钢筋连接方法主要有搭接连接、机械连接、套筒灌浆连接三种连接方式。与传统搭接连接方法相比,钢筋机械连接具有很大的结构和经济优势 ^[1],常见钢筋机械连接方式有钢筋锥螺纹套筒连接、钢筋墩粗直螺纹套筒连接、钢筋滚压直螺纹套筒连接、钢筋套筒挤压连接等,在静态、往复循环加载下,Bompa等 ^[1]从连接强度与延性角度对14种钢筋机械连接性能进行分析,结合已有大量单轴机械连接拉伸试验数据,为工程抗震设计应用中机械连接方式的选择等提供理论依据。在钢筋机械连接应用方面,Haber等 ^[2]通过半比例桥柱试验,在静态、动态、循环荷载作用下,研究钢筋机械连接的变形性能,以及局部和整体构件受机械连接变形的影响,并建立简化的分析模型,用于对预制构件中钢筋机械连接建模; 此外,Haber等 ^[3]在往复循环荷载作用下,在柱脚采用墩头连接HC(Up-set Headed Coupler)与灌浆套筒连接GC(Grouted Sleeve Coupler)两种机械连接方式,研究预制柱在两种连接方式下的抗震性能。

　　 与搭接连接和机械连接相比,套筒灌浆连接性能最佳,广泛应用于预制构件间的钢筋连接。自20世纪60年代灌浆套筒问世以来 ^[4,5,6],灌浆连接技术得到快速发展,出现了一系列灌浆连接方法,例如,约束钢筋浆锚搭接、金属波纹管浆锚搭接、套筒灌浆连接。约束钢筋浆锚搭接通过在套筒内放置两个相邻钢筋,在灌浆料作用下实现两侧钢筋间力的传递。Yu等 ^[4]通过对其连接强度、延性进行分析,提出平均搭接粘结应力和界限搭接长度计算公式; 金属波纹管浆锚搭接主要用于预制剪力墙间钢筋连接,通过将下侧剪力墙预留钢筋插入上侧剪力墙的金属波纹管中,并向其内部填充灌浆料以保证力在两个构件间持续传递,建立良好的垂直传力路径 ^[7,8]。Elsayed等 ^[7]从破坏形态、裂缝发展、延性、钢筋嵌入长度角度出发,将混凝土中钢筋性能与金属波纹管中钢筋连接性能进行对比,突出了金属波纹管浆锚搭接的优势,金属波纹管道对连接钢筋的约束限制作用显著,并且可以增强整体的连接性能。Elsayed等 ^[8]根据试验得到约束力,建立摩擦模型,分析应力在钢筋连接位置处的传递。灌浆套筒连接在多种连接技术中优势突出,针对其在多种影响因素下的连接性能,大量学者已进行了相关研究,如套筒构造、钢筋嵌入长度、高温后的力学性能表现等 ^[9]。

　　 在灌浆缺陷方面,针对套筒内部多个位置设置灌浆缺陷 ^[10,11]、半灌浆套筒底部设置灌浆缺陷 ^[12]等都进行了研究。虽然套筒灌浆连接技术具有很大的优势,但在施工过程中仍存在很多问题。在套筒灌浆连接过程中,常常会出现套筒灌浆不饱满的情况,主要是由于在封堵灌浆口时导致浆体回流,从而造成套筒上部灌浆料填充不足,封缝砂浆或坐浆砂浆的移动造成灌浆料渗漏也会引起套筒上部的灌浆缺陷。工程中通常的修补办法是从出浆口进行二次补浆,但新旧灌浆料之间会有断面。为研究二次补浆对套筒灌浆连接性能的影响,以半灌浆钢制套筒为研究对象,以钢筋直径和二次补浆量为试验参数进行试验研究。

　　 试验共制作了18个试件,每个试件钢筋嵌入长度均为8倍钢筋直径(d_b)。灌浆不足主要影响钢筋与灌浆料间的粘结长度,因此以钢筋嵌入长度(8d_b)为参照,设置二次补浆部分的钢筋长度分别为钢筋嵌入长度的15%和30%,即以套筒灌浆端底部为基线,浆液高度分别为钢筋嵌入长度的85%和70%,剩余部分为补浆部分(图1)。设置灌浆不足的试件首次灌浆1d后进行补浆。以灌浆饱满试件为参照,研究补浆试件的连接性能变化。试验中采用的两种规格套筒和钢筋与文献[13]相同,试件构造如图1所示,图中L₂为钢筋嵌入长度,L₃为二次补浆部分的钢筋长度,其余字符含义见文献[13]。试件编号如表1所示,其主要由三部分组成,第一部分中SGZ表示灌浆饱满试件,SG15和SG30表示二次补浆部分的钢筋长度(L₃)分别为钢筋嵌入长度(L₂)的15%和30%,即对应的L₃值分别为1.2d_b和2.4d_b; 第二部分D12和D20分别表示连接钢筋直径为12mm和20mm; 第三部分1,2,3表示每组三个试件中的顺序号。

　　 套筒材质均为45号钢,直径12mm和20mm钢筋连接的半灌浆套筒分别由钢棒与钢管经数控机床加工而成。如图1所示,切削加工使筒壁厚度均匀变化,在套筒内壁形成肋,即抗剪键。抗剪键主要分布在套筒中部至灌浆端部的长度范围内,其余部分筒壁内径不变,没有抗剪键。由于两种规格套筒上部内壁没有设置抗剪键,因此采用与套筒内径相同的金属挡片,并将其固定在钢筋上相应位置,实现首次灌浆部分与二次补浆部分的分离,金属挡片厚度很小可忽略不计(图1和图2)。套筒螺纹端向下放置,从灌浆口进行首次灌浆; 二次补浆时套筒螺纹端向上放置,从出浆口进行补浆,图3为首次灌浆结束后二次补浆前金属挡片对首次灌浆部分灌浆料的分隔效果,结果表明,金属挡片对首次灌浆部分与二次补浆部分的分隔效果良好。

　　 灌浆料水胶比为0.12,初始流动度为385mm,30min流动度为330mm。灌浆时所留同条件试块规格为40mm×40mm×160mm。试件养护28d以后,灌浆料强度增长趋于稳定,此时进行拉伸试验。试验测得灌浆料、钢筋以及套筒的各项力学性能指标均列于文献[13]中。

　　 本试验是在前期研究的基础上进一步分析二次补浆对灌浆套筒连接性能的影响,因此,试验中采用的加载装置、加载制度、位移计设置、套筒表面测点布置等与文献[13]相同。

　　 如图4所示,以钢筋直径为12mm的试件破坏形态为例,试件均发生钢筋颈缩破坏(图4(a),(b)中图框所示,没有观察到试件破坏形式受二次补浆量的显著影响,表明试件承载力与钢筋极限承载力相近,套筒能提供有效的约束以实现两端钢筋间传力的连续性。试件屈服前灌浆料没有出现裂纹,试件屈服后灌浆料开始出现裂纹 ^[14],主要是由于钢筋屈服后变形增大,受“泊松效应”影响钢筋直径逐渐减小,灌浆料裂纹得到充分发展,并在套筒端部呈锥形剥落(图4(c))。

　　 图5为试件的力-位移曲线。可以看出,试件的力-位移曲线与钢筋拉伸力学性能特征相似,表现为典型的四个阶段,分别为弹性阶段、屈服阶段、强化阶段、颈缩阶段。在弹性阶段,荷载增长较快,位移增长较慢; 进入塑性阶段后,变形增大,荷载增长变慢; 达到峰值荷载后,曲线开始下降。除试件SG30-D20-1外,所有试件的残余变形均小于0.08mm,满足《钢筋机械连接技术规程》(JGJ 107—2016) ^[15](简称钢筋机械连接规程)中Ⅰ级接头变形要求。

　　 表1中列出了每种灌浆接头的屈服荷载P_y、极限承载力P_u、屈服位移δ_y、极限位移δ_u、屈服强度f_y、极限强度f_u、钢筋实测屈服强度f_sy和极限强度f_su。所有试件的f_u/f_stk>1(f_stk为钢筋极限抗拉强度标准值),满足钢筋机械连接规程中Ⅰ级接头强度要求。比较两种灌浆接头与钢筋的屈服强度和极限强度可知,接头的屈服强度在钢筋屈服强度附近波动没有明显的分布规律; 钢筋直径为12mm的试件极限强度均高于钢筋实测极限强度,最大偏差约4.47%,钢筋直径为20mm的试件极限强度与钢筋接近。

　　 图6为试件的力-应变曲线,横坐标为应变值,正值为拉应变,负值为压应变。套筒在每一截面位置纵向与环向应变值取两个对称测点应变的平均值代表该截面应变,当一侧应变片损坏时取另一侧测点应变值代表该位置应变。图中曲线编号含义以L-3,4为例说明,L-3,4表示测点L-3与L-4应变数值的平均值,其余曲线编号含义及各测点布置见文献[13]。所有试件纵向均为拉应变,并由出浆口两侧位置向灌浆端逐渐减小; 环向主要为压应变,且最大压应变主要集中在出浆口附近。根据纵向与环向最大应变分布可知,出浆口所在位置为套筒的薄弱截面。各试件的力-应变曲线在屈服前呈线性增长,屈服后出现回弹现象。

　　 钢筋直径为20mm的试件个别环向应变曲线在加载后期逐渐跨越零线由压应变转变为拉应变,表明钢筋与灌浆料间的咬合作用使灌浆料产生裂缝而膨胀,膨胀作用逐渐大于套筒因“泊松效应”而产生的环向收缩作用。所有应变数值中纵向应变数值绝对值最大,钢筋直径为12mm的试件纵向最大应变介于600×10^-6～1 000×10^-6之间; 钢筋直径为20mm的试件纵向最大应变介于3 500×10^-6～4 000×10^-6之间。钢制套筒的屈服应变为1 886×10^-6,表明钢筋直径为12mm的试件在拉伸全过程中处于弹性阶段,钢筋直径为20mm的试件在加载后期,在测点L-1(2)处屈服。随着钢筋直径的增大,钢筋直径为20mm的试件各个测点应变数值绝对值均大于钢筋直径为12mm的试件相应测点应变数值绝对值,表明钢筋直径为20mm的试件表面变形较大。在所有纵向应变测点中,L-1(2),L-3(4)位于套筒的内部不设抗剪键部分,除钢筋直径为20mm的试件测点L-1(2)外,套筒外表面纵向应变在极限荷载前均呈线性增长; L-5(6),L-7(8)位于套筒内壁设置抗剪键部分,屈服后应变回弹现象显著,应变减小较快。

　　 在钢筋直径为12mm的试件中,纵向应变受二次补浆量影响显著,试件SGZ表面纵向各测点相差很小,趋于均匀分布,随着二次补浆量的增大,各纵向测点应变差异逐渐增大,L-5,6应变数值逐渐减小。在钢筋直径为20mm的试件中,纵向应变均遵循由出浆口所在位置向灌浆端逐渐减小的规律,随着二次补浆量的增大,L-7,8应变曲线与L-5,6应变曲线逐渐分离。纵向应变整体受二次补浆量影响较小。二次补浆量改变了套筒表面环向峰值应变位置,由C-2,5变为C-3。随着二次补浆量的增加,在加载后期,环向应变跨越零线由压应变转变为拉应变的趋势增强。钢筋直径为20mm的试件屈服后,灌浆口附近的应变值C-3和L-7,8靠近零线趋势显著。

　　 进入塑性阶段后钢筋的变形增大,受“泊松效应”影响钢筋直径逐渐减小,钢筋与灌浆料间的握裹作用逐渐减弱,并由灌浆端部向套筒中部发展,两者间的机械咬合作用逐渐减弱 ^[16],由于套筒、灌浆料、钢筋三者刚度不同导致其相互之间变形不协调,从而对灌浆料造成损伤 ^[17],在该阶段纵向裂缝得到充分发展,套筒端部灌浆料出现一定程度的损伤,并呈锥形剥落。

　　 图7为不同二次补浆量试件的灌浆料损伤深度,其中试件上方的数字表示每组3个试件的灌浆料损伤深度均值。根据每组试件灌浆料损伤深度均值可知,损伤深度受二次补浆量影响显著,随着二次补浆量与钢筋直径的增大,损伤深度逐渐增大。由于灌浆料的损伤主要是由套筒内部8d_b长度范围内钢筋引起,因此,以钢筋嵌入长度为参照,图中给出了灌浆料损伤深度与钢筋嵌入长度的比值,用百分比表示。两种直径钢筋连接试件间损伤深度百分比相差较小,除试件SG30-D12损伤均值外,损伤百分比整体随二次补浆量和钢筋直径的增大呈增大趋势,两种直径钢筋连接试件的最大损伤深度百分比分别为8.54%和9.89%。

　　 以钢筋直径和二次补浆量为试验参数,通过单向拉伸试验主要得出以下结论:

　　 (1)试件破坏形式受钢筋直径和二次补浆量的影响较小,试件强度均满足要求,在套筒两端钢筋发生颈缩,端部灌浆料呈锥形破坏。

　　 (2)试件的力-位移曲线与钢筋应力-应变曲线相似,表现为弹性阶段、屈服阶段、强化阶段和颈缩阶段。所有试件的残余变形均小于0.08mm,满足钢筋机械连接规程中Ⅰ级接头要求。在所有试件的极限强度中,直径12mm钢筋连接试件极限强度均大于钢筋实测极限强度,最大偏差约4.47%,直径20mm钢筋连接试件极限强度在钢筋实测极限强度附近波动。

　　 (3)两种直径钢筋连接的套筒纵向均受拉,应变值由出浆口所在截面位置向灌浆端逐渐减小,环向主要受压。最大纵向与环向应变均位于出浆口附近,表明该位置为套筒的薄弱位置。随着钢筋直径的增大,套筒表面应变数值整体增大。直径12mm钢筋连接的套筒表面纵向应变随着二次补浆量的增大,不在趋于均匀分布,各测点应变数值差异逐渐增大。直径20mm钢筋连接试件表面环向峰值应变位置受二次补浆量的影响显著。

　　 (4)由于新旧灌浆料间的断面使灌浆料中力的传递出现中断,力在两部分灌浆料中各自传递,从而使套筒表面应变分布改变。由于断面较小,钢筋与灌浆料间的粘结长度几乎不变,因此接头强度不受应变分布变化的影响。二次补浆不饱满或多次补浆等都有可能会造成钢筋与灌浆料粘结长度减小,从而影响试件破坏形态。二次补浆可用于工程中,但应注意在出浆口采用向上倾斜导管进行注浆可使注浆饱满,避免多次补浆。

　　 (5)随着钢筋直径和二次补浆量的增大,钢制半灌浆套筒端部灌浆料损伤深度增大,损伤深度占钢筋嵌入长度的百分比整体呈增大趋势,两种试件最大损伤深度百分比分别为8.54%和9.89%。