缺陷可检修型半灌浆套筒连接高应力反复拉压性能试验研究

解琳琳，钟勃健，苗启松，陈 曦，孙海林，杨参天，冯 雪

(1. 北京建筑大学土木与交通工程学院，北京 100044；2. 北京市建筑设计研究院有限公司，北京 100045；3. 中国建筑设计研究院有限公司，北京 100044)

装配式建筑近年来发展迅速，可靠的构件间连接性能是保障装配式建筑抗震性能的关键。灌浆套筒连接是装配式钢筋混凝土结构中应用最广泛的连接形式[1-5]。近年的工程实践表明：由于施工质量问题导致灌浆不饱满这一问题普遍存在，一定程度上会影响连接性能进而影响关键构件和整体结构抗震性能。为此，北京、上海、浙江和四川等省市陆续出台相关规程和标准，要求对灌浆套筒的质量进行检测，并要求对灌浆质量不符合要求的套筒进行整改。揭示灌浆不饱满缺陷对套筒连接性能的影响，提出可解决套筒灌浆不饱满缺陷检测和修补难题的技术措施，已成为该类装配式建筑的关键难题。

在套筒灌浆缺陷检测方面，诸多学者提出了一些无损检测方法，如李向民等[6]提出了基于X射线数字成像技术的预制剪力墙灌浆套筒密实度检测方法，实践验证了该方法缺陷成像精度高；Feng 等[7]研究了基于超声波时间反转技术的检测方法，结果表明：该方法可以将不小于10 mm 的缺陷清晰成像；Zhang 等[8]提出了一种基于动力激励技术与小波包分析技术的检测方法，可识别结构中存在灌浆缺陷的构件；Tang 等[9]提出了一种图像的深度学习缺陷判定方法。值得注意的是，现有方法大都聚焦于套筒灌浆缺陷的检测，然而对于检测后如何修补缺陷的研究还相对较少。为此，陈曦等[10]前期提出了缺陷可检修(检测和修补)型的新型灌浆套筒，其构造及原理如图1 所示，该套筒特征是在传统半灌浆套筒的出浆口上部增设一个检修修补孔，初次灌浆后从检修孔伸入内成像探头对灌浆饱满情况进行成像，通过基于图像的缺陷率检测方法可准确计算预设参考线(高度为预期钢筋锚固长度)与实际浆面的高度差，高度差除以预期锚固长度即为灌浆缺陷率。若发现存在灌浆缺陷，则将灌浆料或植筋胶注入灌浆套筒直至液面达到参考线高度完成修补。

图1 检测修补原理Fig. 1 Defect detect and repair mechanism

在灌浆缺陷对连接性能影响方面，Ling 等[11]考虑不同套筒构造和锚固长度影响，设计制作了4 组35 个试件进行了单向拉伸试验，结果表明：相同构造时钢筋同灌浆料的锚固粘结是影响接头破坏的主要因素。Huang 等[12]考虑钢筋直径、套筒尺寸和钢筋偏移量影响，对15 个半灌浆套筒试件进行了单向拉伸试验，结果表明：施工误差引起的钢筋偏移对连接性能影响可以忽略。Xu 等[13]考虑灌浆套筒缺陷位置不同(均匀、纵向、径向和斜向)影响，对126 个半灌浆套筒进行单向拉伸试验，试验结果表示：连接性能主要受缺陷程度影响，受缺陷位置的影响较小。李向民等[14]考虑6 种缺陷占灌浆套筒下段钢筋锚固长度的比例，进行了全灌浆套筒单向受拉性能试验研究，结果表明：当缺陷长度不超过一端钢筋锚固长度30%时，单向拉伸强度仍可满足规范要求。匡志平等[15]考虑灌浆方向、钢筋锚固长度和加载方式影响，对36个全灌浆套筒试件开展了试验研究，结果表明：连接破坏模式主要取决于缺陷长度，竖向连接时锚固长度不得少于5 倍钢筋直径。上述试验结果表明：灌浆锚固长度不足(即灌浆不饱满)是影响灌浆套筒连接性能的最重要因素。

因此，陈曦等[10]前期考虑不同钢筋直径、不同缺陷率(即不同灌浆不饱满程度)和不同修补材料影响，开展了26 组78 个试件的单向拉伸试验，结果同样表明：较高缺陷程度会导致钢筋与灌浆料的粘结滑移破坏，采用灌浆料或植筋胶对缺陷修补后的试件的单向拉伸性能和无缺陷基本相当。然而值得注意的是，不同于单向受拉，地震作用下钢筋套筒处于往复荷载作用，内部受力情况更为复杂，灌浆料中产生裂缝并不断开展延伸，引起的累积残余变形会导致钢筋和灌浆料的粘结强度不断减小[16-17]。当缺陷率较高时，相较单轴拉伸，这种累积可能导致连接在相对较低缺陷率或较小荷载时就出现滑移破坏。因此，有必要研究该半灌浆套筒在反复拉压荷载作用下的破坏模式和力学性能，进一步明确缺陷对连接性能的影响并验证其可靠性。

基于上述需求，本试验以无灌浆缺陷试件作为参照，考虑2 种钢筋直径、4 种灌浆缺陷程度与2 种修补方式，设计制作了26 个缺陷可检修型半灌浆套筒连接试件，进行了高应力反复拉压试验，分析了各试件的破坏模式、承载能力和变形能力，揭示了不同缺陷率和不同钢筋直径对半灌浆套筒连接抗震性能的影响，进一步明确了该新型半灌浆套筒的可行性和可靠性。

1 试验概况

本研究设计制作的26 个试件信息如表1 所示，编号规则说明如图2 所示。选择的钢筋直径为12 mm和20 mm，两者分别常用于装配式剪力墙结构和框架结构。灌浆套筒的主要构造及尺寸如图3 及表2 所示。试验试件包括以下3 类：

图2 试件编号规则说明Fig. 2 Specimen number description

表1 试件信息Table 1 Information of tested specimens

表2 套筒试件尺寸参数/mmTable 2 Geometric properties of test specimens

1)无灌浆缺陷试件2 个：该组试件根据《钢筋套筒灌浆连接应用技术规程》(JGJ 355-2015)[18]制作，灌浆侧钢筋锚固长度满足8 倍钢筋直径(8d)需求，即该类试件不存在灌浆缺陷，作为试验的标准对比试件，每个直径试件各1 个。

2)灌浆缺陷试件8 个：为揭示不同缺陷程度对高应力循环荷载作用下半灌浆套筒连接性能和破坏模式的影响规律，制作了4 种不同缺陷率(15%、30%，45%和60%)的灌浆套筒，其中灌浆缺陷率定义为钢筋未锚固段长度(图3 中ln)与满灌钢筋锚固长度(图3 中l0)之比。每个直径试件各4 个。

图3 半灌浆套筒试件几何尺寸Fig. 3 Dimension of half grouted sleeve specimens

3)灌浆缺陷修补试件16 个：为明确采用不同修补材料补灌修补后的半灌浆套筒在高应力循环荷载下的力学性能及破坏模式，制作了上述4 种灌浆缺陷率下的修补试件，分别采用植筋胶和灌浆料修补至满灌锚固长度。通过与无缺陷试件对比，明确其修补的可行性和可靠性。

灌浆套筒采用屈服强度为335 MPa 的45#碳素结构钢制作，钢筋采用HRB400，基于规范(JG/T 408-2019[19]和GB/T 2567-2008[20])制作试验所用灌浆料与环氧树脂植筋胶的试块，获得其材性性能参数如表3 和表4 所示。加工时，从灌浆孔灌浆并通过成像探头确认灌浆率，随后按标准方法养护28 d。加工缺陷修补试件时，初次带缺陷标准养护28 d 后再补灌液面达预期锚固长度，并再次养护28 d。

表3 钢筋材料力学性能Table 3 Mechanical properties of tested rebar

表4 修补材料抗压强度Table 4 Compressive strength of repair materials

本研究根据《钢筋机械连接技术规程》(JGJ 107-2016)[21]的要求对试件进行高应力反复拉压试验。为了防止钢筋在受较高压应力时屈曲，在套筒壁外侧设计了环向约束装置，加载装置如图4 所示。通过力控制加载到钢筋拉应力首次达到0.9fy，再反向加载到钢筋压应力首次达到-0.5fy，维持上述拉压水准循环加载20 次，然后转为位移控制直至拉伸破坏。力控制和位移控制阶段的加载速率分别为：2 MPa/s 和0.05Lc/min。试验量测方案如图4所示，以位移计1 和位移计2 的平均位移作为试件轴向变形，结合作动器输出的荷载绘制试件的荷载-位移曲线；通过位移计3 量测灌浆套筒连接接头在标距L+4d内的残余变形，通过在套筒中部布置环向应变片H1 和纵向应变片Z1 量测套筒应变，确认套筒是否处于弹性状态。

图4 试验加载设备及量测方案Fig. 4 Test setup and measurement methods

2 试验结果与分析

2.1 试验现象与破坏模式

新型半灌浆套筒灌浆连接接头的破坏模式包括钢筋拉断与滑移破坏，代表性试件的破坏模式如图5 所示。出现钢筋拉断的试件整体充分发挥了钢筋的抗拉强度和变形能力，可保证连接钢筋具有良好的抗震性能。出现钢筋滑移破坏的试件则由于套筒内灌浆料锚固能力不足，钢筋提前产生滑移使得钢筋的性能未充分发挥，难以保证其抗震性能。对于不同分组内的试件：

图5 试件破坏形态Fig. 5 Failure modes of test specimens

1)无灌浆缺陷试件：钢筋破坏模式均为钢筋拉断，试件受力经过了弹性、平台、上升、颈缩和破坏等阶段，与钢筋受力全过程及破坏模式完全一致，表明该类试件连接质量可靠，出现了预期的合理破坏模式。

2)灌浆缺陷试件：对于直径为12 mm 的钢筋，仅试件D-d12-60 发生了钢筋滑移破坏；对于直径为20 mm 的钢筋，缺陷率较高的两个试件D-d20-45和D-d20-60 发生了钢筋滑移破坏。总的来说，对于存在灌浆缺陷的试件，当缺陷率达到某一阈值，套筒内灌浆无法保证其连接锚固连接质量，引起滑移破坏。此外，由于较大直径的灌浆套筒钢筋锚固长度较长且灌浆料厚度较大，导致平均粘结强度下降[16,22-23]，故随着钢筋直径的增大该阈值逐渐减小。上述阈值与前期单轴拉伸试验中所观测到的滑移破坏阈值基本一致。

3)灌浆缺陷修补试件：修补后试件的破坏模式均为钢筋拉断破坏，这表明采用本研究所提出的缺陷可检修型灌浆套筒，通过补灌植筋胶或同等级灌浆料均可有效修复套筒连接缺陷，实现预期的合理破坏模式。

2.2 荷载-位移曲线

各试件在高应力反复拉压荷载作用下的滞回曲线如图6～图8 所示，主要试验结果如表5 所示。从图表中可以看出：

图6 无缺陷与缺陷灌浆试件滞回曲线对比Fig. 6 Comparison of the hysteretic curves between nondefect specimens and grouting defected specimens

图7 无缺陷与灌浆料缺陷修补试件滞回曲线对比Fig. 7 Comparison of the hysteretic curves between nondefect specimens and grout-repaired specimens

图8 无缺陷与植筋胶缺陷修补试件滞回曲线对比Fig. 8 Comparison of the hysteretic curves between nondefect specimens and epoxy-repaired specimens

表5 主要试验结果Table 5 Summary of test results

1)无缺陷与缺陷灌浆试件对比(如图6)：对于发生钢筋拉断的缺陷灌浆套筒试件，高应力循环加载下各试件的承载能力和变形能力与无缺陷试件基本完全一致，屈服前在20 次循环加载下均可基本保持线弹性受力特征，随后逐一进入平台、上升、颈缩和破坏等阶段。对于试件D-d12-60，该试件在屈服前的循环加载下力学行为与无缺陷试件基本一致，表明小震行为可得到保障，但在钢筋屈服后，由于锚固能力不足产生了滑移破坏，难以满足大震下的延性大变形需求。对于试件D-d20-45，其受力特征和破坏行为与试件D-d12-60基本相当。值得注意的是，当缺陷率达到60%时(即D-d20-60)，在高应力循环过程中，套筒在标距内的残余变形逐渐累加，在加载至第8 圈时，钢筋在未屈服的情况下发生了钢筋滑移破坏，连接的小震性能都无法得到保障。

2)无缺陷与缺陷修补试件对比(如图7 和图8)：由于无缺陷试件与缺陷修补试件均呈现出钢筋拉断的破坏模式，因此两者滞回曲线整体差别不大。弹性段和上升段初始基本一致，峰值荷载也基本相当，最大相对误差不超过1.4%，进一步验证了修补后套筒受力性能的可靠性。

2.3 力学性能

采用屈服比(JGJ 355-2015[18])、强度比(ACI 318[24]和JGJ 107-2016[21])、延性比(ACI 318[24])3个指标，作为灌浆套筒的承载力及变形能力的评价标准：

1)屈服比

3)延性比

式中：δu为试件的破坏位移；δy为试件的屈服位移。各半灌浆套筒试件的力学性能指标如表5 和图9 所示。

图9 试件屈服比、强度比、延性比Fig. 9 Ry, Rs and Rd of test specimens

对于试件的屈服比Ry，仅D-d20-60 的试件在高应力循环阶段即发生了钢筋滑移破坏，此时钢筋仍未屈服，故不满足屈服比要求，其余构件均满足规范要求且屈服比均不小于1.11；对于试件的强度比Rs，同样仅D-d20-60 试件不满足规范要求，Rs为1.07。D-d12-60 的试件Rs为1.32，满足规范要求，但已较贴近限值。其余试件的强度比均不小于1.57；对于试件的延性比Rd，同样仅D-d20-60试件不满足规范要求。D-d12-60 以及D-d20-45 试件分别为6.39 和6.06，虽然满足要求，但显著小于无缺陷试件的延性系数，变形能力较差。12 mm直径和20 mm 直径的其余试件的延性比分别不小于26.31 和13.42，变形能力与无缺陷试件基本相当。

综上所述，高应力反复拉压荷载下较高的灌浆缺陷率对灌浆套筒的力学性能影响显著。当缺陷率达到60%时，两种直径的试件的承载能力均较差，D-d12-45、D-d20-45 以及D-d20-60 试件延性变形能力均较差。值得一提的是，在采用灌浆料或植筋胶修补后，其承载能力和变形能力与无缺陷套筒试件基本一致。

2.4 灌浆套筒变形

根据规范(JGJ 107-2016)[21]对半灌浆套筒的变形性能要求，高应力反复拉压循环加载20 次后，连接接头的累积残余变形u20应不超过0.3 mm。对于无缺陷和缺陷修补套筒试件，该残余变形最大值分别为0.18 mm 和0.19 mm，均满足规范要求，进一步验证了该新型套筒修补功能的可靠性。D-d12-60 试件的残余变形为0.38 mm；D-d20-45拉压循环20 次后残余变形达到了3.16 mm，表明该阶段试件虽然能够维持承载力但内部已产生了一定的滑移，随着位移的逐渐增大，试件才完全拔出；D-d20-60 试件因为在该阶段已直接拔出失效，所以无法满足该要求。

试验全过程中套筒处于弹性状态，12 mm 和20 mm 直径灌浆套筒的最大轴向应变分别为605.03 με和1451.84 με，低于套筒的屈服应变1723.30 με，最大环向应变分别为-80.04 με 和-356.84 με。

3 结论

针对新型缺陷可检修型半灌浆套筒，本研究考虑到不同直径、缺陷率和修补材料影响，开展了26 个连接试件的高应力反复拉压试验，分析了各试件的破坏模式、承载能力和变形能力，主要结论如下：

(1)试件主要呈现出钢筋拉断和钢筋滑移两种破坏模式。无缺陷和缺陷修补试件均为钢筋拉断的合理破坏模式，承载能力和变形能力满足国内外规范要求；对于存在灌浆缺陷的试件，当缺陷率达到一定阈值时发生钢筋滑移破坏，连接质量不可靠。

(2)灌浆不饱满缺陷较大时对连接质量影响显著。对于直径为12 mm 的钢筋，当灌浆连接接头缺陷率达到60%时发生钢筋滑移破坏；对于直径为20 mm 的钢筋，当套筒灌浆连接试件的缺陷率达到45%时发生钢筋滑移破坏，尤其是60%缺陷率的试件在试件未屈服时即发生了滑移破坏，抗震能力严重不足。

(3)该新型半灌浆套筒在采用灌浆料或植筋胶对缺陷进行修补后，均具有满足规范要求的破坏模式、承载能力和变形能力等，验证了该检测修补方法在高应力拉压循环加载工况的可行性与可靠度高。

在后续研究中，有必要开展大变形下的循环荷载试验，进一步明确该新型套筒的可行性和可靠性。