套筒灌浆密实度直接冲击振动检测方法

王奎华，郑茗旺，涂园，项驰轩，刘鑫，谭婕，RIZVI Faheem，杨学林，余亚超

(1.浙江大学软土与环境工程教育部重点实验室，浙江杭州，310058；2.浙江大学建筑工程学院滨海和城市岩土工程研究中心，浙江杭州，310058；3.浙江省建筑设计研究院，浙江杭州，310006；4.浙江宝业现代集团，浙江绍兴，312030)

装配式建筑作为一种新型的绿色环保节能型建筑结构，因具有高效便捷等优点受到国内外的广泛关注。装配式建筑结构一般使用多个预制构件通过现场拼接形成，预制构件之间采用的连接结构多为钢筋套筒，套筒内采用灌浆方式进行加固。灌浆质量是影响套筒内的连接强度的关键因素，也是决定装配式建筑结构安全使用的前提条件。但是，目前工程上对钢筋套筒灌浆密实度的检测和判断还没有一种简单方便且有效可靠的方法。

国内外已有一些关于钢筋套筒的灌浆密实度检测方法，主要包括电阻测试法[1-5]、钢丝拉拔法[6]、带阻尼的振动传感器法[7-9]、冲击回波法[7,10-17]和超声波法[18-24]等。其中，电阻测试法、钢丝拉拔法和带阻尼的振动传感器法等需要在建筑结构中预埋装置或传感器，无法满足对结构随机检测的要求，且检测成本较高，检测数量有限，工程整体性评价的可靠性还有待考证。超声波法和冲击回波法均属于动态测试方式，具有无需预埋传感器、随机检测能力强的优势，因而应用更广泛。其中，超声波法需要在钢筋套筒外的墙面或柱面施加固定频率的持续激振，根据超声传感器采集到的入射波及反射波(或透射波)进行分析，判断灌浆的潜在缺陷。但是，由于套筒与钢筋之间空腔尺寸相对于超声波波长较小，这种方法对缺陷的分辨率不高，常会出现缺陷漏检的情况。而冲击回波法的检测方式最简单快捷，基本原理是通过敲击墙面或柱面，利用振动传播的反射特征进行缺陷位置和程度的判断，进而分析钢筋套筒中的注浆质量。但是同样地，由于敲击中波的入射面和反射面之间的距离一般较短，入射波和反射波常常产生叠加效应，导致波动效应不明显，因此也不易进行准确地缺陷判断[25-27]。

综上所述，目前有关套筒灌浆体密实度的检测方法均存在较明显局限性。为解决套筒内灌浆密实度的检测问题，本文基于传统的冲击回波法提出了一种新方法，即直接冲击振动法。通过特殊设计的传力棒，对套筒内的钢筋施加一定预压力，然后在传力棒端部施加短脉冲激振，并利用粘贴在传力棒表面的全桥应变片采集钢筋的振动信号；通过对振动信号的时域和频域分析，利用信号特征参数与套筒内的灌浆密实度之间的变化关系，实现钢筋套筒的灌浆密实程度的定性及定量判断。该法所涉及的装置和原理详见已授权的发明专利[28]。此外，基于直接冲击振动法及其相关装置，本文开展了不同灌浆密实度的室内原型试验，分析不同灌浆密实度的钢筋套筒所受冲击后的振动信号曲线中特征参数的变化规律，以探究定量判断灌浆密实度的分析方法。本文研究成果可为检测和分析装配式建筑结构钢筋套筒的灌浆密实度提供参考。

1 检测方法

本文提出的直接冲击振动法的基本原理如下：钢筋套筒内的灌浆密实程度与其中嵌入钢筋的水平刚度之间存在正相关关系。当套筒内的浆液充足(即灌浆密实度较高)时，浆液凝固后，嵌入钢筋所受约束的水平刚度较大；相反地，当套筒内的浆液不足时，嵌入钢筋的所受水平刚度则较小。在极端情况下，例如套筒内无灌浆，则钢筋水平方向刚度为0；当浆液灌满且浆液质量较高时，钢筋的水平刚度可认为无穷大而接近完全固定状态。进一步地，若对套筒内的钢筋进行水平激振，钢筋的振动特征与水平刚度也呈现特殊的相关关系。一般而言，在相同的冲击力作用下，钢筋的嵌固状态越好，水平约束的刚度越大，受冲击后的钢筋振动幅度则越小，振动衰减的速度越快。因此，根据钢筋套筒灌浆密实度与钢筋水平振动信号之间的相关关系，理论上可实现钢筋套筒灌浆密实度进行定性及定量判断。

为了实现上述检测要求，需要对套筒内的钢筋直接施加冲击荷载，并采集受到冲击后的水平振动信号及衰减变化曲线。为此，设计了如图1所示的装置。测试思路如下：

1)在待检套筒外利用固定构件，将带有全桥应变片的传力棒，固定在出浆口的钻孔内；

2)通过拧紧固定构件上的限位螺母，使传力棒圆段逐渐靠近套筒内的钢筋表面，进一步拧紧限位螺母，可利用传力棒对钢筋施加较大的预压力；

3)传力棒安装完成后，利用铁锤敲击传力棒六角段，从而获得1个短脉冲的冲击力。

4)利用全桥应变片采集冲击信号时程曲线，可以得到套筒内不同灌浆密实度条件下，钢筋水平振动过程中冲击信号的幅值、脉冲宽度和衰减因子等特殊参数。

5)利用灌浆密实度与冲激信号特征参数(如冲击力峰高、振动衰减因子和功率谱等)之间的统计关系，实现套筒灌浆密实度的定性和定量判断。

需要说明的是，当被测套筒的出浆孔已被浆液堵住时，可使用冲击钻机等设备将出浆孔中的灌浆体凿开至钢筋表面，再通过传力棒对钢筋施加预压力。

图1 直接冲击振动方法示意图Fig.1 Schematic diagram of direct shock vibration method

对套筒内的钢筋进行水平敲击时，除了钢筋所受约束的水平刚度之外，激振锤和传力棒的材质等都对冲击脉冲信号有一定影响，进而可能影响对灌浆密实度判断的准确性。例如在钢筋约束的水平刚度和传力棒材质不变的情况下，尼龙锤产生的冲击力脉冲宽度比铁锤产生的脉冲宽度更大。因此，在应用本文方法进行多个套筒的灌浆密实度检测时，应当使用相同材质的传力棒和激振锤，避免激振锤和传力棒材质对测量结果的影响。直接冲击振动法检测钢筋套筒灌浆密实度具有测试原理简单的优势，是一种直接的动测分析方法。以下具体研究该方法在实际工程中的应用，通过在不同套筒灌浆密实度的条件下的多次现场试验，研究振动信号随灌浆密实度的变化规律，进一步分析总结钢筋套筒内注浆密实度的定量判断方法。

2 检测装置

直接冲击振动法所使用的主要装置为带全桥应变片的传力棒，如图2所示。本文用于试验的传力棒是由304材质的不锈钢车铣制成，由多个不同截面段组成的刚体。其中，传力棒左端为直径5 mm的实心杆，可伸入套筒与钢筋形成接触。全桥应变片固定(粘贴)在传力棒中部的4个矩形平面上，相邻平面上分别贴有轴向应变片和径向应变片，共4片。其中，竖向应变片可测量传力棒的纵向拉伸与压缩的应变，而横向应变片则可测量传力棒的侧向变形。

图2 检测所用的传力棒Fig.2 Force transmission rod(FTR)used for detection

在进行检测之前，需要对传力棒上的应变片进行静态标定，获得传力棒的物理性质参数，如弹性模量和泊松比等。通过对输出电压与荷载(轴力)之间的线性关系的标定，可根据输出电压计算动态轴力。

改变惠斯通电桥连接的方式，将其调整为半桥连接，分别对轴向应变片和径向应变片进行拉伸标定。标定结果如图3所示。标定时采用砝码逐级进行加载，对图3(a)和(c)中的加载质量与电压幅值进行线性拟合，其中，ΔU和m分别为电压幅值及质量。然后，将质量和电压幅值进一步变换得到传力棒所受的拉应力σT和应变ε的关系，同样进行线性拟合后得出图3(b)和(d)所示的表达式。

由图3(b)拟合曲线的斜率可知，传力棒的弹性模量为183GPa，进一步由图3(b)和(d)可得到泊松比与应力的关系式为泊松比随拉应力的变化规律见图4。由图4可知：随着应力增加，传力棒的泊松比增加，达到一定应力时，泊松比趋向于稳定。当应力水平在10～16 MPa 范围内时，泊松比v基本保持不变(0.24～0.25)。

图3 半桥电路拉伸标定结果(温度T=26.8°C，相对湿度RH=46%)Fig.3 Tensile calibration results of half-bridge circuit(temperature T=26.8°C,relative humidity RH=46%)

使用半桥标定并得出传力棒的物理性质参数后，需要对应变片输出电压和荷载之间的关系进行标定。考虑到室内原型试验中的室内温度补偿、导线热效应、偏心以及灵敏度较低等影响，在进行检测时一般需要使用惠斯通全桥电路。除应变片的连接方式与半桥连接不同以外，全桥标定过程与半桥标定相似，全桥电路标定结果如图5所示。由图5可知：全桥输出电压和荷载的线性拟合值为1.002 k/(mV)，应变与应力比值的拟合值为3.46×10-6/MPa。通过惠斯通半桥及全桥电路获得的标定结果，可应用于后续传力棒在现场试验所采集到的振动信号，进行数据处理和分析。

图4 应力与泊松比的关系Fig.4 Relationship between stress and Poisson's ratio

3 室内试验

3.1 试验设计与装置

基于上述检测方法和装置，开展不同套筒灌浆密实度的室内模型试验。试验采用了北京思达建茂JM半灌浆套筒，套筒型号为GT14，如图6所示。套筒外径d=34 mm，内径D3=(25.0±0.2)mm，长度L=156 mm，出浆孔距离套筒端部长度b=119 mm。套筒内采用型号为HRB400、直径d2=14 mm的钢筋。利用上述套筒，制备出4种不同套筒灌浆密实度的待测构件，如图7所示。使用建茂干粉建材CGMJM-VI(6)的高强灌浆料在套筒内进行灌浆，灌浆料的水灰比为1.2:10.0。

为了得到灌浆料在不同时期的抗压强度，在制作上述待测构件时，同时另外制作了8 组共24个矩形灌浆试块，每个试块的长×宽×高为40 mm×40 mm×160 mm。每组试块的养护时间不同，其中7 组放置于工程现场进行养护，另外1 组进行实验室蒸汽养护。每1组的抗压强度按3个试块抗压强度平均值进行计算，试验结果如图8所示。由图8可见：在灌浆料凝固28 d 后，灌浆体的抗压强度基本稳定，并通过曲线拟合可计算48 h 后灌浆体的抗压强度σc=72.2 MPa。

3.2 直接冲击振动试验

在图7中的待测构件灌浆料浇注48 h后，对不同灌浆密实度(无灌浆、1/3 灌浆、2/3 灌浆及满灌浆)下的待测构件开展直接冲击振动试验。试验装置与连接示意如图9所示。其中，应变放大器的桥压为2 V，放大倍数为500，低通滤波频率为10 kHz。信号采集仪的参数选择采集频率50 kHz，低通滤波频率为10 kHz。

图5 全桥电路拉伸标定结果(温度T=24.8 °C，相对湿度RH=42%)Fig.5 Tensile calibration results of full-bridge circuit(temperature T=24.8 °C，relative humidity RH=42%)

使用传力棒对套筒内的钢筋施加冲击荷载，并通过传力棒上的全桥应变片采集振动信号，该模拟信号通过应变放大器、信号采集仪(模数转换器)进行采样，转化为数字信号后存储于上位机(电脑)中。

基于MATLAB 平台，对所有采集的数据进行信号处理，为了消除室内模型试验的工频干扰，并获得较真实的冲击脉冲信号，统一设置带阻和低通滤波：带阻滤波频率范围为45～55 Hz，低通滤波截止频率为3.0 kHz。

图6 试验所使用的半灌浆套筒示意图Fig.6 Schematic diagram of half-grout sleeve in the tests

图7 不同灌浆密实度的钢筋套筒示意图Fig.7 Schematic diagram with different grouted compactness of rebars sleeves

图8 灌浆体的轴压强度与时间的关系Fig.8 Relationship between axial compression strength of grouted bodies and time

图9 套筒灌浆密实度测试试验装置示意图Fig.9 Schematic diagram of detection device for sleeve's grouted compactness

4 单次冲击试验结果

图10所示为套筒内不同灌浆密实度条件下，单次冲击试验中钢筋的水平振动响应结果。由图10可知：在灌浆量较少的情况下，时域信号的振动响应衰减较慢，而灌浆量充足的情况下衰减较快，这也验证了钢筋振动信号与套筒灌浆量之间的相关关系。

采用峰宽比RPt研究不同灌浆密实度下的钢筋振动信号特征。峰宽比的计算公式如下：

式中：APeak为信号时域曲线中脉冲的波峰幅值；ΔtFWHM为信号时域曲线中，首个脉冲一半峰值高度处的最大脉宽(full width at half maximum,FWHM)，简称半峰全宽。在本文中，使用传感器所得出的电压幅值ΔU作为峰宽比RPt的计算值，电压幅值可通过标定结果直接转换成荷载、应力或应变等物理量。

由图10可知，随着套筒灌浆密实度增加，RPt也逐渐增加。将图10中的时域曲线进行小波变换，得到不同时刻下冲击信号频率响应，如图11所示。小波变换与傅里叶变换(Fast Fourier Transform，FFT)相似，可将时域信号转换成频域信号。但小波变换的优势在于，能够直观地获得信号在不同时刻的频率响应。图11中的小波变换频谱图类似于等高线图，可以获得不同灌浆密实度条件下信号各频率的分布范围。为了获得频域信号中的峰频率ΩPeak，对小波变换结果作进一步映射变换，找到峰频率ΩPeak与灌浆密实度n之间的关系，结果如图12所示。由图12可知，随着灌浆密实度n增加，振动信号的峰频率ΩPeak逐渐下降。

图10 不同灌浆密实度下单次冲击钢筋水平振动时域响应Fig.10 Lateral vibration responses of rebars in time-domain under different grouted compactness

图11 不同灌浆密实度下钢筋水平振动响应的小波功率谱Fig.11 Wavelet power spectrums of rebars'lateral vibration responses under different grouted compactness

5 多次冲击试验统计分析

为实现对钢筋套筒灌浆密实度的定量分析，需进行多次冲击振动试验，获得待测套筒振动信号中的特征参数(如峰宽比RPt和峰频率ΩPeak)的统计关系及拟合曲线，再利用统计关系结合冲击试验分析判断灌浆密实度。对上述不同灌浆密实度的构件进行大量冲击振动试验，其中，无灌浆构件敲击209次，1/3灌浆构件敲击57次，2/3灌浆构件敲击126 次，满灌浆构件敲击162 次，共计554次敲击试验。将敲击试验所采集到的冲击信号首个脉冲的波峰幅值APeak及首个脉冲的半峰全宽ΔtFWHM、峰宽比RPt和峰频率ΩPeak等进行统计分析。其中，峰频率ΩPeak的采集数据为756个，这是由于小波变换所映射出来的频谱图中，可能会出现超过1 个波峰的情况，如图12(d)所示。假设统计结果服从正态分布，各参数的统计结果如图13所示。图13中，q2为参数中位数(50%)，q1为参数下四分位数(25%)，q3为参数上四分位数(75%)，Ns为冲击振动次数。当某个值在参数上边缘BU和参数下边缘BL以外，都会被归纳为离群值。上下边缘的界定方式可由下式得出：

式中：w为界定长度，本文取1.5。

由图13可知，钢筋套筒灌浆密实度与冲击信号时域曲线和频域曲线的特征参数具有较强的相关性。其中，ΩPeak(取q2，下同)随着灌浆密实度提高而下降，首个脉冲的波峰幅值APeak，半峰全宽ΔtFWHM和峰宽比RPt随灌浆密实度提高而增大。

图12 不同灌浆密实度下钢筋水平振动响应的频谱图Fig.12 Frequency-domain spectrums of rebars′lateral vibration responses under different grouted compactness

图13 灌浆48 h后所测数据统计结果Fig.13 Statistics test results after of grouting for 48 h

为了实现对套筒灌浆密实度进行定量判断的工程要求，以下对定量判断方法进行了探讨。一般而言，套筒灌浆密实度越大，冲击信号的时域曲线衰减越快，由图10中时域信号中的拟合线可证，而且衰减因子β越小，则衰减得越快。对于无灌浆的套筒，施加冲击力后钢筋会产生持续不断地振动，信号衰减缓慢。灌浆密实度越高，衰减速度就越快。但是，在实际检测中，由于现场可能存在许多干扰，导致采用衰减速率或衰减因子β来进行灌浆密实度的定量判断是不可靠的。此外，由图10(b)～(d)的时域信号可知，正方向和负方向的振动衰减拟合线所得的衰减速率相差甚远。因此，采用衰减因子β仅适合用于无灌浆套筒，并不适用于所有钢筋套筒灌浆密实度的定量分析。

为此，本文提出了采用峰宽比、峰频率与灌浆密实度的拟合关系进行定量判断的方法。图13(a)中的峰频率ΩPeak和图13(d)中的峰宽比RPt中位数q2取对数，绘出logRPt和logΩPeak与灌浆密实度的关系曲线，如图14所示。2个参数与灌浆密实度n之间均可以用线性曲线进行拟合，拟合效果较好。在实际工程中，对未知灌浆密实度的套筒进行多次冲击振动试验以获得峰频率ΩPeak和峰宽比RPt统计中位数，然后结合上述拟合曲线，计算套筒的灌浆密实度，从而实现套筒灌浆密实度的定量判断。

图14 峰宽比/峰频率与灌浆体密实度的关系Fig.14 Relationship between grouted compactness and peak-to-FWHM ratio or peak frequency

6 结论

1)灌浆密实度与钢筋受到水平冲击的信号曲线有较强的相关性。灌浆密实度越高，其振动信号衰减越快。

2)随着灌浆密实度提高，振动信号频域曲线中的峰频率趋于减小。

3)随着灌浆密实度提高，首个脉冲的波峰幅值、首个脉冲的半峰全宽以及峰宽比也随之增大。

4)对于一个未知灌浆密实度的套筒，可通过直接冲击振动法，结合振动信号的峰宽比或峰频率与灌浆密实度的拟合关系曲线，实现对钢筋套筒灌浆密实度的定量判断。