张望喜　何超　张瑾熠　邓曦　王志强　易伟建

摘   要：为避免装配式混凝土结构中钢筋半套筒灌浆连接在火灾后发生失效而造成严重后果，制作了27个14 mm钢筋半套筒灌浆连接试件，并通过高温后的单向静力拉伸试验研究其高温后的力学性能. 试验结果表明，钢筋半套筒灌浆连接试件高温后存在钢筋拉断、钢筋刮犁式拔出2种破坏模式，且浇水冷却使试件更容易出现后一种破坏模式;试件在拉伸过程中灌浆端连接钢筋与套筒之间会产生相对滑移，且随着外部温度的升高滑移量呈现非线性的增长趋势;基于600 ℃高温后的试验结果，依据已有黏结强度公式，给出了避免试件灌浆段钢筋在高温后发生刮犁式拔出破坏的建议;通过对试件弹性阶段的钢筋滑移量进行近似分析，得到了高温后自然冷却条件下钢筋滑移量与温度的二次函数关系曲线.

关键词：半套筒灌浆;单向静力拉伸试验;高温后;失效模式

中图分类号：TU375.4                              文献标志码：A

Experimental Study and Bond Slip Analysis on Mechanical Properties

of Half Grout Sleeve Splicing of Rebars after High Temperature

ZHANG Wangxi1，2，HE Chao2，ZHANG Jinyi3，DENG Xi2，WANG Zhiqiang2，YI Weijian1，2

（1. Hunan Provincial Key Laboratory on Diagnosis for Engineering Structures，Hunan University，Changsha 410082，China;

2. College of Civil Engineering，Hunan University，Changsha 410082，China;

3. School of Civil Engineering，Hunan University of Science and Technology，Xiangtan 411201，China）

Abstract：In order to avoid failure of the half grout sleeve splice of rebars in prefabricated concrete structures after fire and serious consequences，27 14 mm-half grout sleeve splicing specimens of rebars were manufactured to study their mechanical properties by unidirectional static tensile test after high temperature. The test results showed two failure modes of the specimens after high temperatures including fracture and pull-out of rebars， in which the latter one was more likely to occur when the specimens were cooled by water. During the tensile process， the relative slip can occur between the sleeve and the rebar connected at the grouting side， and the slip increased nonlinearly with the increase of the temperature. Based on the test results after 600 ℃ high temperature and the existing bond strength formulas，suggestions were given to avoid the pull-out failure of rebars after high temperature. According to approximate analysis of steel slip in elastic stage，the quadratic function curve between the slip and temperature under natural cooling after high temperature was obtained.

Key words：half grout sleeve splicing;unidirectional static tension test;after high temperature;failure mode

作為建筑工业化的重要组成部分，装配式混凝土结构在“十三五”期间受到特别重视，2017年3月23日住建部印发了《“十三五”装配式建筑行动方案》《装配式建筑示范城市管理办法》《装配式建筑产业基地管理办法》的通知. 在装配式结构中，钢筋套筒灌浆连接是钢筋连接的重要形式之一，也是装配式结构保持结构整体性的关键. 《装配式混凝土结构技术规程》JGJ1—2014强调：钢筋直径超出20 mm时，不应以搭接的方式连接;在整体式框架结构的装配过程中，房屋高度≥12 m或层数≥3时，预制柱纵向钢筋需使用套筒连接.

国内外学者对钢筋套筒灌浆连接的力学性能已经展开了较为丰富的研究. 1995年Einea[1]等对多种套筒构造的连接展开单向拉伸试验;2000年Kim[2]改进Einea等推荐的Type4套筒，用于两个预制梁柱节点;2002年Zhao等[3]通过循环加载的方式对灌浆套筒试件进行试验，探究了循环加载对峰值载荷的影响;2006年Zhao等[4]探究了高温条件下，不同锚固长度对灌浆套筒极限荷载的影响，并通过计算机对试验进行了有限元模拟;2009年Goh[5]的单调拉伸试验表明，随着灌浆料龄期（1 d，3 d，9 d）的增长其强度也明显提升，相应地钢筋黏结强度、承载力也能够得到改善;2012年Kim[6]设计、制作了2种不一样的全灌浆套筒，并就这2种套筒连接展开了单向拉伸试验;2014-2015年Sayadi等[7-8]在研究过程中对32个钢筋GFRP套筒灌浆连接接头进行单向拉伸试验，并对8个钢筋钢套筒灌浆连接梁式试件进行加载，探究了套筒与钢筋之间的相互咬合力. 如果强化这一机械咬合作用，钢筋的黏结强度将显著降低;2015年Henin和Morcous[9]提出了一种新型非专利的拼接型套筒，通过试验和模拟发现该套筒能够充分发挥钢筋的应力，且相比其他套筒更廉价和易于使用;2016年Ameli等[10]指出灌浆套筒在预制构件当中能够很好地传导力并产生更小的位移，且在地震台试验中更多在基础底部发生破坏，而非柱头;同年，郑永峰、郭正兴[11]通过对12个钢筋套筒灌浆连接接头试件进行反复拉压试验及单向拉伸试验，得出接头经过反复拉压循环加载后，钢筋极限黏结强度较直接拉伸试件降低约10%;2017年Yuan等[12]完成半套筒灌浆连接的力学性能的试验研究和计算分析，并观察有3种失效模式，即钢筋断裂、黏结破坏和螺纹失效;同年，余琼等[13]提出了一种新型套筒约束浆锚搭接接头，并进行了不同搭接长度下16个该搭接接头的拉伸试验，研究了接头的破坏形态、力-位移曲线、承载力、延性、钢筋应变、套筒环向应变等;2018年Zhang等[14]通过对12根钢筋半套筒灌浆连接试件在高温下进行拉伸试验，得出套筒连接在不同温度下的承载力以及破坏模式，并进一步拟合得到承载力与温度的关系曲线.

可以发现，虽然国内外对于钢筋套筒灌浆连接的研究很多，但是对于该连接方式在高温后的性能却鲜有提及. 高温火灾是引起结构连续性倒塌的重要诱发因素之一. 本文对27个钢筋半套筒灌浆连接试件在高温后进行了静力拉伸试验，并将15根同批次钢筋在同条件下进行试验，探究了钢筋半套筒灌浆连接高温后的力学性能. 研究结果可为装配式建筑火灾后的结构性能评定与加固修复提供参考依据.

1   试验概况

1.1   试件设计

结合半套筒灌浆连接在工程实际中的应用，选取27个45号钢材质的常用半灌浆套筒按JGT398—2012要求与14 mm直径的钢筋连接，并选取12根540 mm长的同批次14 mm直径的钢筋作为对照组. 具体连接示意图如图1所示.

1.2   材料性能

试件灌浆料采用西卡（中国）有限公司生产的SikaGrout PC 预制构件钢筋连接用灌浆材料. 该灌浆料为单组份、收缩补偿、高早强的预拌水泥基灌浆材料;其主要组分包括水泥、精选骨料、外加剂等;其配比为3.5 L水/25 kg粉料.

根据《钢筋连接用套筒灌浆料》（JG/T 408—2013）[16]，制作12个 40 mm × 40 mm × 160 mm 的棱柱体，分别在高温试验炉以10 ℃/min的速度加热至指定温度并恒温30 min后，以自然冷却和浇水冷却的方式将试件冷却至常温，参照《水泥胶砂强度检验方法》（GB/T 17671—1999）[17]，先使用抗折试验机将试件从中间折成2块，则其破坏时的强度即为抗折强度. 随后分別将2块试块分别放入抗压试验机下以（ 2400±200） N/s 的加荷速率加载至棱柱体破坏，二者破坏时的强度分别记为抗压强度1和抗压强度2，如图2所示. 平均抗压强度则由相同温度下6块试件取平均值计算得到，具体结果见表1.

由表1可知，灌浆料抗折及抗压强度随温度升高而呈现出下降的趋势，且在常温至200 ℃这一区间下降量最大，下降约21.01%. 经过600 ℃高温处理后，与自然冷却的方式相比，采用浇水冷却的灌浆料强度降低得更加明显，且浇水冷却的强度仅为自然冷却强度的73.52%.

1.3   试验装置及加载方案

试验中，通过电加热高温试验炉（炉膛内径160 mm，长230 mm，功率1.5 kW，最高温度1 000 ℃）及配套的 KSY-6D-T 型温度控制仪来控制温度. 我国统计资料表明[12]，火灾的延续时间低于1 h比例为80.9%，为切合实际，温度加载方式为10 ℃/min，至指定温度后恒温30 min，保持温度不变. 采用湖南大学500 kN万能材料试验机在试验全过程以5 mm/min进行位移控制加载，直至连接钢筋被拉断或被拔出;在此过程中，利用LVDT位移计及小型动态应变仪采集标记段位移.

1.4   测量内容及方法

高温炉长230 mm，为全面探究半套筒灌浆连接在高温后的滑移，本试验在不同温度下，使用不同冷却方式对试件进行加载，如表2所示. 对试件及对照组钢筋的标记段位移进行测量，如图3所示.

本试验通过自制高性能弹簧夹具卡住试件标记点，当位移发生变化时，使用LVDT位移计对夹具水平延伸的铁板位移进行测量，并将LVDT位移计与DC-104R动态应变仪相连来采集动态变化的位移.将两个LVDT采集的数据相减即可得到标记段某一时间的位移，并通过时间轴线将该位移变化与万能试验机采集的荷载一一对应. 实验装置如图4、图5所示.

2   试验结果分析

2.1   试验现象及数据

高温后的半套筒灌浆连接试件在实验中主要存在连接钢筋拉断及连接钢筋刮犁式拔出等两种破坏模式，如图6、图7所示. 其中600 ℃高温后浇水冷却的试件GS14A2-13，14，15为钢筋拔出破坏，其余试件均为连接钢筋拉断的破坏模式.

本文将套筒、灌浆料以及钢筋看成一个整体，将此时标记段测得的位移对应的应变定义为试件的等效应变. 钢筋半套筒灌浆连接试件及对照组钢筋的屈服强度、极限强度以及对应的各阶段应变如表3、表4所示.

对比表3及表4可知，钢筋半套筒灌浆连接试件相对于对照组钢筋而言，在常温至600 ℃不同温度的加载过程中，屈服应力以及极限应力无明显变化，且弹性阶段应变增量同对照组钢筋大致相似.

取相同温度下试件极限应变的平均值绘制如图8所示的曲线可知：当温度由常温变化至200 ℃时，对照组钢筋极限应变明显减小，200 ℃变化至600 ℃时，极限应变基本无变化;试件200 ℃变化至600 ℃时，其呈现明显的增大的趋势.

不难看出，试件极限应变ε0 = ε1 + ε2，其中ε1为试件钢筋伸长量，ε2为试件钢筋与套筒间的滑移量. 对比钢筋极限应变与试件极限应变曲线可以推断得到：随着温度的升高，ε1呈现出减小的趋势，而 ε0明显增大，因此ε2会显著增大，故随着温度的升高，试件钢筋与套筒间的滑移量呈现出显著增大的趋势，且在200～400 ℃的温度区间内，滑移量的增量最大.

2.2   试验结果分析

2.2.1   常温下钢筋半套筒灌浆连接试件受力分析

常温下钢筋半套筒灌浆连接试件及钢筋的应力-应变曲线如图9、图10所示.

由图可知，常温条件下，试件应力-应变曲线与对照组钢筋基本相同，试件的平均屈服应力为467.79 MPa，对照组钢筋的平均屈服荷载为462.66 MPa，二者较为接近. 强化屈服阶段试件L3标记段平均应变为0.069 26，较对照钢筋组平均应变0.094 71要小，可以推断是由于常温条件下灌浆套筒与钢筋间的黏结力对于钢筋的拉伸有阻碍作用，导致套筒强化阶段位移小于对照组钢筋. 整体而言，常温下套筒连接钢筋与钢筋的力学拉伸性能无明显区别.

2.2.2   200 ℃高温后钢筋半套筒灌浆连接试件受力分析

200 ℃高温后套筒连接试件及钢筋应力-应变曲线如图11、图12所示. 由图可知，试件在200 ℃条件下高温冷却后，极限抗拉强度和常温条件下差异不大，试件的平均屈服应力为518.13 MPa，对照组钢筋的平均屈服荷载为468.23 MPa，二者均较常温情况下接近. 强化屈服阶段试件L3标记段平均应变为0.065 36，较对照钢筋组平均应变0.070 82要小，说明在200 ℃高温后的条件下，灌浆套筒黏结力对于套筒的拉伸依然存在阻碍作用，且对比于常温下可知，阻碍作用呈现出减小的趋势.

2.2.3   400 ℃高温后钢筋半套筒灌浆连接试件受力分析

400 ℃高温后套筒连接试件及钢筋应力-应变曲线如图13、图14所示.

由图13、图14可知，试件在400 ℃高温后其屈服应力和极限应力与200 ℃高温后及常温条件下相比差异不大. 试件的平均屈服应力为461.62 MPa，对照组钢筋的平均屈服荷载为467.01 MPa，二者较为接近. 强化屈服阶段试件L3标记段平均应变为0.099 5，较对照钢筋组平均应变0.065 7大，对比常温及200 ℃高温后情况下可知，在400 ℃条件下钢筋位移与200 ℃条件下大致相同，试件L3段应变在400 ℃条件下比200 ℃条件下增加，试件灌浆段钢筋和套筒在400 ℃时产生了滑移，导致套筒强化阶段位移大于对照组钢筋及试件L3段在200 ℃下的應变.

2.2.4   600 ℃高温后钢筋半套筒灌浆连接试件受力分析

600 ℃高温后套筒连接试件及钢筋应力-应变曲线如图15～图18所示.

3   高温后钢筋半套筒灌浆连接试件黏结应力及滑移分析

3.1  高温后钢筋半套筒灌浆连接试件黏结应力分析

黏结应力即钢筋受力后在与灌浆料接触面上产生的剪应力. 黏接力使钢筋中的正应力沿受力方向衰减.

3.1.1   黏结锚固性能的机理分析

根据徐有邻等[18]的研究成果，钢筋与握裹混凝土之间，在对钢筋加载的初始阶段就会导致钢筋附近与混凝土的胶合力丧失，钢筋的横肋开始与混凝土脱离形成裂缝，在此阶段会导致钢筋与混凝土产生细微滑移.

随着荷载的增大，裂缝开始发展成为斜裂缝，并导致滑移量的增大. 随后的加载会导致滑移增大，肋前混凝土的破坏并挤压成楔状堆积，楔状堆积则形成新挤压滑移面. 随后肋前破坏随荷载的增大而发展，导致碎屑剥落，此时达到锚固力峰值. 通过试验后观察发现，常温及高温试件破坏后，最外侧灌浆料均碎裂成小块. 说明在试验过程中，所有试件在破坏过程中灌浆段均逼近锚固力峰值.

而随着混凝土破坏范围的扩大，延伸至整个锚固范围，荷载开始逐渐下降而滑移继续增加. 最后所有锚固齿均被破坏，同时形成新的摩擦面，此即为锚固应力的残余段. 由图18可知，曲线GS14A2-13、GS14A2-14和GS14A2-15中下半段与锚固应力残余阶段现象一致，表现为黏结应力逐步丧失而滑移逐渐增大.

3.1.2   黏结应力的分析计算

钢筋半套筒灌浆连接发生钢筋刮犁式拔出破坏时的承载力取决于钢筋与灌浆料之间的平均黏结强度τu. 根据 Einea等[1]的研究可知钢筋与灌浆料之间的平均黏结强度τu可以假设如下：

式中：k为常数，fc为灌浆料的抗压强度. 则根据表1，通过式（1）可知600 ℃高温后的钢筋半灌浆套筒连接的黏结应力如表5所示.

已知600 ℃高温后钢筋半套筒灌浆连接试件GS14A2-13、GS14A2-14和GS14A2-15的破坏方式为刮犁式拔出破坏，则套筒试验最大试验力即为黏结力. 黏结力与黏结强度之间关系如下：

式中：Pu为黏结力;d为钢筋直径;L为钢筋连接的锚固长度. 将式（1）代入式（2），可得：

由此可得600 ℃高温后GS14A2-13、GS14A2-14和GS14A2-15的k值如表6所示.

结合表6，在钢筋半套筒灌浆连接设计中，为防止试件出现钢筋刮犁式拔出破坏，应该保证黏结强度τu大于钢筋的极限抗拉强度. 结合式（3）可得：

根据表6的计算结果可知，当k的取值不大于表6中的最小值，即k≤1.51时，在设计中能避免试件出现钢筋刮犁式拔出破坏.

3.2   高温后钢筋半套筒灌浆连接试件滑移近似分析

试件标记段测得的位移包括套筒外部钢筋的变形以及套筒内钢筋滑移量. 根据表4中对照组钢筋弹性阶段的应力应变数据求得各温度下钢筋的弹性模量，根据对应的弹性模量值计算试件套筒外钢筋伸长量，从而得到各温度下试件在弹性阶段套筒内钢筋的近似滑移量如表7所示.

分析表7中的滑移量均值可以得到，常温下套筒内钢筋的弹性阶段近似滑移量较小，约为0.32 mm;由常温变化至200 ℃时自然冷却条件下，钢筋的近似滑移量基本保持不变;400 ℃时自然冷却条件下，钢筋近似滑移量相对常温时增加了约62.5%;600 ℃时自然冷却条件与浇水冷却条件下的近似滑移量十分接近，说明了该温度条件下冷却方式对滑移量的影响并不明显，且相对于常温下的滑移量增加了約210.0%.

利用数据处理软件origin对表7中试验温度和钢筋滑移量两个物理量进行二次曲线拟合得到如图19所示的滑移量随温度变化的曲线，由此得到高温后自然冷却条件下钢筋半套筒灌浆连接试件套筒内钢筋的滑移量X随温度t变化关系如式（5）所示.

X=0.339 69-6.897 4×10^-4t+2.918 47×10^-6t2    （5）

4   结   论

1）钢筋半套筒灌浆连接试件高温后存在钢筋拉断、钢筋刮犁式拔出两种破坏模式，且破坏模式主要受处理温度和高温后冷却方式的影响.当600 ℃高温后且冷却方式为浇水冷却时，试件将发生钢筋刮犁式拔出破坏，对于600 ℃及以下的高温处理的试件，采用自然冷却的方式将产生钢筋拉断的破坏模式.

2）随着温度的升高，套筒内灌浆料强度逐渐降低. 温度由常温升至200 ℃时，自然冷却至室温后灌浆料抗压强度降低幅度最大，下降约21.01%. 由200 ℃升至400 ℃以及400 ℃升至600 ℃时，自然冷却的情况下强度下降不明显.

3）高温后冷却方式的不同，会影响钢筋半套筒灌浆连接试件的力学性能. 温度由400 ℃升至600 ℃时，采用浇水冷却的方式导致的灌浆料强度降低与自然冷却的方式相比降低幅度更为明显，二者强度分别下降了33.21%和9.15%，且浇水冷却的强度仅为自然冷却强度的73.52%.

4）高温后钢筋半套筒灌浆连接及对照组钢筋在不同温度下，屈服强度和极限强度差异较小. 且当温度高于200 ℃时，随着温度的升高，高温后钢筋和套筒产生的相对滑移愈发明显，屈服位移和极限位移呈现出显著增大的趋势.

5）本文对高温后钢筋半套筒灌浆连接的极限荷载及位移与温度的关系、高温后极限位移与温度的关系进行了公式推导. 根据已有黏结强度公式，对于高温后抵抗钢筋刮犁式拔出的承载力，建议k的取值不大于1.51，即可以选用抗压强度更高性能更稳定的灌浆料等措施，以避免套筒在600 ℃及以下高温处理后发生钢筋刮犁式拔出的破坏形式.

6）本文针对钢筋半套筒连接试件套筒内的钢筋滑移量进行了近似分析，并拟合得到了式（5）所示的高温后自然冷却条件下钢筋滑移量与温度的二次函数关系式，为后期展开钢筋套筒灌浆连接受力性能的模拟分析提供参考依据.

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