灌漿缺陷對全灌漿鋼筋套筒連接性能影響

閆乾勛， 劉榮桂， 耿豪劼， 陳浩， 張帥濤

(江蘇大學土木工程與力學學院， 鎮(zhèn)江 212000)

隨著中國建筑工業(yè)化水平的提高，鋼筋套筒連接技術(shù)也在建筑中得到越來越廣泛的應(yīng)用。鋼筋套筒連接是指將內(nèi)置套筒構(gòu)件的一端與預(yù)留鋼筋構(gòu)件的一端進行連接，并由注漿孔向套筒內(nèi)注入灌漿料的一種連接方式。但在實際注入灌漿料后，套筒內(nèi)并不能達到完全充滿灌漿料的理想情況，產(chǎn)生各種灌漿缺陷對連接節(jié)點造成影響，而裝配式混凝土結(jié)構(gòu)質(zhì)量關(guān)鍵因素在于連接節(jié)點的性能[1]。

國內(nèi)外學者針對一部分缺陷種類對灌漿套筒連接接頭性能進行了研究，陳建偉等[2]通過設(shè)計鋼筋的垂直偏心以及斜向偏心研究偏心缺陷對半灌漿套筒鋼筋連接受拉性能的影響。王占文等[3]考慮不同錨固長度對半灌漿套筒連接性能影響。結(jié)果表明隨著錨固長度的減小，試件耗能能力越小。李向民等[4]研究了灌漿端鋼筋錨固長度不足缺陷對全灌漿套筒連接接頭受力性能影響，發(fā)現(xiàn)灌漿缺陷臨界值為不超過套筒內(nèi)一側(cè)鋼筋理論錨固長度(8d，d為鋼筋直徑)的30%。顏華等[5]通過設(shè)計不同灌漿率分析灌漿不密實對套筒鋼筋的受力影響，并研究復灌后套筒的受力性能。Zhang等[6]研究了考慮灌漿不飽滿、鋼筋錨入不足、鋼筋偏置施工缺陷的半灌漿套筒火災(zāi)后力學性能表現(xiàn)。Xiao等[7]設(shè)計不同程度灌漿回流量，研究了套筒灌漿缺陷對預(yù)制混凝土剪力墻抗震性能的影響。Zhang等[8]通過添加不同纖維作為灌漿料外加劑，探究了纖維提升灌漿套筒連接承受循環(huán)荷載能力的最佳摻量。李向民等[9]設(shè)計灌漿不足缺陷的混凝土柱，對比研究直接補灌法和破型修復缺陷的兩種方法對混凝土柱試件的力學性能影響。結(jié)果表明兩種修復方法均可將缺陷試件性能恢復至無缺陷水平。

目前學者研究較多基于灌漿飽滿度、鋼筋錨入長度及改善灌漿料展開，對細部缺陷研究較少。經(jīng)現(xiàn)場考察發(fā)現(xiàn)，實際灌漿過程中有雜物堵塞套筒內(nèi)部，因此會形成套筒頂部、中部和底部脫空缺陷。對于全灌漿套筒，中部位置存在限位擋卡，補灌時因雜物堆積易形成中部分離缺陷。因此，現(xiàn)根據(jù)實際施工工況設(shè)計灌漿端單側(cè)缺陷(底部、中部、頂部)和兩端鋼筋對稱位置分離缺陷，制作57個全灌漿套筒試件進行單向拉伸試驗，研究不同類型(灌漿端鋼筋單側(cè)缺陷、兩側(cè)鋼筋對稱位置缺陷)、不同位置缺陷(頂部、中部、底部)以及缺陷長度(1d、2d、3d)對全灌漿套筒鋼筋連接破壞形態(tài)、應(yīng)變分布和承載力的影響，并通過理論計算最終形成初步灌漿質(zhì)量評價，為后續(xù)灌漿施工提供借鑒和參考。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

試驗選用工程中使用率較高的某公司全灌漿套筒，相比較半灌漿套筒，全灌漿連接是套筒兩端鋼筋均通過灌漿料與套筒進行連接，試件剖面構(gòu)造如圖1(a)所示，套筒長L=275 mm，外徑D=46 mm，兩端連接鋼筋直徑d均為14 mm。根據(jù)《鋼筋機械連接技術(shù)規(guī)程》(JG J107—2016)[10]和《鋼筋套筒灌漿連接應(yīng)用技術(shù)規(guī)程》(JG J355—2015)[11]，設(shè)計鋼筋錨入套筒內(nèi)長度L1和L2均為8d，選用套在鋼筋上的橡膠管模擬缺陷，制作57個全灌漿套筒連接試件進行試驗。試驗中以缺陷類型、缺陷位置及缺陷長度b作為設(shè)計參數(shù)，各類缺陷示意圖如圖1(b)～圖1(g)所示，其中單側(cè)缺陷設(shè)置在灌漿端鋼筋上，共18組試件，每組中3個試件的參數(shù)相同(由于只選取一種鋼筋規(guī)格，以下d均表示常量)。試件編號及主要參數(shù)如表1所示。

表1 試件參數(shù)Table 1 Specimen parameters

圖1 試件示意圖Fig.1 Schematic diagram of specimen

1.2 材料性能

在拉伸試驗前，對所需要用到的灌漿料、鋼筋以及鋼制套筒進行材料測試。按照《鋼筋連接用套筒灌漿料》(JG/T 408—2020)[12]制作40 mm×40 mm×160 mm的灌漿料試塊測定強度，所得抗折強度、抗壓強度取均值后分別為19.8、102.3 MPa。鋼筋強度等級均為HRB400，其屈服強度標準值、極限抗拉強度標準值分別為400、540 MPa。連接鋼筋與全灌漿套筒的力學性能參數(shù)如表2所示。

表2 鋼筋與套筒的材料性能參數(shù)Table 2 Material performance parameters of reinforcement and sleeve

1.3 試驗裝置與加載制度

試驗裝置采用量程為300 kN的WAW-300B微機控制電液式萬能試驗機(圖2)，加載精度可控制在±1%，根據(jù)《鋼筋機械連接技術(shù)規(guī)程》(JGJ 107—2016)[10]進行單向拉伸試驗，規(guī)定加載制度為0→最大拉力→0，試件加載全程采用位移控制，加載速率為20 mm/min。

圖2 試驗裝置圖Fig.2 Test device diagram

1.4 測量內(nèi)容與方法

本試驗的目的是研究不同缺陷類型、位置以及大小對鋼筋套筒連接性能的影響，在拉伸試驗中主要測量的內(nèi)容有施加荷載及接頭位移、套筒筒壁的應(yīng)變分布、鋼筋拉斷后試件整體長度相較于原試件整體的總伸長率，記為Asgt。過程施加荷載及位移可由加載系統(tǒng)電腦端直接讀取，總伸長率通過公式進行計算，其中各試件長度通過卷尺進行測量。應(yīng)變通過應(yīng)變片與UT7110Y應(yīng)變儀系統(tǒng)測量，套筒出漿口、中部、注漿口位置依次布置縱向應(yīng)變片觀測套筒受力情況?？偵扉L率的計算公式為

(1)

式(1)中：L01為加載前試件的總長度，mm；L02為卸載后試件總長度，mm。

2 試驗結(jié)果

2.1 破壞形態(tài)

各組試件的破壞形態(tài)共有3種，分別為連接鋼筋斷裂式破壞、鋼筋刮犁式拔出破壞和灌漿料剪碎式拔出破壞，如圖3所示。

圖3 破壞模式示意圖Fig.3 Schematic diagram of failure mode

注漿連接的鋼筋套筒破壞模式主要取決于鋼筋與高強灌漿料之間的黏結(jié)強度以及鋼筋自身的極限強度[13]，對于試驗中對照組以及缺陷長度為1d的試件均為鋼筋斷裂式破壞[圖3(a)]，這是由于此種工況套筒內(nèi)部注漿密實或缺陷長度較小，拉伸過程中包裹鋼筋的灌漿料剪應(yīng)力還未達到極限黏結(jié)強度時，鋼筋已達到自身極限強度，此時破壞形態(tài)表現(xiàn)為鋼筋拉斷破壞，滿足強度要求；部分灌漿缺陷較小試件發(fā)生如圖3(c)所示灌漿料剪碎拔出破壞，而缺陷較大時易發(fā)生如圖3(b)所示的刮犁式拔出破壞，這主要由于當缺陷長度較小時，鋼筋與套筒之間黏結(jié)應(yīng)力與約束應(yīng)力均較大，拉伸前期外加應(yīng)力逐漸增加，灌漿料內(nèi)部產(chǎn)生斜裂縫，外側(cè)灌漿料缺乏套筒的約束作用從而被剪碎破壞，灌漿料對鋼筋的黏結(jié)強度被削弱，鋼筋被拔出破壞；當缺陷較大時，灌漿料對鋼筋的包裹范圍較小，黏結(jié)應(yīng)力顯著降低，在施加外力后鋼筋會與灌漿料產(chǎn)生較大黏結(jié)滑移[14]，灌漿料產(chǎn)生的斜裂縫位置還未向內(nèi)延展即發(fā)生被拔出破壞。3組試件取均值后主要試驗結(jié)果如表3所示，其中破壞模式選取每組試件中兩個及以上相同的情況。

表3 主要試驗結(jié)果匯總Table 3 Summary of main test results

2.2 力學性能分析

2.2.1 力-位移曲線

如圖4所示為同種缺陷長度下不同缺陷位置的典型力-位移關(guān)系曲線對比圖，其中相應(yīng)的數(shù)值均為每組3個試件測量結(jié)果的平均值，其中橫坐標位移數(shù)據(jù)的讀取由加載系統(tǒng)終端直接獲得。

如圖4(a)、圖4(b)所示，對于單側(cè)缺陷，加載前期為彈性階段，荷載與位移之間的關(guān)系大致可以視為一條直線段，但曲線在加載初始階段呈現(xiàn)出一段彎曲段，彈性階段中曲線斜率逐漸趨于至穩(wěn)定值，試件黏結(jié)強度呈現(xiàn)出先小后大的趨勢，這可能是由于剛進行加載時，試驗機的夾具與鋼筋會產(chǎn)生較小距離的滑動，導致出現(xiàn)位移速率增長過快的現(xiàn)象，待夾具與鋼筋穩(wěn)定后，力-位移曲線斜率趨于彈性穩(wěn)定階段。其中底部缺陷試件在直線段斜率較大，表明加載初期的位移增長速度明顯小于另兩種缺陷，且最終位移量最小，在3組試件極限拉力相差不大的情況下，頂部缺陷最終位移量最大，達到71 mm。對于對稱缺陷，加載初期位移增長速度明顯快于單側(cè)缺陷，這主要是由于前者缺陷量大，灌漿料沒有充滿整個鋼筋橫截面，初始握裹力不足，造成位移增長較快。對稱缺陷3種工況曲線基本重合，最終位移量接近70 mm，說明當缺陷長度為1d時，3種缺陷位置對于單側(cè)缺陷影響較大，最不利缺陷位置為頂部，對于對稱缺陷幾乎沒有影響。同種缺陷類型對比來看，極限拉力相同的情況下，底部與中部位置均有最終位移量增大的情況，頂部位置變化不大，說明當缺陷長度為1d時，增設(shè)較小缺陷對頂部位置工況沒有較大影響。

圖4 不同缺陷類型力-位移曲線Fig.4 Force displacement curves of different defect types

如圖4(c)、圖4(d)所示，缺陷長度為2d時，對于單側(cè)缺陷，底部缺陷試件加載初期位移增長量較快，頂部缺陷位置增長較慢，隨著外加荷載增加，二者最終位移量接近。中部缺陷試件在此工況下鋼筋被拔出，說明此種缺陷長度對其影響較大，推斷出現(xiàn)這種情況的原因是由于此種工況中部鋼筋處于鏤空狀態(tài)，呈現(xiàn)出缺陷兩側(cè)鋼筋分段受力狀態(tài)，隨著外加力的施加，鋼筋頂端逐漸產(chǎn)生滑移，小段灌漿料與鋼筋的黏結(jié)強度低于鋼筋的極限抗拉強度[15]發(fā)生拔出破壞。對于對稱缺陷，底部缺陷工況的位移遠遠小于中部缺陷工況，說明此種缺陷長度下，不同缺陷位置對于試件影響較大，最不利位置為中部。但較于單側(cè)中部缺陷的拔出破壞，對稱缺陷破壞模式為鋼筋拉斷，這可能是由于單側(cè)缺陷下有一側(cè)灌漿飽滿，灌漿料與鋼筋充分接觸，在拉伸過程中該側(cè)鋼筋滑移量較小，缺陷側(cè)鋼筋滑移量較大，對稱缺陷兩側(cè)承擔鋼筋滑移量，在鋼筋頂部還與灌漿料接觸時達到鋼筋極限抗拉強度造成鋼筋拉斷。

如圖4(e)、圖4(f)所示，缺陷長度為3d時，對于中部位置的單側(cè)以及雙側(cè)缺陷工況試件均為鋼筋拔出破壞，單側(cè)缺陷試件承受的最大拉力要高于對稱缺陷試件；單雙側(cè)缺陷對于套筒頂部及底部位置影響不是很顯著，由于對稱缺陷下灌漿料對于鋼筋的包裹長度減小，損失一部分黏結(jié)應(yīng)力，因此這兩種工況對稱缺陷下最終滑移量要大于單側(cè)缺陷，并且位于底部位置處缺陷的位移量均要高于頂部位置處缺陷的套筒，對套筒產(chǎn)生不利影響。

2.2.2 套筒表面應(yīng)變

為了更加直觀、清晰觀察套筒表面縱向不同位置受力變化情況，描繪各工況應(yīng)變隨加載時間變化的曲線圖，如圖5所示，其中應(yīng)變值為每組3個試件結(jié)果中舍去誤差較大值后的均值，每個曲線圖均對應(yīng)一種缺陷位置及缺陷長度的套筒上3個不同位置的應(yīng)變，因試件所設(shè)置工況較多，曲線圖繁多，故取其中兩組(單側(cè)頂部缺陷、單側(cè)中部缺陷)作為典型應(yīng)變曲線圖進行分析。

圖5中套筒表面應(yīng)變隨著鋼筋各階段變化規(guī)律而變動，呈現(xiàn)出一種分別對應(yīng)鋼筋彈性階段、屈服階段及塑性階段的曲線圖。對于該兩種工況，試件破壞之前套筒表面縱向應(yīng)變均為拉應(yīng)變，縱向應(yīng)變最大約為800×10-6，小于灌漿套筒的屈服應(yīng)變1 880×10-6，表明所有套筒在受拉過程中均處于彈性工作階段，不會產(chǎn)生較大變形。對于所有缺陷工況下，套筒表面的應(yīng)變均為中部大，兩邊小的趨勢，并且出漿口附近應(yīng)變值要高于灌漿口表面位置，說明套筒的最不利位置為中部，其次是出漿口位置處，較為安全的是灌漿口位置；相較于鋼筋拔出工況，鋼筋拉斷時套筒中部位置應(yīng)變會發(fā)生驟降，這是由于鋼筋拔出時是一個過程狀態(tài)，應(yīng)變會連續(xù)下降，而鋼筋拉斷是在鋼筋頸縮后瞬間拉斷，對應(yīng)圖中應(yīng)變的大幅度下降；兩種缺陷位置對比來看，缺陷位于中部位置時套筒表面各處應(yīng)變值都要高于缺陷位于頂部位置的情況，說明試件受該種缺陷影響較大，在進行現(xiàn)場注漿時應(yīng)引起重點關(guān)注；但是由圖5(a)～圖5(c)對比以及圖5(d)～圖5(f)對比可知，相同位置不同長度的缺陷對套筒表面的應(yīng)變幾乎沒有影響。

應(yīng)變數(shù)值為正值表示拉應(yīng)變；應(yīng)變數(shù)值為負值表示壓應(yīng)變圖5 典型試件應(yīng)變曲線Fig.5 Strain curve of typical specimen

2.3 承載力分析

(2)

式(2)中：Pgri為鋼筋產(chǎn)生單位位移時所需握裹力；Pu為鋼筋拉斷破壞時峰值荷載，kN；Asgt為總伸長率，%。

(3)

2.3.1 極限承載力利用率

該試驗中有3種工況鋼筋為拔出破壞，其余均為鋼筋拉斷破壞，對鋼筋拉斷試件進行極限承載力利用率計算，結(jié)果如圖6所示。

圖6 承載力利用率結(jié)果示意圖Fig.6 Schematic diagram of bearing capacity utilization rate results

圖6中極限承載率利用率最高的為Dou-B-2d試件，可達到78.7%，最低的為Dou-B-3d試件，約為52%；對于Sin-B試件極限承載力利用率受缺陷長度影響較為明顯，隨著缺陷長度增加，利用率呈“階梯式”下降趨勢；對于Dou-B試件缺陷長度由1d增長為2d時利用率有所增加，由2d增長為3d時呈現(xiàn)出“斷崖式”下降趨勢。極限承載力利用率越低說明試件越趨向于鋼筋拔出式破壞，不滿足規(guī)范的要求，因此在實際工程應(yīng)用中應(yīng)對于單側(cè)及雙側(cè)底部缺陷引起重點關(guān)注。

2.3.2 黏結(jié)強度

試驗所選用灌漿料剪切強度τ=19.8 MPa，對于3種發(fā)生鋼筋拔出工況的試件進行黏結(jié)強度計算，結(jié)果如表4所示。

表4 平均黏結(jié)應(yīng)力計算結(jié)果表Table 4 Calculation results of average bonding stress

單側(cè)中部缺陷試件的平均黏結(jié)應(yīng)力低于對稱中部缺陷試件，發(fā)生拔出破壞時單側(cè)中部缺陷平均黏結(jié)應(yīng)力約為10 MPa，占灌漿料剪切強度的51%，承載力降低約為12%；雙側(cè)中部缺陷平均黏結(jié)應(yīng)力為14.289 MPa，占灌漿料剪切強度的72.17%，承載力降低約為7.3%。產(chǎn)生這種現(xiàn)象的主要原因是中部缺陷將鋼筋與灌漿料之間分為幾個不同的受力段[12]，與整體相比強度降低，從而導致承載力降低，因此中部缺陷試件對全灌漿套筒鋼筋連接的承載力影響最大，為最不利因素。

3 套筒灌漿質(zhì)量評價

將上述試驗結(jié)果分析作為依據(jù)，缺陷種類、缺陷位置以及缺陷長度作為具有代表性的指標，套筒灌漿質(zhì)量評價標準可劃分為4個等級，分別為“優(yōu)秀”“合格”“較差”“差”，其中破壞模式為鋼筋斷裂式破壞、鋼筋拉斷接頭位移小于60 mm、承載力利用率大于70%的試件評為優(yōu)秀工況；破壞模式為鋼筋斷裂式破壞、鋼筋拉斷接頭位移位于60～70 mm、承載力利用率大于65%的試件評為合格工況；破壞模式為鋼筋斷裂式破壞、鋼筋拉斷接頭位移位于60～70 mm、承載力利用率大于60%的試件評為較差工況；破壞模式為鋼筋斷裂式破壞或鋼筋拔出破壞、鋼筋拉斷接頭位移大于70 mm、承載力利用率小于60%的試件評為差工況。以此初步形成套筒灌后質(zhì)量評判標準，以期在后續(xù)進行缺陷檢測工作時便于判斷灌漿質(zhì)量。灌漿施工質(zhì)量評價指標體系及評價表分別如圖7、表5所示。

表5 灌漿施工質(zhì)量評價表Table 5 Grouting construction quality evaluation table

圖7 灌漿施工質(zhì)量評價指標體系圖Fig.7 Grouting construction quality evaluation index system

4 結(jié)論

(1)不同缺陷下，接頭鋼筋的破壞形式有3種。當單側(cè)類型缺陷以及對稱類型缺陷長度小于等于1d時，構(gòu)件發(fā)生鋼筋斷裂式破壞，但鋼筋拉斷位置與缺陷設(shè)置位置未發(fā)現(xiàn)明顯規(guī)律；當兩種位置內(nèi)部缺陷長度超過1d時，構(gòu)件可能會發(fā)生灌漿料剪碎式鋼筋拔出破壞和刮犁式鋼筋拔出破壞，在缺陷長度較大時發(fā)生刮犁式破壞概率較大。

(2)對于1d以及3d缺陷長度下，雙側(cè)對稱類型不同位置下缺陷對全灌漿套筒的不利影響均要高于對應(yīng)位置的單側(cè)缺陷；對于2d缺陷長度下，單側(cè)中部缺陷的不利影響要高于雙側(cè)對稱位置。

(3)除雙側(cè)對稱1d缺陷工況外，套筒受缺陷位置影響顯著；單側(cè)缺陷且缺陷長度為1d的情況下頂部缺陷為最不利工況，其余情況均是中部位置缺陷為最不利工況。

(4)全灌漿套筒表面應(yīng)變分布均為中間應(yīng)變>出漿口位置應(yīng)變>灌漿口位置應(yīng)變，中部位置承受最大應(yīng)變，為套筒的最不利位置。套筒應(yīng)變隨加載時間變化曲線接近鋼筋力-位移拉伸曲線規(guī)律，并且對于不同位置及不同缺陷下應(yīng)變變化幅度較小。

(5)根據(jù)試驗結(jié)果及分析整理灌漿質(zhì)量評價表，為后續(xù)灌漿施工提供借鑒及參考。