灌浆套筒力学性能影响因素研究进展

苗吉军，刘远霖，刘才玮，刘延春，彭婷婷

(青岛理工大学土木工程学院，青岛 266520)

灌浆套筒连接接头作为装配式建筑常用的连接方式，自问世以来在土木工程各个领域均得到了广泛应用[1-4]，对于装配式构件的各项性能中外相关学者开展了深入研究。黄朗等[5]研究发现底部套筒连接装配式柱构件抗震性能与螺栓连接装配式柱相当，但后期刚度退化相对较小，延性更好；提高纵筋配筋率可以提高构件承载力及延性，增大轴压比虽有利于提高承载力但会削弱构件延性[6]。存在灌浆缺陷的装配式柱构件，由于黏结强度不足会造成塑性铰上移，刚度退化[7]。套筒连接装配式多跨框架结构边节点，中节点地震破坏模式与现浇结构相似，抗震性能良好[8-9]。装配式剪力墙构件抗震性能可以实现等同现浇，当灌浆不足导致锚固长度降低时，破坏模式会由墙底两侧混凝土剥落变为套筒区钢筋拔出，承载力及延性严重退化[10-11]。

尽管灌浆套筒连接装配式构件性能研究已经有了广泛开展，但套筒接头试件力学性能尚无明确计算方法。在实际工程应用中通常采取控制构件尺寸，限制钢筋锚固长度下限值等措施保证构件破坏时发生套筒外钢筋拉断破坏以此确保试件承载力满足要求。但在实际工程应用中套筒形式多样；新型灌浆料种类繁多，这就造成了理论发展与实际工程应用的脱节。此外施工过程外部扰动，构件外部环境如火灾高温，海水侵蚀以及低温冻融等会使套筒试件处于带缺陷工作状态，削弱构件承载力，发生连接钢筋拔出破坏，大大降低结构使用寿命；若节点区发生破坏，严重危害结构鲁棒性甚至会发生连续性倒塌事故。故在现有单因素研究基础上开展试件多因素耦合研究及其必要，参考中外相关文献总结不同影响因素对接头试件性能的影响，汇总不同因素下接头试件性能及相应理论计算公式，为后期装配式结构多因素耦合条件下性能研究，力学设计计算提供参考，为装配式建筑的推广应用奠定理论基础。

1 套筒灌浆料

灌浆套筒用灌浆料具有早强，快硬，微膨胀的特性，同时为确保施工灌注质量要有良好的流动性。JG/T 408—2019《钢筋连接用套筒灌浆料》灌浆料不同龄期抗压强度，初始及30 min流动度，24 h膨胀率规定如表1所示。为适应装配式建筑发展，提高灌浆套筒接头性能，中外学者对提高灌浆料性能及研发新型高强灌浆料进行了一系列试验研究，不同因素对灌浆料性能指标影响及新型灌浆料研发汇总如下。

表1 套筒灌浆料性能指标Table 1 Sleeve grout performance index

1.1 灌浆料组分

浆料自身组分，不同掺量，配合比以及外加剂均会对灌浆料各项性能产生影响。灌浆料内部不含粗骨料尺寸效应不明显。常用的硅酸盐水泥强度较好，但硫铝酸盐水泥早期水化反应生成的钙矾石可以提高早期强度，且不影响流动度及膨胀率[12]。水胶比对浆料的各项性能均有较大影响，水胶比增大流动度虽有增加但早期水化不完全强度会有所降低，且过高时会出现泌水离析现象，大直径试件尤其敏感，建议取值0.25左右。骨料级配增加可以提高早期强度但流动度会有所下降，以金刚砂细骨料取代河砂可以提高浆料抗压强度。胶砂比提高可以增加浆料流动度，减小会使骨料因包裹不充分而产生空隙降低抗压强度。矿物掺合料选用9%掺量矿渣粉对灌浆料各项指标均有有利影响[13-17]。

1.2 外加剂

为确保套筒灌浆料与筒壁以及钢筋之间具有良好的锚固性能，常外加膨胀剂使浆料体积膨胀，因膨胀变形受筒壁约束处于受压状态从而一定程度上可以提高抗拉强度。不同膨胀剂掺量及膨胀相组分对浆料性能影响不同，掺量过高浆料体积稳定性差；如图1、图2所示，以MgO为膨胀相的MEA(magnesium expansion agent)膨胀剂在增加膨胀率的同时会在浆料内部产生空隙削弱浆料强度，相比之下膨胀相为硫铝酸钙及石膏的SCA(sulfate cement expansion agent)膨胀剂生成胶结能力更好的钙矾石，同掺量下具有更好的强度[18-19]。此外不同养护条件下浆料体积变化亦有所不同，标准养护条件下发生膨胀变形；自干燥养护及干燥养护均发生收缩变形且前者后期收缩趋于减小。实际工程应用中，浆料在套筒内部的养护条件更接近于自干燥养护，适当提高养护温度可以提高灌浆料强度以及接头试件承载力[19-21]。

图1 氢氧化镁晶体微观形貌[18] Fig.1 Microscopic morphology of magnesium hydroxide crystals[18]

图2 钙矾石微观形貌[18]Fig.2 Microscopic morphology of calcareous alumina[18]

套筒用灌浆料早期强度对试件承载力同样重要，早期强度高可以减弱外部振动对试件的影响，通过添加早强剂加快水化进程可以提高浆料早期强度，但自由水减少会降低流动度。针对离析泌水现象，添加掺量不超过0.005%的稳定剂可以在材料内部生成聚合物增加内聚力减小对浆料强度的影响；减水剂掺量对浆料强度的影响呈现先增大后减小的趋势，对于萘系减水剂及聚羧酸减水剂其强度峰值对应的掺量分别为0.9%及0.6%[22-24]。

1.3 新型灌浆料

随着新型材料的研制与开发，为提高灌浆料性能新型灌浆料应运而生。对于掺入纤维的灌浆料来说，纤维种类，长度及掺量均会对浆料各项指标产生影响。根据聚丙烯纤维(PP)，聚乙烯醇纤维(PVA)，玄武岩纤维(BF)[25-28]不同长度及掺量对浆料性能及接头试件抗拉强度的影响，确定最优长度、掺量以及对应接头试件的最小锚固长度如表2所示；纤维的掺入提高了试件承载力，增加了接头韧性，降低锚固长度，可为后期工程应用提供依据。

表2 不同纤维最佳用量Table 2 Optimal amount of different fibers

提高浆料强度可以提高试件极限承载力及黏结强度，超微细无机材料纳米二氧化硅具有火山灰效应，物理填充效应以及晶核效应，加入灌浆料中可以制备出28 d抗压强度170.5 MPa的高强灌浆料[29]。以铜矿开采产生的铜尾矿渣取代天然砂，碱矿渣水泥为胶凝材料，加入粉煤灰漂珠，制备的新型环保灌浆料，其早期水化扫描电子显微镜(scanning electron microscope，SEM)图如图3所示，由此可知新型环保型灌浆料早龄期结构致密，具有较好的早期强度[30]。

图3 新型环保材料早龄期SEM图Fig.3 SEM diagram of the early age of the new environmentally friendly material

套筒接头试件在受拉过程中，超过灌浆料抗拉强度会产生受拉裂缝，随荷载增加裂缝不断发展，加入3%掺量的以尿素-甲醛包裹E-51型环氧树脂胶囊自愈材料，利用浆料受拉裂缝激发材料发挥作用可以有效提高试件极限承载力及位移[31-32]。

对于已知浆料强度和套筒构造尺寸，Cao等[13]推导出试件极限承载力计算公式,即

(1)

式(1)中：L为钢筋锚固长度，mm；db为钢筋直径,mm；fm为灌浆料28 d抗压强度测试值,MPa；dsi为套筒内部剪力键间距,mm；fn为套筒与灌浆料之间围压，MPa。

对于灌浆料对试件黏结强度的影响，黄远等[33]参考钢筋与混凝土黏结强度计算方法，依据图4计算模型，其中Tsl表示套筒环向压力；拟合出全灌浆套筒黏结强度τu计算公式，即

图4 灌浆套筒约束应力模型Fig.4 Grouting sleeve constraint stress model

(2)

(3)

式中：fg为灌浆料抗压强度实测值，MPa；un为钢筋灌浆料黏结强度；D为套筒内径，mm；t为套筒壁厚，mm；εsl为套筒环向应变；Esl为套筒弹性模量。由式(1)及式(2)可知提高套筒灌浆料强度可以提高试件极限承载力及黏结强度。

1.4 小结

现有研究以灌浆料强度、流动度及膨胀率为指标，确定了适用于工程应用的最优配比，并制备出了兼具早强，流动度高，膨胀性好的优质灌浆料。为推动新旧动能转换，发展绿色环保经济，结合环保发展理念，合理利用废弃资源，参考现有再生混凝土，铜矿渣，矿渣灰取代混凝土组分的研究进展，制备新型环保型灌浆料将是未来研究的重点。此外，现有灌浆料养护条件均为标准养护条件，但实际工程中浆料所处养护环境为自干燥养护，应加强对此养护条件下浆料性能的研究。且现有不同灌浆料组分各异，关于灌浆料本构关系尚无明确定论，在有限元模拟中通常按照高强混凝土本构进行模拟，这就造成了模拟结果与实验结果的差异，限制了装配式建筑进一步发展；未来解决灌浆料本构关系将是重中之重。为进一步规范灌浆料的使用，应结合现有研究进展，将新型纤维灌浆料，高强灌浆料等纳入规范指导中来，提供相应参考数据，为在实际工程中推广应用提供支持。

2 灌浆套筒与连接钢筋

2.1 灌浆套筒

灌浆套筒连接用套筒通常由球墨铸铁及冷轧钢材制成，按其形式可分为标准型，异径型，正反丝型及扩口型四种；从其构造又可分为全灌浆套筒及半灌浆套筒两类如图5所示。

图5 灌浆套筒示意图Fig.5 Diagram of grouting sleeve

作为灌浆套筒连接的约束构件，套筒通过约束内部浆料及钢筋在承受荷载过程中的变形为接头提供粘结强度。JG/T 163—2013《钢筋机械连接用套筒》对套筒尺寸，不同加载制度下最大伸长率、破坏形式及型式检验方法给出了参考。但未给出套筒不同种类及同种类套筒不同尺寸构造对力学性能的影响，内容相对比较笼统；且近几年灌浆套筒形式，构造及连接方式有了新的发展，为推广应用有必要将其纳入规范指导之内。参考中外相关研究成果分析总结灌浆套筒自身构造对试件性能的影响，为提高灌浆套筒承载力提供依据，同时针对国内外套筒发展形势，介绍相应新型套筒发展情况。

2.2 灌浆套筒对试件力学性能影响

对于灌浆料与套筒的约束应力主要由套筒对浆料膨胀的约束力以及内部抗剪键与浆料的机械咬合力组成。灌浆套筒在单向拉伸过程中，钢筋月牙肋与灌浆料发生错动，肋前受压，肋后受拉，当超过灌浆料抗压强度时会产生裂缝，随荷载继续增加，裂缝不断向内向外扩展，直到与套筒剪力键相交，最后发生破坏。剪力键间距及数量是影响接头强度的主要因素，通常来说灌浆料与套筒接触面最不利位置在受拉端第一个抗剪键，当其数目过多时，不能全部发挥抗剪效应。抗剪键间距在25 mm左右为宜，过小时相邻抗剪键之间浆料体积少，易发生劈裂破坏[34]。对于套筒尺寸对试件承载力的影响，参考钢管混凝土以含钢率为指标评判试件受力性能[35]，即

(4)

式(4)中：As为钢筋截面面积，mm2；Ac为混凝土截面面积，mm2；R为套筒内径，mm；t为套筒壁厚，mm。结果表明，含钢率在13.78%～18.51%内对试件强度的影响规律性不强。但实验过程中不存在缺陷的套筒试件，拉伸性能均满足规范对Ⅰ级接头的要求。全灌浆套筒与半灌浆套筒最不利位置分别为试件中部及出浆口位置，但均未发生套筒拉断破坏，几乎全过程处于弹性阶段，说明套筒构造在满足规范的前提下，整体性能满足要求。

对于如图6所示由光滑段及含剪力键的变形段组成的半灌浆套筒试件；光滑段黏结应力由化学胶结力及摩擦力组成；变形段主要为机械咬合力。

图6 半灌浆套筒连接接头Fig.6 Semi-grouted sleeve connection joint

对此王占文等[36]推导出不同位置处黏结应力计算公式为

(5)

(6)

(7)

式中：L3为光滑段长度，mm；A为套筒横截面积，mm2；D为套筒内径，mm；L4为变形段长度，mm；Pu为极限承载力，kN；εs为光滑段中部应变与端部应变差值；E为套筒弹性模量。

2.3 新型灌浆套筒

为进一步提高灌浆套筒性能，提高装配式建筑使用率，研发易于制作，连接性能优良的新型连接套筒是当下研究热点。Ling等[37-38]研究发现锚固长度9d的钢管、方形空心管材及铝制套管制成的套筒，在单向拉伸试验下均发生套筒外钢筋拉断破坏。Henin等[39]对内壁带螺纹的拼接套管开展实验研究，锚固长度不大于8d时试件具有较好的力学表现。郑永峰等[40]利用低合金无缝钢管研发出新型变形灌浆套筒(grouted deformed pipe splice,GDPS)如图7所示。单向拉伸试验相关性能满足要求，偏心试件水平偏心率小于10%满足I级接头要求，在纯拉伸下弯矩与轴力的关系为[41]

图7 GDPS套筒Fig.7 GDPS sleeve

(8)

式(8)中：M为弯矩，kN·m；Mu为弯矩理论值，kN·m；N为轴力，kN；Nu为轴力理论值，kN。

相比于常规套筒，新型套筒降低了临界锚固长度；堆焊焊接及冷轧的制作方法相较于常见的铸造方式大大简化了施工工艺，节约了制作成本，具有良好的工程应用前景。

为减少试件插接对中误差，余琼等[42-43]提出灌浆套筒采用钢筋搭接的连接方式(图8)，经过实验验证搭接试件与相同锚固长度对接试件相比，具有更好的承载力，伸长率及刚度，可在今后装配式建筑中推广使用。

图8 套筒灌浆搭接接头示意图Fig.8 Schematic diagram of sleeve grouting lap joint

2.4 连接钢筋

灌浆套筒连接钢筋直径及锚固长度直接影响接头试件性能。对于全灌浆套筒试件单向拉伸试验主要发生套筒外钢筋拉断，钢筋拔出两种破坏模式，对于半灌浆套筒试件还可能发生螺纹端破坏，故套筒试件极限承载力为钢筋屈服强度，黏结强度以及螺纹抗拉强度三者中的最小值。控制螺纹端机械螺纹连接啮合长度不小于1.5倍的连接钢筋直径可以避免半灌浆套筒试件发生螺纹端破坏。对于钢筋直径d及锚固长度L对试件极限承载力的影响，以x=L/d为参数，Liu等[44]拟合出全灌浆套筒试件极限承载力计算公式，即

Pu=-24 936.6e-x+166.66

(9)

对于半灌浆套筒试件，针对试件钢筋拉断及钢筋拔出两种破坏模式可将其极限承载力[45]表示为

(10)

式(10)中：fu为钢筋屈服强度，MPa；fc0为套筒对灌浆料约束应力，MPa；由式(9)及式(10)可以得出，试件极限承载力随锚固长度增加而增加，对于钢筋拉断破坏试件，直径增加可以提高极限承载力。为防止发生钢筋拔出破坏，Huang等[45]建议锚固长度最小值L2计算式为

(11)

式(11)中：fu为钢筋屈服强度，MPa。

钢筋直径及锚固长度对试件黏结强度的影响不同于极限承载力，增加钢筋直径，浆料厚度相对降低，套筒对浆料约束增强，黏结应力及极限承载力均有所增加；但增加锚固长度虽然提高了试件极限承载力，但试件高应力集中区仍在灌浆段相对较小范围内，黏结力分布不均匀，自由端粘结应力小，从而造成平均黏结应力减小[33,35,46-48]。

此外在安装过程中，钢筋在套筒内部常因外部扰动而处于偏心状态，包括水平偏心及斜偏心两种，如图9所示分别以偏心率e及偏心角β衡量试件偏心程度。偏心试件在受拉过程中会有对中趋势，增加了屈服与极限位移，当偏心角小于3°时对试件屈服及极限承载力影响较小。但偏心使套筒应变不再均匀，对于水平偏心试件，靠近钢筋一侧套筒应变大；偏心试件应变随套筒壁与钢筋距离增加而减小，斜偏心对试件的影响大于水平偏心[49-51]。

图9 套筒内部钢筋偏心示意图[49]Fig.9 Schematic diagram of the eccentricity of the reinforcement inside the sleeve[49]

2.5 小结

现有研究针对常用的全灌浆套筒及半灌浆套筒构造及尺寸对试件承载力的影响进行了研究，并给出了对应的黏结强度及极限承载力计算公式，为后期装配式构件实际工程应用奠定了理论基础。但现有承载力计算公式的推导通常只针对特定的试验，样本数目少普适性较差，尚未形成业界公认的计算理论，后续研究可以将套筒不同构造措施以影响系数的形式进行考虑，在现有基础上进一步完善装配式建筑理论计算方法。

连接钢筋锚固长度是影响试件承载力的主要因素，相关研究给出了连接钢筋最小锚固长度计算式，同时规范也对套筒试件锚固长度最小值进行了限制；规范值相对试验值偏大，具有较好的安全储备。针对装配式建筑安装过程中钢筋易受扰动而处于偏心的情形，相关研究给出了不同偏心情况对试件承载力的影响。针对钢筋偏心情况后期工程应用中应采取一定措施或研发相关仪器对连接钢筋进行保护处理，防止钢筋偏心或锈蚀。此外应加强对高强连接筋的实验研究，充分发挥材料性能，进一步提高灌浆套筒试件承载力。

3 构件性能外部影响因素

3.1 火灾高温

建筑火灾对结构承载力具有不利影响，火灾持续时间增加构件温度不断升高，力学性能逐渐退化。目前灌浆套筒试件高温下及高温后性能研究相对于现浇结构发展相对滞后，为探究温度及升温时间对灌浆套筒力学性能的影响，中外许多学者对试件高温后承载力进行研究，以期探索其高温及高温后性能，总结现有灌浆套筒试件高温性能，为后续高温与其他因素耦合如地震，氯盐侵蚀，冻融循环等奠定基础。

温度影响试件破坏模式，600 ℃后试件强度变低单向拉伸试验发生钢筋拔出破坏，变形较常温下有所增加，但温度低于600 ℃时，温度对试件极限承载力影响较小，且高温拉伸时套筒应变处于弹性阶段，全灌浆套筒中部，半灌浆套筒出浆口位置应变最大，单向拉伸试验结果基本满足规范要求。继续升温结构承载力急速下降，800 ℃时套筒表面已发生金相组织改变，氧化层剥落。套筒试件承载力下降主要是由钢筋及浆料强度退化所致，温度升高浆料内部水分蒸发，浆料在套筒内部受力状态由三向受压转变为两向受压，后期水分蒸发完全，强度降低变缓，高强水泥基灌浆料不同温度下扫描电镜图如图10所示。灌浆料抗压强度随温度T变化计算式为

图10 不同温度试块80倍扫描电镜图[54]Fig.10 Scanning electron micrographs of 80× specimen blocks at different temperatures[54]

(12)

式(12)中：fc为常温下灌浆料28 d抗压强度，MPa；在相同温度下，增加持温时间会降低试件承载力及刚度。大直径及偏心试件对高温更加敏感，相同温度条件下黏结失效会提前出现[21,52-60]。

在单向拉伸，高应力反复拉压，大变形反复拉压加载条件下，高温套筒试件应变仍处于弹性范围内，温度不超过600 ℃时循环荷载对试件破坏模式无明显影响[61]。

实际工程应用中灌浆套筒试件属于隐蔽工程，外部混凝土的存在延缓热量传递，外包30 mm C35混凝土升温后单向拉伸试验表明同温度下，外包混凝土连接试件承载力更高，破坏位移更小[62]，通过回归分析拟合出外包混凝土不同温度下试件黏结强度及极限荷载计算公式为

(13)

(14)

式中：fcT为不同温度下灌浆料抗压强度；L为锚固长度，mm。

高温后试件冷却方式同样影响试件性能，喷水冷却相对于自然冷却，承载力降低，套筒应变更加复杂无序，且钢筋拔出破坏提前发生[63]，根据试件不同温度下荷载位移曲线提出套筒滑移量X与温度T的关系，即

X=0.339 69-6.897 4×10-4T+2.918 74×10-6T2

(15)

对于按ISO-834标准升温曲线进行升温实验，不同升温时间试件经历的最高温度直接影响接头试件的极限承载力及破坏模式，随升温时间增加套筒内灌浆料应力状态由三项受压转变为受拉，且斜向受压带消失，极限荷载降低。将不同温度对试件承载力降低程度以折减系数α表示，不同温度试件极限承载力FT为

FT=(1-α)Fu

(16)

(17)

式中：α为折减系数；Fu为常温下试件极限承载力,kN[64-65]。

3.2 低温冻融

JGJ 335—2015《钢筋套筒灌浆连接应用技术规程》要求灌浆料灌注不宜在5 ℃下施工，负温条件下不能施工。但中国北方大多数地区冬季温度在0 ℃以下，胶凝材料水化慢，浆料强度小，且内部自由水受冷凝结膨胀会形成裂缝[66]，不能满足强度及流动度的要求[67]，为节省结构施工周期有必要开展低温条件下灌浆套筒性能试验并研发适合低温地区施工应用的套筒灌浆料以促进装配式建筑发展。

硫酸铝盐水泥具有抗冻抗渗的优良特性，应用于低温区装配式建筑具有巨大潜力[68-70]，为此顾旭东等[71]研发出硫酸铝盐水泥为胶凝材料，外掺0.65%缓凝剂，0.4%减水剂，28 d抗压强度可达85 MPa的低温型灌浆料，可以在低温区推广应用。对由低温灌浆料制作的试件模拟低温养护条件，并进行单向拉伸试验，偏置单向拉伸试验，高应力反复拉压试验以及大变形反复拉压试验，试验结果均满足规范对接头性能的要求，说明低温型灌浆料制备的套筒可以满足低温地区装配式建筑应用[72-77]。

此外低温区冻融循环同样会影响灌浆套筒性能，随冻融次数增加，自由水不断经历物理形态由固体与液体间的转变，体积改变内部裂隙不断开展降低试件锚固性能、极限承载力，增加试件破坏位移。增加钢筋直径可以一定程度减弱冻融的影响，对于冻融区采用CGMJM-VI高强水泥基灌浆料，GT4半灌浆套筒试件接头性能可以满足规范要求[78]。

3.3 滨海氯盐侵蚀

对于滨海环境装配式建筑来说，构件遭受海水侵蚀，氯离子侵入会使构件产生锈蚀降低构件承载力，杜永峰等[79]对套筒试件进行通电加速氯离子侵蚀试验模拟锈蚀对试件力学性能的影响，结果表明锈蚀率增加试件极限承载力及滑移均增大，小于3%的锈蚀率试件滑移较小且均发生套筒外钢筋拉断破坏，满足规范要求，但超过此临界值试件承载力会下降，达到12%锈蚀率时极限拉力仅为对比试件的50%。

3.4 现场施工因素

套筒施工过程中试件性能极易受到施工现场外部扰动的影响，实际工程中复杂的现场施工环境以及施工人员的不规范操作极易对接头连接质量造成影响。常见的施工缺陷包括灌浆不饱满；连接钢筋偏心，锈蚀以及包裹水泥砂浆；错用坐浆料；使用过期灌浆料等。这些外部因素均会削弱构件强度，降低结构使用寿命。

灌浆缺陷包括均匀注浆缺陷；竖向、水平向及斜向灌浆缺陷。无论何种缺陷，缺陷程度增加均会降低试件刚度及强度，大幅降低最大总伸长率。对于水平试件水平脱空使得浆料与套筒接触不完全，降低试件黏结强度，试件发生浆料劈裂钢筋拔出破坏。对于中间缺陷，空隙部位阻断了黏结应力的传递，两端浆料不能同时达到黏结应力峰值，缺陷超过40%时钢筋与浆料瞬间剥离拔出，对结构危害极大；对于竖直缺陷，当按规范取最小锚固长度为8d时，缺陷不超过30%时仍能满足接头性能要求[80-87]。

延时注浆试件承载力虽仍满足规范要求，但浆料流动度下降增大灌浆施工难度，建议30 min内完成灌浆。二次复灌试件套筒纵向应变不均匀，破坏深度随复灌长度增加而增加，小直径试件更易受影响，但接头强度仍满足要求[88]。

对试件施加不同频率不同振幅的外力模拟现场施工振动对试件承载力的影响。结果表明频率对试件接头承载力影响较小，但增大振幅使内部钢筋偏位增大，试件极限位移有增加，极限承载力下降，但仍满足规范对Ⅰ级接头的要求，振幅小于1 mm时振动对试件抗拉强度影响较小[89-90]。

对于现场以水泥净浆取代灌浆料的现象，由于水泥净浆强度小于灌浆料，替代会使试件锚固强度降低，降低承载力从而发生粘结破坏。使用过期6个月及12个月灌浆料试件仍能满足规范要求，说明规范给定灌浆料3个月保质期有较大的安全余度；对于砂浆包裹钢筋，当包裹厚度未覆没钢筋月牙肋时，涂层高度增加屈服，极限位移增加，但均未发生粘结破坏；若涂层厚度超过钢筋肋高，机械咬合力大幅下降，钢筋刮犁式拔出，说明包裹厚度对试件承载力影响极大，实际工程中应予避免此类现象发生[91-92]。

3.5 加载制度

规范以单向拉伸，高应力反复拉压以及大变形反复拉压性能表征试件抗震性能，但当试件自身含有缺陷时试件不同加载制度下力学性能会有差异，垂直缺陷在三种加载模式下临界锚固长度降低，试件延展性更好[93]。早期单向拉伸试验表明随龄期增加试件强度逐渐增加但仍发生钢筋拔出破坏；偏心使锚固强度降低，增大锚固长度可以减小钢筋偏心的影响[94]。在三种加载方式下，套筒应变均为纵向主要受拉，环向主要受压，随钢筋直径增加后期浆料劈裂变形大于套筒收缩，环向逐渐变为拉应变[36]。灌浆不足试件大变形反复拉压作用下试件变形性能及割线刚度降低，滞回环总面积先增大后减小安全余度降低，高应力反复拉压试件滑移增加[95]。高应力反复拉压荷载位移曲线屈服前基本保持线性关系，有明显屈服平台，且屈服荷载随直径增大而增大；出浆口处纵向应变最大为最不利位置，高应力反复拉压对接头连接性能影响不大。通过增加不利截面的厚度，减小端部厚度可以提高试件抗震性能[96]，总之，当灌浆套筒不存在其他缺陷时，不同加载制度下，试件均能满足规范要求，具有良好抗震性能。

3.6 小结

现有研究确定了套筒试件高温承载力退化临界温度，并探明了不同温度，持续时间对试件力学性能的影响规律，同时考虑了保护层对热量传递的影响。后续应进一步研究不同保护层厚度，混凝土强度等级尤其是高强混凝土高温爆裂对试件承载力的影响；考虑升温时间，混凝土厚度及强度，依据试验研究规律完善灌浆套筒试件高温承载力计算公式。

针对低温冻融区装配式建筑，研发了适用于北方寒冷地区应用的配套灌浆套筒试件。此外还确定了滨海地区试件承载力退化的临界锈蚀率。但目前相关研究尚停留在套筒试件层次，且同类型试验所用材料不同结果也有不同，后续研究应进一步考虑套筒试件形式，连接钢筋类型，外包混凝土模拟实际结构以形成完善的研究体系。此外，在单一因素研究基础上耦合其他工况如滨海地区结构锈蚀后抗震，抗火，装配式结构火灾后抗震性能等着手进行研究。

对于现场施工对试件性能的影响，部分因素对试件承载力影响较小，但绝大多数会造成试件承载力下降，针对此种现象，可以采取加强对现场施工人员监督指导，对试件施工前采取相应保护措施避免或减少对套筒试件性能影响，确保试件满足设计使用要求。

4 总结与展望

(1)套筒连接用灌浆料为满足施工要求须有良好的流动性，同时兼具足够的强度为试件提供承载力。但现有规范仅从浆料物理性能层面进行了规定，内容相对笼统，与当下新型灌浆料的发展，以及连接件在不同建筑领域中的应用需求相对滞后。不同种类灌浆料在满足强度，流动度的要求时，其他性能，如早期强度，抗火极限会有所下降，致使装配式节点连接处性能退化。应参考现有结构抗火，抗震规范，编撰相应参考文件指导灌浆套筒连接装配式构件发展。针对当下新材料发展趋势，应将新型灌浆料纳入规范目录考量中来，为新型灌浆料的推广应用提供支持，同时进一步开发适用于工程应用具有优良性能的高强灌浆料。

(2)套筒构造，钢筋类型直接影响套筒试件承载力及黏结强度。常规套筒由球墨铸铁制造，形式为全灌浆，半灌浆两类。目前已有新型套筒如GDPS等不断研发问世，针对新型套筒，应对其各项性能进行深入研究改进。现有研究中，连接钢筋通常为普通钢筋，后续研究可以将高强连接筋，纤维增强复合材料(fiber reinforced plastic，FRP)筋引入到套筒试件应用中来，拓宽连接件应用渠道；同时探索不同钢筋连接形式，开发适用于不同工程领域的新型套筒。

(3)现有研究给出了适用于计算部分套筒试件黏结强度及承载力的计算公式，但不同试验之间套筒构造、灌浆料种类及锚固长度的差异致使推导公式的普适性较差。因套筒连接件由多种材料组成，不同材料又会受不同因素影响，因此灌浆套筒连接件的承载力计算涉及参量多，计算复杂，后续可以将不同影响因素以影响系数的形式进行综合考量，以期归纳出普适性的承载力计算公式。

(4)针对单一影响因素如高温火灾，低温冻融，氯盐侵蚀，施工扰动及加载制度对灌浆套筒试件性能的影响虽已广泛开展，但试验通常仅限于试件层次，构件层次是否会有尺寸效应尚需进行深入研究。现有试验影响因素单一绝大多数未考虑多因素耦合的影响，后续应深入进行研究试件多因素耦合作用下的性能，并在此基础上以试件力学性能为参考指标，上升到灌浆套筒连接装配式构件层次的研究。针对多因素耦合，工况耦合顺序应贴合实际，同时选取合适的评价指标，完善相关规范，探索不同装配式连接形式，进一步促进装配式建筑发展。