基于灌漿料流動(dòng)度缺陷的半灌漿套筒力學(xué)性能分析

張智勇

(安徽建筑大學(xué) 土木工程學(xué)院，安徽 合肥 230601)

近年來，裝配式建筑發(fā)展迅速，鋼筋灌漿套筒連接技術(shù)作為裝配式建筑的主要連接方式之一，以其特殊的工作機(jī)制、可控的公差、無需現(xiàn)場(chǎng)焊接、加快施工速度等優(yōu)點(diǎn)，有效解決了混凝土構(gòu)件節(jié)點(diǎn)連接的技術(shù)問題[1-2].為此，國(guó)內(nèi)學(xué)者對(duì)灌漿套筒連接技術(shù)開展了深入且廣泛的研究.李向民[3]等對(duì)存在灌漿缺陷的預(yù)制混凝土柱進(jìn)行了缺陷整治前后抗震性能的試驗(yàn)研究，表明缺陷整治后試件的破壞模式滯回特性、承載力、延性與耗能能力等均基本恢復(fù)至無缺陷試件的水平.陳萌[4]等對(duì)聚丙烯(PP)纖維灌漿料進(jìn)行材性性能以及其全灌漿套筒鋼筋連接件的力學(xué)性能研究，通過選用不同摻量、長(zhǎng)度 PP 纖維的灌漿料進(jìn)行力學(xué)性能試驗(yàn)，確定PP纖維最佳摻量和長(zhǎng)度分別為 0.5%和9 mm.王占文[5]等通過考慮重復(fù)拉伸、高應(yīng)力反復(fù)拉壓、大變形反復(fù)拉壓3種加載方式與6.5d、7d、8d(d為錨固端鋼筋直徑)3種錨固長(zhǎng)度對(duì)半灌漿套筒鋼筋連接件性能的影響，表明試件的破壞模式包括鋼筋拉斷和螺紋端鋼筋拔出破壞，循環(huán)荷載作用下試件剛度退化嚴(yán)重，隨鋼筋錨固長(zhǎng)度減小，試件耗能能力減小.

為確保灌漿套筒連接技術(shù)的安全性、可靠性，灌漿套筒在流動(dòng)度缺陷下的力學(xué)性能分析成為有待解決的問題.為此，本文設(shè)計(jì)并制作了12個(gè)半灌漿套筒鋼筋連接試件(1組標(biāo)準(zhǔn)試件和3組缺陷試件，每組3個(gè))，并進(jìn)行單向拉伸試驗(yàn)，通過研究流動(dòng)度缺陷和缺陷程度對(duì)半灌漿套筒鋼筋連接件力學(xué)性能的影響，分析其承載力、破壞形態(tài)、應(yīng)變分布.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)材料

1) 灌漿套筒.本次試驗(yàn)采用材質(zhì)為優(yōu)質(zhì)碳素結(jié)構(gòu)鋼的鋼筋連接半灌漿套筒，其內(nèi)部構(gòu)造如圖1所示，其構(gòu)造尺寸見表1，套筒材料性能滿足《優(yōu)質(zhì)碳素鋼》(GB/T699—2015)要求.

2) 灌漿料.灌漿料由高強(qiáng)水泥、高強(qiáng)細(xì)骨料、多種高分子助劑配置而成的水泥基干混材料，具有早強(qiáng)、高強(qiáng)、微膨脹、流動(dòng)性大等優(yōu)點(diǎn)，對(duì)鋼筋無銹蝕且耐久性好.正式試驗(yàn)前對(duì)灌漿料進(jìn)行棱柱體抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)，取每組3個(gè)40 mm×40 mm×160 mm試塊，將測(cè)得的抗壓強(qiáng)度算術(shù)平均值作為材性試驗(yàn)的結(jié)果，共3組.按照《鋼筋連接用套筒灌漿料》(JG/T408—2013)要求養(yǎng)護(hù)，灌漿料強(qiáng)度應(yīng)滿足：1、3、28 d齡期的抗壓強(qiáng)度應(yīng)分別不小于35 、60、85 MPa，分別測(cè)出試塊的抗壓強(qiáng)度見表2；試塊1、3、28 d齡期的抗壓強(qiáng)度平均值分別為38.7、66.6、87.6 MPa，說明該批灌漿料的性能達(dá)到規(guī)范要求.灌漿料初始流動(dòng)度應(yīng)不得低于300 mm，0.5 h內(nèi)流動(dòng)度不得低于260 mm，對(duì)灌漿料進(jìn)行3組流動(dòng)度試驗(yàn)，測(cè)量其在不同靜置時(shí)間下的流動(dòng)度，結(jié)果如圖2所示.

圖1 半灌漿套筒軸向剖面

表1 套筒構(gòu)造尺寸

表2 灌漿料抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果

圖2 灌漿料流動(dòng)度試驗(yàn)

3) 連接端鋼筋.螺紋端與灌漿端鋼筋均采用直徑為14 mm的HRB400級(jí)帶肋鋼筋，正式試驗(yàn)前對(duì)同一批次的連接端鋼筋保留長(zhǎng)度450 mm的縱筋進(jìn)行鋼筋單向拉伸材性試驗(yàn)，隨機(jī)抽取，每組3根，材性試驗(yàn)結(jié)果如表3所示.

表3 HRB400試樣鋼筋材性試驗(yàn)結(jié)果

1.2 試件設(shè)計(jì)

本次試驗(yàn)根據(jù)《鋼筋套筒灌漿連接應(yīng)用技術(shù)規(guī)程》(JGJ355—2015)等規(guī)范，模擬在工程中遇見的問題，進(jìn)行缺陷參數(shù)設(shè)置，對(duì)半灌漿套筒鋼筋連接試件進(jìn)行4組試驗(yàn)(1組標(biāo)準(zhǔn)試件和3組缺陷試件，標(biāo)準(zhǔn)試件為對(duì)照組)，每組3個(gè)試件，試件設(shè)計(jì)如下：

1) 標(biāo)準(zhǔn)試件.根據(jù)規(guī)范要求設(shè)計(jì)成對(duì)照組，灌漿端鋼筋采用直徑為14 mm的HRB400級(jí)鋼筋，位于套筒中心，錨固長(zhǎng)度為120 mm(大于8d)，灌漿料按12%水化率完全混合，避免氣泡，靜置2 min后人工灌漿，均勻灌漿后用橡膠塞堵住出口，如圖3(a)所示.

2) 灌漿料流動(dòng)度缺陷試件.在施工現(xiàn)場(chǎng)，因?yàn)楣酀{料攪拌均勻后放置時(shí)間過長(zhǎng)，影響其流動(dòng)性和膨脹率性能，本組試件通過控制同一批灌漿料按照相同配合比充分?jǐn)嚢韬箪o置的時(shí)間不同作為主要缺陷，分別為15、30、45 min，然后進(jìn)行人工灌漿，如圖3(b)、(c)、(d)所示.

以上4組試件中灌漿套筒規(guī)格均相同，灌漿料均為同一型號(hào)、同一批次，鋼筋均采用直徑為14 mm的HRB400級(jí)鋼筋，試件設(shè)計(jì)參數(shù)如表4所示，對(duì)應(yīng)每個(gè)試件的類型、編號(hào)、缺陷參數(shù)和制作數(shù)量.

表4 試件設(shè)計(jì)參數(shù)

(a) BZ-1/2/3

(b) LD-15-1/2/3

(c) LD-30-1/2/3

(d) LD-45-1/2/3圖3 套筒缺陷設(shè)置(單位：mm)

1.3 加載方案

所有試件均采用WAW-1000B液壓萬能試驗(yàn)機(jī)加載，萬能機(jī)有上下兩夾頭，通過對(duì)下夾頭的升降控制，使上下夾頭分別夾住套筒兩端鋼筋使套筒垂直固定.采用豎向構(gòu)件獨(dú)立注漿方法，注漿完成后試件養(yǎng)護(hù)28 d后進(jìn)行單軸拉伸試驗(yàn).通過位移控制加載，速率為 5 mm/min，試件拉伸至破壞時(shí)停止加載，為便于觀察套筒灌漿端的灌漿料破壞情況，加載時(shí)保持灌漿端朝下，通過內(nèi)置的測(cè)壓元件測(cè)量外加拉伸荷載，采用引伸計(jì)(型號(hào)為YYU200/25，量程為25 mm，標(biāo)距為200 mm)監(jiān)測(cè)鋼筋到套筒的位移，引伸計(jì)通過塑料扎帶垂直綁扎在試件上，上下接頭夾住灌漿端與螺紋端端口.

1.4 測(cè)點(diǎn)布置

各組試件應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置如圖4所示，沿套筒軸向兩兩對(duì)稱共布置6個(gè)測(cè)點(diǎn)，分別為Z1～Z6，同一截面處取對(duì)稱位置應(yīng)變均值作為該處應(yīng)變值，沿套筒環(huán)向共布置3個(gè)測(cè)點(diǎn)，分別為H1～H3，套筒同一截面高度處相鄰軸向測(cè)點(diǎn)與環(huán)向測(cè)點(diǎn)呈90°分布.

圖4 應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置

2 試驗(yàn)現(xiàn)象與結(jié)果分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象與破壞形態(tài)

本次試驗(yàn)中各半灌漿套筒試件破壞形態(tài)均為連接端(螺紋端與灌漿端)鋼筋緊縮斷裂破壞和灌漿端鋼筋沿斜截面拉斷破壞，且灌漿料呈不同程度的錐形剝落，如圖5所示.

在標(biāo)準(zhǔn)組試件(BZ-1/2/3)中，連接端鋼筋屈服前試件未發(fā)現(xiàn)明顯變化，鋼筋屈服后試件灌漿端鋼筋與灌漿料接觸面上出現(xiàn)裂縫并呈圓形向四周展開，隨著荷載增加，裂縫逐漸擴(kuò)大，套筒端部灌漿料呈錐形剝落，后均在靠近套筒端口灌漿端鋼筋發(fā)生緊縮斷裂.

(a) BZ-1/2/3

(b) LD-15-1/2/3

(c) LD-30-1/2/3

(d) LD-45-1/2/3圖5 試件破壞結(jié)果

在流動(dòng)度缺陷組試件(LD-15-1/2/3、LD-30-1/2/3、LD-45-1/2/3)中，加載初期，各組試件均為發(fā)生明顯變化；隨著荷載的增加，鋼筋屈服后，試件的破壞形式與標(biāo)準(zhǔn)組試件大致相同，均是灌漿端鋼筋被拉斷，灌漿料先開裂后呈錐形剝落，其中LD-45-1/2/3試件灌漿料的損傷程度最大；另外，灌漿端鋼筋與灌漿料之間發(fā)生部分滑移.

2.2 荷載-位移曲線

如圖6所示為各組半灌漿套筒鋼筋連接試件的荷載-位移關(guān)系曲線，其中荷載為拉力，位移為引伸計(jì)兩端標(biāo)距彈簧的垂直距離.由圖6可知：初期加載過程中，鋼筋和套筒皆處于彈性變形階段，隨著荷載的增加，具有明顯缺陷的試件發(fā)生了不同程度的發(fā)展.整個(gè)試驗(yàn)過程中，所有試件受力均達(dá)到極限荷載，鋼筋皆發(fā)生頸縮斷裂或沿斜截面拉斷破壞，荷載-位移關(guān)系曲線與單根鋼筋材性試驗(yàn)變形特征相似，均呈現(xiàn)彈性、屈服、強(qiáng)化及破壞4個(gè)階段[6].在同組試件中，其荷載與位移關(guān)系曲線在前3個(gè)階段基本重合；在破壞階段，各曲線以不同的速率下降，主要原因是因?yàn)樵诶爝^程中灌漿料裂縫在軸向的發(fā)展程度不同，導(dǎo)致灌漿料與鋼筋之間黏結(jié)強(qiáng)度出現(xiàn)差異，隨著黏結(jié)強(qiáng)度的降低曲線逐漸下降，各曲線特征點(diǎn)如表5所示.

表5 曲線特征點(diǎn)

在標(biāo)準(zhǔn)組試件(BZ-1/2/3)中，試件的屈服荷載均值分別為67.81 kN，極限荷載均值分別為92.78 kN，每組試件的屈服位移分別為9.47 mm，極限位移分別為53.07 mm，說明灌漿端鋼筋偏心對(duì)半灌漿套筒的連接強(qiáng)度影響較明顯，主要原因是因?yàn)槠匿摻顑蓚?cè)灌漿料分布不均，靠近筒壁一側(cè)所受側(cè)向力更大，導(dǎo)致試件在受拉過程中灌漿料與鋼筋之間黏結(jié)應(yīng)力差異過大[7]，如圖6(a)所示.

在流動(dòng)度缺陷組試件(LD-15-1/2/3、LD-30-1/2/3、LD-45-1/2/3)中，每組試件的屈服荷載均值分別為66.19、64.73、64.17 kN，極限荷載均值分別為90.79、89.03、86.95 kN，每組試件的屈服位移分別為10.57、10.27、9.77 mm，極限位移分別為90.79、89.03、86.95 mm.說明灌漿料的流動(dòng)度對(duì)半灌漿套筒連接強(qiáng)度的影響比較明顯，隨著灌漿料靜置時(shí)間的增加，試件的承載能力與抵抗變形能力逐漸降低，主要原因是因?yàn)楣酀{料的流動(dòng)度不足導(dǎo)致灌漿料握裹灌漿端鋼筋的能力降低、灌漿料與套筒之間的黏結(jié)應(yīng)力降低[8]，如圖6(b)～(d).

(a) BZ-1/2/3

(b) LD-15-1/2/3

(c) LD-30-1/2/3

(d) LD-45-1/2/3圖6 荷載-位移曲線

2.3 荷載-應(yīng)變曲線

圖7(a)～(d)為試件的荷載-應(yīng)變關(guān)系曲線，其中套筒軸向應(yīng)變?nèi)?duì)稱兩側(cè)應(yīng)變的平均值，例如Z1(Z2)表示取測(cè)點(diǎn)Z1與Z2的應(yīng)變均值.由圖9可知：套筒軸向應(yīng)變均為拉應(yīng)變，環(huán)向應(yīng)變均為壓應(yīng)變，主要原因是因?yàn)樵嚰谑芰r(shí)灌漿料開裂導(dǎo)致體積膨脹；同時(shí)套筒產(chǎn)生環(huán)向收縮約束灌漿料的膨脹，2種狀態(tài)疊加決定套筒應(yīng)力狀態(tài)，即套筒環(huán)向應(yīng)變?yōu)檎当砻鞴酀{料的膨脹作用大于套筒的約束作用；相反的，套筒表面環(huán)向應(yīng)變?yōu)樨?fù)值[9].

在標(biāo)準(zhǔn)組試件(BZ-1)中，軸向最大拉應(yīng)變約為750×10-6，環(huán)向最大壓應(yīng)變約為75.61×10-6；在流動(dòng)度缺陷組試件(LD-15-2、LD-30-1、LD-45-3)中，軸向最大拉應(yīng)變約為638.21×10-6，環(huán)向最大壓應(yīng)變約為162.69×10-6，均小于套筒的屈服應(yīng)變，表明套筒軸向應(yīng)變與環(huán)向應(yīng)變均處于彈性工作階段，滿足強(qiáng)度要求.所有試件在加載過程中，軸向拉應(yīng)變與環(huán)向壓應(yīng)變均呈現(xiàn)相同的變化趨勢(shì)，屈服前應(yīng)變隨荷載基本呈線性增長(zhǎng)，鋼筋屈服后，所有試件荷載-應(yīng)變曲線皆出現(xiàn)回彈現(xiàn)象，主要原因是因?yàn)樵嚰箐摻钸M(jìn)入塑性變形階段.套筒部分環(huán)向應(yīng)變受力時(shí)出現(xiàn)拉壓轉(zhuǎn)變現(xiàn)象，是因?yàn)楣酀{料劈裂前后發(fā)展程度不同，套筒呈復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)[10].

由荷載-應(yīng)變曲線關(guān)系可知：灌漿套筒表面軸向應(yīng)變隨著灌漿端鋼筋錨固深度的增加，套筒表面應(yīng)變逐漸增大，套筒端口處應(yīng)變最小.這是因?yàn)楣酀{端鋼筋錨固得越深，試件受力時(shí)鋼筋、灌漿料與套筒之間的斜向擠壓力越大.另外，由不同組的應(yīng)變變化可以看出，灌漿料靜置時(shí)間越長(zhǎng)，套筒表面的軸向應(yīng)變?cè)叫?，其中LD-45組時(shí)間軸向應(yīng)變最小.

(a) BZ-1

(b) LD-15-2

(c) LD-30-1

(d) LD-45-3圖7 荷載-應(yīng)變曲線

2.4 受力機(jī)理

在單向拉伸過程中，套筒內(nèi)部同時(shí)承受鋼筋與灌漿料和套筒與灌漿料間的黏結(jié)作用，套筒內(nèi)部應(yīng)力主要由鋼筋、灌漿料、套筒間的膠結(jié)力、摩阻力和機(jī)械咬合力組成，應(yīng)力依靠鋼筋肋對(duì)灌漿料的楔入作用和筒壁抗剪鍵對(duì)灌漿料的擠壓作用來實(shí)現(xiàn)應(yīng)力的有效傳遞.在拉力作用下，鋼筋肋與灌漿料間(σ1)和筒壁抗剪鍵與灌漿料間(σ2)皆會(huì)產(chǎn)生斜向擠壓力，當(dāng)抗剪鍵與鋼筋肋將斜向擠壓力傳遞至灌漿料時(shí)，灌漿料與筒壁之間存在相互作用，筒壁對(duì)灌漿料與鋼筋對(duì)灌漿料皆產(chǎn)生主動(dòng)約束力，這種主動(dòng)約束力可以分解為徑向分量應(yīng)力(σ1v、σ2v)和軸向分量應(yīng)力(σ1h、σ2h).其中,軸向分量應(yīng)力阻止灌漿料與鋼筋之間發(fā)生相對(duì)滑移，傳遞至套筒壁時(shí)成為軸向拉應(yīng)力;徑向分量應(yīng)力沿半徑約束灌漿料的劈裂變形，以抵抗或延緩劈裂裂縫的擴(kuò)展，增強(qiáng)材料接觸面間的黏結(jié)強(qiáng)度，確保套筒的傳力性能，傳遞至筒壁時(shí)成為徑向拉應(yīng)力，如圖8所示.其中，徑向分量應(yīng)力主要來自灌漿料收縮膨脹時(shí)與鋼筋、套筒之間的機(jī)械咬合力;軸向分量應(yīng)力來自于套筒、鋼筋與灌漿料之間的膠結(jié)力和摩阻力.此外，單向拉伸時(shí)，筒壁收縮致灌漿料擠壓，產(chǎn)生沿環(huán)向的擠壓力，鋼筋受拉導(dǎo)致灌漿料膨脹，產(chǎn)生沿環(huán)向的膨脹力，在擠壓力與膨脹力的共同作用下導(dǎo)致灌漿料劈裂.

圖8 內(nèi)力傳遞

3 結(jié)論

1) 所有半灌漿套筒鋼筋連接試件均發(fā)生灌漿端鋼筋頸縮斷裂破壞或沿斜截面拉斷破壞，荷載-位移曲線均經(jīng)歷彈性、屈服、強(qiáng)化以及破壞4個(gè)階段，荷載-位移曲線的特征與單根鋼筋材性試驗(yàn)的變形特征相似.

2) 套筒表面軸向應(yīng)變?cè)阡摻钋熬示€性增長(zhǎng)，鋼筋屈服后，因灌漿端鋼筋的塑性變形套筒表面軸向應(yīng)變均出現(xiàn)回彈；套筒表面環(huán)向呈復(fù)雜受力狀態(tài)，在拉伸過程中因灌漿料的膨脹與套筒的環(huán)形收縮可能受拉也可能受壓.

3) 所有試件在拉伸過程中，套筒表面軸向應(yīng)變隨著灌漿端鋼筋錨固深度的增加逐漸增加，其中灌漿端端口最小.

4) 半灌漿套筒在單向拉伸荷載作用下，灌漿料承受來自鋼筋與套筒的斜向擠壓力，在2種斜向擠壓力的共同作用下導(dǎo)致灌漿料劈裂，使彼此之間的黏結(jié)應(yīng)力降低.