陷試件的抗拉強度比Rs為1.18(鋼筋直徑12 mm)和1.20(鋼筋直徑20 mm)，均滿足規(guī)范要求。缺陷率為15%、30%和45%的試件Rs不小于1.16，滿足規(guī)范要求，且與無缺陷試件接近；缺陷率為60%的試件Rs僅為0.87(鋼筋直徑12 mm)和0.88(鋼筋直徑20 mm)，不滿足規(guī)范要求。因此，灌漿缺陷率對DDRHGS 接頭試件的承載力具有顯著的影響，當缺陷率較高時，承載力難以滿足規(guī)范要求，應予以修補。

灌漿缺陷修補試件的Rs均不小于1.16(鋼筋直徑12 mm)和1.21(鋼筋直徑20 mm)，滿足規(guī)范要求。值得注意的是，初次灌漿缺陷率和修補材料對修補后的Rs并無顯著影響，各灌漿缺陷修補試件Rs的平均值和標準差分別為1.19 和0.03。

以上分析表明，灌漿缺陷率達到60%的DDRHGS 的拉伸承載力難以滿足規(guī)范要求，本文提出的DDRHGS 灌漿套筒在灌漿缺陷修補后承載力性能與無缺陷套筒相當，可滿足規(guī)范對承載力的要求。

2.4 變形能力

為保證灌漿套筒連接的節(jié)點的抗震性能，灌漿套筒連接接頭應具備一定的變形能力。灌漿套筒接頭的變形能力可通過破壞位移Δu與屈服位移Δy之比，即延性系數(shù)Rd評價。美國規(guī)范ACI 318[17]和文獻[1]建議，Rd應不小于4，即：

各組DDRHGS 灌漿套筒接頭試件的Rd如表4和圖9 所示。可見，無缺陷試件的Rd為7.22(鋼筋直徑12 mm)和5.65(鋼筋直徑20 mm)，均滿足上述要求，說明本文提出的DDRHGS 灌漿套筒接頭試件在灌漿飽滿時具有理想的變形能力。

灌漿缺陷為15%和30%的試件Rd均大于4，同樣具有理想的變形能力。灌漿缺陷為45%的試件中，直徑為12 mm 的試件Rd為5.60，滿足要求，但直徑為20 mm 的試件Rd僅為3.73，變形能力不足，這是直徑為20 mm 的灌漿套筒缺陷試件在45%缺陷率時的變形能力遠小于直徑為12 mm的試件。灌漿缺陷為60%的試件Rd僅為1.48(鋼筋直徑12 mm)和1.61(鋼筋直徑20 mm)，結合圖6可知，這是由于該組試件在屈服后經歷了很短的強化段后即發(fā)生鋼筋滑移破壞，變形能力最差。

灌漿缺陷修補試件的Rd均大于4，且與無缺陷試件的Rd基本相當。初次灌漿缺陷率和修補材料對修補后的Rd同樣不存在顯著影響。DDRHGS灌漿套筒在灌漿缺陷修補后變形能力與無缺陷套筒相當，滿足變形需求。

3 結論

本研究提出了一種灌漿缺陷可檢修型半灌漿套筒(DDRHGS)，可實現(xiàn)灌漿套筒的施工質量檢測和灌漿缺陷的修補。為了驗證新型套筒連接接頭的拉伸性能和修補功能的可靠性，本研究綜合考慮有無灌漿缺陷、灌漿缺陷率、是否修補、修補材料種類、鋼筋直徑等因素影響，設計制作了26 組78 個DDRHGS 連接接頭試件，開展了單向拉伸加載試驗，分析了DDRHGS 連接接頭試件的破壞模式、承載力和變形能力，主要結論如下：

(1)直徑為12 mm 和20 mm 的DDRHGS 連接接頭試件在無施工質量問題時均具有良好的拉伸性能，呈現(xiàn)鋼筋拉斷破壞模式，其承載能力和變形能力滿足相關規(guī)范要求。

(2)灌漿缺陷率對DDRHGS 連接接頭試件的拉伸性能影響最為顯著。當缺陷率不超過30%時本文研究的試件與無缺陷試件性能基本相當；當缺陷率為45%時試件整體呈現(xiàn)出鋼筋滑移破壞模式，隨著直徑的增大，變形能力逐漸減?。划斎毕萋蔬_到60%時，其破壞模式、承載能力和變形能力均無法滿足相關規(guī)范要求。

(3) DDRHGS 的灌漿缺陷修補功能整體可靠，試驗中48 個灌漿缺陷修補試件均呈現(xiàn)出鋼筋拉斷破壞模式，且承載能力和變形能力與無缺陷試件基本相當。選用同等級灌漿料和植筋膠作為修補材料均可保證修補質量。