套筒灌漿缺陷連接足尺預(yù)制混凝土柱抗震性能試驗研究

解琳琳，鐘勃健，陳 曦，苗啟松，劉謙敏，楊參天，王心宇

(1.中國地震局工程力學研究所，黑龍江，哈爾濱 150080；2.北京建筑大學土木與交通工程學院，北京 100044；3.北京建筑大學大型多功能振動臺陣實驗室，北京 102616；4.北京市建筑設(shè)計研究院有限公司，北京 100045；5.北京市建設(shè)工程質(zhì)量第二檢測所有限公司，北京 100045)

灌漿套筒連接是目前世界范圍內(nèi)預(yù)制混凝土(Precast concrete, 簡稱為PC)結(jié)構(gòu)最為常用的連接形式[1?3]。工程實踐表明：由于套筒內(nèi)部孔道堵塞、施工時不及時封堵出漿口、施工后漿體回落和漏漿等常見現(xiàn)象，會導致灌漿不飽滿，直接影響灌漿套筒的連接性能，可能會對PC 構(gòu)件和整體結(jié)構(gòu)的抗震性能造成影響[4?5]。為此，我國以及國際上均發(fā)布了相關(guān)規(guī)范[6? 9]對套筒的質(zhì)量控制提出要求，以保障PC 結(jié)構(gòu)的抗震性能。

對于灌漿不飽滿引起的連接缺陷，國內(nèi)外諸多學者開展了灌漿套筒連接層次的相關(guān)研究。LING 等[10]、HUANG 等[11]、XU 等[12]、李向民等[13]和陳曦等[14]開展了灌漿套筒缺陷試件單軸拉伸試驗，研究了多種缺陷因素對拉伸性能的影響，結(jié)果表明灌漿不飽滿度(缺陷率)是控制拉伸性能的主要因素。ZHENG 等[15]、匡志平等[16]和解琳琳等[17]則研究了循環(huán)荷載作用下灌漿套筒的連接性能，結(jié)果同樣表明灌漿不飽滿度是控制循環(huán)力學性能的主要因素。當缺陷率較高時，灌漿套筒的連接性能難以保障，會發(fā)生滑移破壞，承載能力、延性變形能力和耗能能力均難以滿足預(yù)期要求。

在缺陷影響灌漿套筒連接構(gòu)件方面，李向民等[18]考慮柱單側(cè)灌漿缺陷，設(shè)計制作了4 個300 mm×300 mm 的缺陷預(yù)制柱和1 個無缺陷試件，考慮不同位置的不同缺陷率，進行了抗震性能試驗。鄭清林等[19]考慮柱中不同灌漿缺陷鋼筋根數(shù)，設(shè)計制作了4 個400 mm×400 mm 的預(yù)制柱，均設(shè)置了50%的缺陷率，研究了不同缺陷數(shù)目套筒連接對柱滯回性能的影響規(guī)律。XIAO 等[20]考慮剪力墻單側(cè)邊緣約束構(gòu)件區(qū)灌漿缺陷和腹板區(qū)灌漿缺陷，開展了7 個灌漿套筒連接PC 剪力墻抗震試驗研究，揭示了不同缺陷區(qū)域和缺陷率對其抗震性能的影響規(guī)律。CAO 等[21]則對灌漿缺陷PC 剪力墻試件展開了數(shù)值仿真研究，明確了不同部位缺陷率對其抗推覆性能的影響規(guī)律?？偟膩碚f，目前對于套筒灌漿缺陷連接的預(yù)制構(gòu)件的研究還較少，且工程實踐項目的檢測結(jié)果表明，采用群灌方式時，試件整體連接存在缺陷的問題較為常見，但對于該類型試件研究還未見報道。

值得注意的是，研究團隊前期提出了缺陷可檢修型的灌漿套筒，在灌漿套筒連接層面，開展了鋼筋直徑為12 mm 和20 mm 套筒的單調(diào)拉伸性能試驗、高應(yīng)力和大變形循環(huán)荷載試驗，研究了4 種灌漿缺陷率對其力學性能的影響。20 mm 直徑鋼筋往往應(yīng)用于框架柱的豎向連接，試驗結(jié)果表明：當缺陷率為45%和60%時，連接呈現(xiàn)出滑移破壞，而其他缺陷率下影響相對較小[14,17]。在套筒連接構(gòu)件層面，鑒于目前國內(nèi)外關(guān)于套筒灌漿缺陷連接PC 柱的試驗研究還相對缺乏，本研究設(shè)計制作了3 個足尺PC 柱試件，包含1 個用于對比的滿灌柱試件和2 個所有縱向連接鋼筋均存在相同灌漿缺陷的試件(缺陷率分別為45%和60%)，進行了擬靜力抗震性能研究，通過與滿灌無缺陷預(yù)制柱對比，分析了不同缺陷率下對試件損傷演化、破壞模式、滯回特征、承載能力、變形能力和耗能能力等的影響，本文研究可為灌漿套筒連接PC 結(jié)構(gòu)的相關(guān)研究提供參考。

1 試驗概況

本研究設(shè)計制作了3 個足尺灌漿套筒連接PC柱構(gòu)件，其截面尺寸均為550 mm×550 mm，試件加載點距基礎(chǔ)頂面高度為2000 mm。三個試件的灌漿缺陷率分別為0%、45%和60%，對應(yīng)的試件命名為PC1-0、PC2-45 和PC3-60。試件的幾何尺寸和配筋信息如圖1 所示，縱筋采用直徑d為20 mm的HRB400 鋼筋。試件制作時采用作者前期提出的缺陷可檢修型半灌漿套筒控制缺陷率，灌漿套筒參數(shù)如圖2 和表1 所示。

表1 套筒尺寸參數(shù) /mmTable 1 Geometric properties of grouted sleeve

圖1 試件幾何尺寸及配筋圖 /mmFig.1 Dimensions and reinforcement details of specimens

圖2 半灌漿套筒示意圖Fig.2 Dimension of half grouted sleeve

PC1-0 為無灌漿缺陷的基準試件，試件制作時根據(jù)《鋼筋套筒灌漿連接應(yīng)用技術(shù)規(guī)程》(JGJ 355?2015) [6]的要求設(shè)置錨固長度(如圖2 中所示的l0，約為8d)。作者前期研究表明[17]，對于20 mm鋼筋直徑的套筒，鋼筋發(fā)生滑移破壞的灌漿缺陷率閾值為45%，其他試件均未發(fā)生鋼筋滑移破壞。因此通過設(shè)置0.45l0和0.6l0的未錨固段形成45%和60%的灌漿缺陷率試件(PC2-45 和PC3-60)，研究鋼筋滑移破壞對PC 柱抗震性能影響，和灌漿缺陷率大小對試件的影響。各試件的主要參數(shù)見表2。

表2 試件套筒主要參數(shù)Table 2 Information of the grouted sleeve of tested specimens

預(yù)制柱及其地梁均采用C40 混凝土澆筑，立方體強度平均值43.52 MPa。灌漿套筒材質(zhì)采用45#碳素結(jié)構(gòu)鋼制作，屈服強度為335 MPa。裝配時采用線墜調(diào)整垂直度并用腳手架固定，采用ANT-110 型號高性能灌漿料進行灌漿。根據(jù)《鋼筋連接用套筒灌漿料》(JG/T 408?2019)[7]要求制作了6 個尺寸為40 mm×40 mm×160 mm 的灌漿料試塊，養(yǎng)護28 d 后測得的抗壓強度平均值為 87 MPa。試件的鋼筋和混凝土材性參數(shù)如表3 所示。試件的制作過程如圖3 所示。

表3 鋼筋材料力學性能Table 3 Mechanical properties of tested rebar

圖3 試件制作過程Fig.3 Fabrication of specimens

試驗加載裝置如圖4 所示，試件地梁通過4 根地錨桿固定在地面。試驗為低周往復(fù)擬靜力試驗，豎向采用300 t 的千斤頂施加2500 kN 的恒定軸力，設(shè)計軸壓比為0.42，實際軸壓比為0.25。水平方向采用100 t 的作動器施加水平荷載，全程采用位移控制加載。加載制度如圖5 所示，分為3 階段共15 級加載，每級循環(huán)兩次。

圖4 試驗加載裝置示意圖和照片F(xiàn)ig.4 Schematic diagram and photograph of test setup

圖5 試驗加載制度Fig.5 Loading protocol

如圖6 所示，位移計主要量測加載點的水平位移(D5)，距柱底400 mm、800 mm 和1650 mm高度的水平位移(D2、D3 和D4)，地梁的水平位移(D7)，柱頂?shù)拿嫱馕灰?D6)和預(yù)制柱與地梁結(jié)合面的水平位移(D1)。值得注意的是，前期研究表明：對于缺陷率達到45%和60%、鋼筋直徑為20 mm 的套筒連接會發(fā)生滑移破壞，為分析鋼筋的滑移現(xiàn)象，在柱兩側(cè)設(shè)置了豎向位移計(D8 和D9)用于測量可能產(chǎn)生的變形。

圖6 測點布置示意 /mmFig.6 Measuring points

2 試驗結(jié)果與分析

為便于描述試驗現(xiàn)象，本研究定義了試驗柱各面的名稱分別為N、S、W 和E 面，如圖7 所示。

圖7 試驗柱各面名稱示意圖Fig.7 Name of four sides of the specimens

2.1 試驗現(xiàn)象和破壞形態(tài)

各試件的破壞特征和破壞形態(tài)分別如表4～表7 和圖8～圖10 所示。水平位移不大于30 mm (位移角為1.5%)時，各試件試驗現(xiàn)象基本一致。然而，當水平位移超過30 mm 后，試件的承載力、損傷演化及破壞形態(tài)存在顯著差別。無灌漿缺陷試件呈現(xiàn)出明顯的彎曲破壞特征，而本文所研究的兩種灌漿缺陷試件在灌漿套筒滑移破壞后，試件呈現(xiàn)以剛體轉(zhuǎn)動為主的搖擺變形特征。這是由于在循環(huán)加載下，灌漿缺陷試件內(nèi)灌漿料的錨固能力不足，隨著加載位移增加，使得鋼筋不斷被拔出，當加載到一定位移時，鋼筋和套筒基本喪失粘結(jié)強度，承載力急劇減小。此時，試件的彎曲和剪切變形行為較少，試件變形以剛體轉(zhuǎn)動為主。

表5 試件PC2-45 破壞特征Table 5 Failure features of PC2-45

表6 試件PC3-60 破壞特征Table 6 Failure features of PC3-60

表7 柱底抬起高度Table 7 Gap opening of bottom of column

圖8 試件PC1-0 破壞形態(tài)Fig.8 Failure patterns of PC1-0

圖9 試件PC2-45 破壞形態(tài)Fig.9 Failure patterns of PC2-45

圖10 試件PC3-60 破壞形態(tài)Fig.10 Failure patterns of PC3-60

通過對比PC1-0 和PC2-45，明確無灌漿缺陷和有高灌漿缺陷率試件的損傷特征主要差別如下：

1)鋼筋滑移特征：隨著水平位移的增大，PC1-0承載力緩慢、穩(wěn)定下降，同一位移幅值的兩個循環(huán)圈下承載力基本一致，無明顯退化，加載過程中無套筒內(nèi)鋼筋拔出聲，卸載時未出現(xiàn)近0 剛度現(xiàn)象；PC2-45 則在位移達到50 mm 時承載力陡降，套筒內(nèi)有鋼筋拔出聲，同一位移幅值下二次加載承載力明顯退化，隨著位移幅值的增大，卸載時出現(xiàn)顯著的近0 剛度現(xiàn)象。各試件柱底抬起高度dg如圖11 所示，由于灌漿缺陷試件PC2-45的鋼筋錨固能力不足，柱底邊緣套筒的鋼筋提前發(fā)生滑移而被拔出，在加載點位移為40 mm 時就觀測到了柱底抬起。而PC1-0 試件的鋼筋和灌漿料的粘結(jié)強度大于鋼筋的抗拉強度，在加載至70 mm時才觀測柱底抬起。PC2-45 加載至100 mm 時dg為15 mm，遠大于無缺陷試件PC1-0 的5.8 mm。

圖11 柱底抬起高度對比Fig.11 Comparison of gap opening of bottom of column

2)混凝土損傷特征：相對于無灌漿缺陷試件PC1-0，PC2-45 具有更小的混凝土壓潰范圍，這主要是由于在加載后期PC2-45 的荷載小，且柱整體變形中的搖擺變形使得彎曲變形成分減少，導致受壓區(qū)混凝土損傷減少。

通過對比PC2-45 和PC3-60，明確不同高灌漿缺陷率下試件損傷特征的主要差別如下：

1)鋼筋滑移特征：當試件具備更高的灌漿缺陷率時，試件將在更小的位移下發(fā)生鋼筋滑移破壞，PC2-45 鋼筋滑移時加載點水平位移為50 mm，PC3-60 鋼筋滑移時位移則為40 mm。此外，PC3-60相對PC2-45 的dg較大，在20 mm 鋼筋屈服時就觀測到了柱底抬起，表示此時柱邊套筒已經(jīng)由于鋼筋滑移出現(xiàn)了較大的殘余變形，且在100 mm時dg為18 mm，大于PC2-45 的變形15 mm。

2)混凝土損傷特征：隨著灌漿缺陷率的提高，整體柱構(gòu)件變形中由于鋼筋滑移引起的搖擺行為更加明顯，導致受壓區(qū)混凝土的整體損傷程度有所減輕。

2.2 荷載-位移曲線

各試件荷載-位移滯回曲線對比如圖12 所示。從圖中可以看出：

圖12 試件荷載-位移曲線Fig.12 Load-displacement hysteretic loops of specimens

1)在位移達到30 mm(1.5%位移角)前，三個試件的初始剛度和滯回特征整體相近，滯回曲線呈現(xiàn)出飽滿的“紡錘形”。

2)在位移達到40 mm(2%位移角)時，灌漿缺陷率45%的試件與無缺陷試件性能基本相當，對于缺陷率60%的試件在第二圈加載時由于鋼筋出現(xiàn)了滑移現(xiàn)象，導致承載力下降，滯回曲線逐漸開始出現(xiàn)輕微捏攏現(xiàn)象。當位移增大至50 mm(2.5%位移角)時，灌漿缺陷率45%的試件也發(fā)生了與缺陷率60%試件相類似的現(xiàn)象。

3)在位移達到50 mm 后，隨著位移的增大，灌漿缺陷試件強度急劇下降，由于鋼筋滑移導致滯回曲線呈現(xiàn)出明顯的捏攏現(xiàn)象。對于無灌漿缺陷試件，承載力則平緩、穩(wěn)定下降，滯回曲線整體更趨飽滿，與現(xiàn)澆柱構(gòu)件的常見滯回特征基本一致。

2.3 骨架曲線承載力和變形能力

各試件骨架曲線對比如圖13 所示，采用PARK 等[22]法確定骨架曲線的屈服點，以承載力下降至85%峰值荷載作為極限點，各試件的屈服、峰值和極限特征點參數(shù)對比如表8 所示，由圖表可知：

表8 試件骨架曲線特征點參數(shù)Table 8 Parameters of characteristic points on skeleton curves of specimens

圖13 荷載-位移骨架曲線Fig.13 Load-displacement skeleton curves of specimens

1)屈服點：無缺陷和灌漿缺陷試件的屈服點位移較為接近，屈服點荷載隨著缺陷率的增加而降低。相比于無缺陷試件PC1-0，正向加載時灌漿缺陷試件PC2-45 和PC3-60 的相應(yīng)荷載分別下降了8.4%和11.1%，負向加載時下降了3.6%和6.5%。

2)峰值點：對于峰值荷載，PC1-0、PC2-45和PC3-60 的峰值均值分別為539.85 kN、501.65 kN和478.6 kN，45%和60%的缺陷率分別導致了峰值荷載7.1%和11.3%的下降。

3)極限點：當承載力下降至峰值荷載的85%時，無缺陷試件的極限位移(97 mm)遠大于缺陷試件的極限位移(PC2-45 為55.33 mm，PC3-60 為51.6 mm)，PC1-0、PC2-45 和PC3-60 的延性系數(shù)分別為5.8、3.5 和2.8，這主要是由于套筒內(nèi)鋼筋滑移引起了承載力的大幅下降，使得構(gòu)件變形能力和延性均顯著下降。

綜上所示，灌漿缺陷對試件的屈服力和極限承載能力存在一定影響，隨著缺陷率的增大試件承載力有所降低。灌漿缺陷對試件的變形能力影響最大，鋼筋滑移嚴重影響了構(gòu)件的延性變形能力。

2.4 剛度退化和耗能能力

各試件割線剛度退化曲線對比如圖14 所示，各試件的初始彈性剛度差別較小，缺陷試件與無缺陷試件的最大差別為6.7%。試件屈服前PC2-45和PC1-0 剛度差別較小，而PC3-60 與PC1-0 剛度則差別相對較大。這是由于灌漿缺陷較高時循環(huán)荷載會導致套筒的殘余變形累加，作者前期套筒的循環(huán)荷載試驗也表明60%缺陷率下套筒的累積殘余變形不可忽略[17]，這一變形導致了構(gòu)件剛度的下降。灌漿缺陷試件PC2-45 和PC3-60 在發(fā)生滑移后，剛度退化明顯且兩者剛度基本一致，小于無缺陷試件。

圖14 試件剛度退化曲線Fig.14 Stiffness degradation curves of specimens

累積滯回耗能是評價構(gòu)件抗震能力的一個重要指標，三個試件的累積滯回耗能曲線對比如圖15 所示。從圖中可以看出，在滑移前試件的累積耗能較為接近，但滑移后缺陷試件的耗能能力顯著下降，最大位移時累積耗能下降了37.7%。

圖15 累積耗能對比Fig.15 Comparison of cumulative dissipated energy

3 結(jié)論

為了研究套筒連接灌漿缺陷對PC 柱抗震能力的影響，基于前期套筒連接試件的循環(huán)試驗結(jié)果，本研究考慮了三種缺陷率設(shè)計制作了3 個足尺PC 柱試件(缺陷率為0%、45%和60%)，通過與無灌漿缺陷的試件對比，明確了不同缺陷率對試件損傷演化、破壞模式、滯回特征、承載能力、變形能力和耗能能力等的影響。主要結(jié)論包括：

(1)無缺陷試件呈現(xiàn)出預(yù)期的彎曲破壞特征。對于本研究所考慮的45%和60%的缺陷率，在2%變形前與無缺陷試件整體可比；當兩者位移角分別達到2.5%和2%時，逐漸呈現(xiàn)出較為明顯的鋼筋滑移破壞特征，構(gòu)件變形模式呈現(xiàn)搖擺變形特征，受壓區(qū)混凝土損傷有所減輕；

(2)無缺陷試件滯回曲線飽滿，缺陷試件則在出現(xiàn)鋼筋滑移后呈現(xiàn)出明顯的捏攏特征且承載力和剛度退化明顯。灌漿缺陷試件的變形能力和耗能能力顯著低于無缺陷試件，相比于無缺陷試件，延性變形系數(shù)從5.8 下降至2.8～3.5，累積滯回耗能能力下降37.7%。灌漿缺陷對PC 柱試件承載能力的影響則相對較小，整體降幅未超過11.3%。