高溫后半灌漿套筒抗拉性能試驗研究

朱佳寧，郭棟棟，馬金鳳，吳耀鵬，馬江劍

(1.西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院，西安 710055；2.西安建筑科技大學(xué)結(jié)構(gòu)工程與抗震教育部重點實驗室，西安 710055)

鋼筋灌漿套筒連接是在鋼套筒中插入鋼筋，兩者通過高性能灌漿料填充連接而成的連接件，包括全灌漿套筒連接和半灌漿套筒連接兩種連接方式。20世紀(jì)60年代，Yee[1]在美國發(fā)明了鋼筋套筒連接器，隨后在世界范圍內(nèi)得到廣泛運用。近年來，隨著裝配式結(jié)構(gòu)的迅速發(fā)展，灌漿套筒連接作為裝配式結(jié)構(gòu)中重要的連接技術(shù)而日益受到關(guān)注，國內(nèi)外學(xué)者對此做了大量研究[2―3]。Kim[4]對基于鋼筋套筒灌漿連接的預(yù)制柱進(jìn)行了低周反復(fù)加載試驗；Einea等[5]設(shè)計了不同尺寸構(gòu)造的試件進(jìn)行了拉伸試驗；申波等[6]研究了柔性套筒約束下軸壓初彎曲內(nèi)核的極限承載力和變形過程，推導(dǎo)出了套管構(gòu)件承載力的計算方法；Alias等[7]分析了套筒直徑對連接粘結(jié)性能的影響；吳小寶等[8]研究了齡期和鋼筋種類對鋼筋套筒灌漿連接力學(xué)性能的影響；吳濤等[9]研究了灌漿套筒連接的破壞形態(tài)與過程，分析了錨固長度和鋼筋直徑對筒壁應(yīng)力的影響；鄭永峰等[10]采用低合金無縫鋼管制作了一種新型灌漿套筒，并對其進(jìn)行了單調(diào)軸向拉伸試驗分析其力學(xué)性能，但是這些研究僅對常溫下套筒灌漿連接力學(xué)性能進(jìn)行分析。

近年來，建筑物越來越高層化及復(fù)雜化，火災(zāi)發(fā)生的因素隨之增加[11]，結(jié)構(gòu)的耐火性能和抗火設(shè)計已成為工程界所關(guān)注的熱點問題[12]。對灌漿套筒高溫后連接性能研究還很少，且現(xiàn)行規(guī)范《裝配式混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(JGJ1―2014)和《建筑設(shè)計防火規(guī)范》(GB50016―2014)均未給出裝配式結(jié)構(gòu)半灌漿套筒連接件抗火的具體要求。為了研究高溫后半灌漿套筒試件的受力性能，本文對高溫后半灌漿套筒試件進(jìn)行拉拔試驗和灌漿料標(biāo)準(zhǔn)試塊抗壓強(qiáng)度試驗研究，提出了灌漿料抗壓強(qiáng)度隨溫度變化的計算公式及半灌漿套筒極限拉力隨溫度和錨固長度變化的計算公式，為相關(guān)設(shè)計及工程施工提供參考。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

灌漿料采用高強(qiáng)度水泥基灌漿料，按照干料重量的20%計算用水量，總水灰比為0.13∶1，預(yù)留6組 40 mm×40 mm×160 mm 棱柱體試塊，與試件同條件下養(yǎng)護(hù)，其材料性能如表1所示。灌漿料標(biāo)準(zhǔn)試塊制作參照《水泥基灌漿材料應(yīng)用技術(shù)規(guī)范》(GB/T50448―2015)[13]。半灌漿套筒兩端連接鋼筋采用直徑 16 mm的 HRB400鋼筋，每批鋼筋取 3根長400 mm的試樣在萬能試驗機(jī)上進(jìn)行拉伸材性試驗，試樣要求表面無明顯損傷和銹蝕，其材料性能如表2所示。螺紋端鋼筋與套筒相連視為整體，套筒材料為鑄鐵，根據(jù)廠家合格檢測報告，錨固長度取100 mm、110 mm、120 mm，具體尺寸見圖1?？紤]30 mm混凝土保護(hù)層和無保護(hù)層兩種工況，混凝土強(qiáng)度等級為C35，采用商品混凝土，預(yù)留3組150 mm×150 mm×150 mm的標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊，與試件在同一養(yǎng)護(hù)室養(yǎng)護(hù)到試驗加載開始為止，其材料性能如表3所示。由于溫度過高時，灌漿料性能退化較大，且鋼筋套筒連接主要位于剪力墻、柱等構(gòu)件的內(nèi)部，實際工程中發(fā)生火災(zāi)時，其溫度較火災(zāi)溫度較低，因此試驗溫度參數(shù)為常溫、200 ℃、300 ℃、400 ℃和 600 ℃[14]；錨固長度(100 mm、110 mm、120 mm)；保護(hù)層厚度(0 mm、30 mm)，每種工況3個試件，共57個試件。

1.2 加載方案

1)溫度控制

采用的升溫方案為：先以 8 ℃/min升溫至100 ℃/min，恒溫兩小時使混凝土中的水分充分蒸發(fā)；再以同樣的速度加熱到預(yù)設(shè)溫度，恒溫兩小時使混凝土內(nèi)外溫度達(dá)到一致，升溫圖線如圖2所示，T1為預(yù)設(shè)溫度。然后，打開爐門，讓試件自然冷卻到室溫。為了更清晰的對比不同溫度后灌漿料的微觀變化，通過電子掃描鏡進(jìn)行觀察灌漿料在不同溫度下的微觀變化。

2)加載方案

高溫后灌漿料試塊抗壓試驗在YAW-300B微機(jī)控制電液式水泥壓力試驗機(jī)完成。高溫后半灌漿套筒拉拔試驗是在WAW-1000WE的1000 kN微機(jī)控制電液伺服萬能試驗機(jī)上進(jìn)行的，加載過程采用位移控制，加載制度根據(jù)《鋼筋機(jī)械連接技術(shù)規(guī)程》(JGJ107―2010)，采用單向拉伸，由 0→0.6fyk→0(測量殘余變形)→最大拉力(記錄抗拉強(qiáng)度)→0(測定總伸長率)，加載速度為 5 mm/min。實驗加載裝置及其示意圖如圖3和圖4所示。

表1 灌漿料性能Table 1 Performance of grouting

表2 鋼筋性能Table 2 Performance of steel

表3 混凝土性能Table 3 Performance of concrete

圖1 試件幾何尺寸 /mmFig.1 Dimensions of specimens

圖2 升溫曲線Fig.2 Elevating temperature curve

圖3 實驗加載裝置圖Fig.3 Experimental loading device diagram

圖4 實驗加載示意圖Fig.4 Experimental loading diagram

2 試驗現(xiàn)象

2.1 電鏡試驗現(xiàn)象

電鏡掃描結(jié)果如下：

由圖5可以看出，常溫下，水泥漿體致密完整，無明顯縫隙；200 ℃后，水泥漿體出現(xiàn)了孔隙，表體中的裂紋已經(jīng)貫通。通過電鏡觀察可知，溫度對灌漿料微觀結(jié)構(gòu)影響明顯，隨著溫度的升高，灌漿料漿體結(jié)構(gòu)從致密結(jié)構(gòu)發(fā)展為疏松顆粒狀結(jié)構(gòu)。

圖5 灌漿料電鏡掃描試驗Fig.5 Electron microscopy scan of grouting

2.2 高溫后試件拉拔破壞形態(tài)

將高溫后的鑄鐵半灌漿套筒試件自然降溫到室溫，去除外圍混凝土，進(jìn)行拉拔試驗。拉拔試驗破壞形態(tài)見表4。典型的拉拔破壞形態(tài)有兩種[15]：鋼筋拉斷破壞和鋼筋拔出破壞。鋼筋拉斷破壞表現(xiàn)為鋼筋達(dá)到屈服強(qiáng)度后拉斷而破壞，為延性破壞(圖6(a))。拔出破壞表現(xiàn)為兩種情況，一種是鋼筋屈服后灌漿料劈裂，鋼筋拔出破壞；另一種是鋼筋未屈服而灌漿料劈裂，鋼筋拔出破壞，后者為脆性破壞(圖6(b))。

由表4可以看出，常溫下所有試件都表現(xiàn)為鋼筋屈服后斷裂，符合要求。經(jīng)歷高溫后，在200 ℃時，試件仍表現(xiàn)為鋼筋屈服后斷裂破壞。隨著溫度升高，試件的破壞模式逐漸變?yōu)殇摻钋蟀纬銎茐模罱K過渡到鋼筋屈服前拔出破壞。由Z10、Z11、Z12組試驗結(jié)果可知，溫度升高，破壞模式按照錨固長度由低到高的順序依次發(fā)生破壞模式的轉(zhuǎn)變，溫度T=600 ℃時，錨固長度100 mm、110 mm的試件均過渡到鋼筋屈服前拔出破壞，120 mm的試件仍為鋼筋屈服后拔出破壞；由Z11、Z11C0組試驗結(jié)果可知，無保護(hù)層試件300 ℃時率先過渡到屈服后拔出破壞，400 ℃時已經(jīng)過渡到屈服前拔出破壞，而30 mm保護(hù)層試件在400 ℃時破壞模式才發(fā)生轉(zhuǎn)變，600 ℃時才過渡到屈服前拔出破壞。

圖6 高溫后鑄鐵半灌漿套筒連接件破壞形態(tài)Fig.6 The failure model of cast iron semi-grouting sleeve connection after high temperature

表4 鑄鐵半灌漿套筒破壞模式Table 4 Failure model of cast iron semi-grouting sleeves

從微觀角度分析其破壞模式變化原因，從圖5(a)中可看出水泥漿體致密完整，無明顯縫隙；圖5(b)經(jīng)歷高溫后灌漿料內(nèi)部自由水蒸發(fā)，出現(xiàn)裂紋和孔隙，膠結(jié)材料變質(zhì)導(dǎo)致化學(xué)膠結(jié)力下降，當(dāng)鋼筋與灌漿料之間的粘結(jié)強(qiáng)度小于此時鋼筋的極限強(qiáng)度但大于屈服強(qiáng)度時，破壞模式表現(xiàn)為鋼筋屈服后拔出破壞；圖5(c)當(dāng)灌漿料經(jīng)歷更高溫度后，其水分蒸發(fā)后形成內(nèi)部的裂縫和空隙已經(jīng)很大，內(nèi)部裂紋擴(kuò)展嚴(yán)重，灌漿料與鋼筋之間的粘結(jié)強(qiáng)度低于屈服強(qiáng)度，此時破壞模式過渡到鋼筋屈服前拔出破壞。

2.3 高溫后試件的力-位移曲線

通過對試驗結(jié)果分析，試件在高溫下的荷載-滑移曲線主要分為兩類：有明顯的屈服階段(I類)和無屈服階段(II類)，如圖7所示。

圖7 試件的力-位移曲線Fig.7 Force-displacement curve of the test piece

3 試驗結(jié)果及分析

3.1 高溫對灌漿料試塊性能影響

灌漿料的性能是保證套筒試件強(qiáng)度的重要指標(biāo)，灌漿料性能達(dá)不到要求，將會削弱試件整體的力學(xué)性能。抗壓強(qiáng)度是表征灌漿料強(qiáng)度的重要指標(biāo)，將經(jīng)歷高溫后的灌漿料標(biāo)準(zhǔn)試塊冷卻至室溫，并進(jìn)行抗壓試驗，得出的抗壓強(qiáng)度值如表5所示。

表5 高溫后灌漿料抗壓強(qiáng)度Table 5 Compressive strength and reduction factor of grout after high temperature

由表5可以看出：隨著溫度升高，灌漿料標(biāo)準(zhǔn)試塊抗壓強(qiáng)度都呈現(xiàn)下降的趨勢。在200 ℃以內(nèi)，由于溫度的升高使灌漿料自由水蒸發(fā)，從而使內(nèi)部形成孔隙和毛細(xì)裂紋，導(dǎo)致抗壓強(qiáng)度降低 10%左右。200 ℃~400 ℃時，自由水在試塊加熱過程中繼續(xù)蒸發(fā)，內(nèi)部孔隙和裂紋繼續(xù)擴(kuò)展，水泥膠體內(nèi)的結(jié)合水脫出，使得膠合作用增強(qiáng)，形成了強(qiáng)度反彈，但是抗壓強(qiáng)度的下降速度遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于增加速度，因此，灌漿料的抗壓強(qiáng)度最終呈下降趨勢，400 ℃時灌漿料的抗壓強(qiáng)度為常溫下的40%。600 ℃時，灌漿料中的 C-S-H膠凝材料分解，水泥基中的Ca(OH)2分解為CaO，使得內(nèi)部裂紋擴(kuò)展更加嚴(yán)重，抗壓強(qiáng)度僅為常溫下的 27%，基本喪失了承載能力。在試驗條件接近的情況下，與肖建莊高強(qiáng)混凝土高溫后抗壓強(qiáng)度[16]對比如表6所示。

由表6可知，灌漿料抗壓強(qiáng)度損失比大于高強(qiáng)混凝土。類比高溫下混凝土的擬合曲線[17]，對本文試驗中的數(shù)據(jù)結(jié)果進(jìn)行擬合，得到式(1)：

式中：fc/(N/mm2)為常溫下灌漿料的抗壓強(qiáng)度；溫度為T/(℃)。

表6 灌漿料與高強(qiáng)混凝土抗壓強(qiáng)度對比Table 6 Comparison of compressive strength between grouting and high-strength concrete

將式(1)所得結(jié)果與試驗結(jié)果比較，如圖8所示。由圖8可知式(1)的理論計算值與試驗結(jié)果相符甚好，因此可根據(jù)式(1)來計算高溫下灌漿料的抗壓強(qiáng)度。

圖8 高溫后灌漿料試塊抗壓強(qiáng)度Fig.8 Residual compressive strength of cementitious grout after different elevated temperature

4.2 錨固長度對試件受力性能的影響

從極限強(qiáng)度和極限位移兩個試驗結(jié)果進(jìn)行分析，計算得出高溫后不同錨固長度試件的極限拉力和極限位移折減系數(shù)如表7和表8所示。

表7 不同溫度下極限拉力及折減系數(shù)Table 7 Ultimate strength and reduction coefficient at different temperature

由表7可知，400 ℃之前，試件極限拉力受錨固長度的影響較小，損失量在小于10%，鋼筋都達(dá)到了屈服，破壞方式均表現(xiàn)為鋼筋屈服后斷裂，溫度對極限強(qiáng)度的影響不明顯；400 ℃后，試件都表現(xiàn)為拔出破壞，相同溫度下，極限拉力隨錨固長度的增加而增加，錨固長度為120 mm的極限拉力在溫度達(dá)到600 ℃時仍能達(dá)到常溫下的94%，而錨固長度為100 mm的試件在600 ℃時只能達(dá)到71%，說明增加錨固長度可以提高試件的抗拉性能；相同錨固長度的試件，600 ℃時的抗拉強(qiáng)度僅比 400 ℃時降低了0.03%，說明溫度對試件的抗拉強(qiáng)度影響較小。

表8 不同溫度下極限位移及折減系數(shù)Table 8 Ultimate displacement and reduction coefficient at different temperature

由表8可知，在300 ℃之前，不同錨固長度試件的極限位移損失均小于 20%，隨溫度變化不明顯，且不同溫度下，錨固長度為110 mm的試件極限位移均最大，說明300 ℃之前，增加錨固長度并不能有效的提高試件的延性；300 ℃之后，相同錨固長度的試件，隨著溫度的升高，極限位移下降，對于錨固長度為100 mm的試件600 ℃時的極限位移比400 ℃下降了18%，比300 ℃時下降了59%，即溫度對增加對延性的增長的體現(xiàn)更加明顯；相同溫度下，隨著錨固長度的增加，試件的極限位移增大，如600 ℃時，錨固長度為100 mm的試件延性只能達(dá)到常溫的29%，而錨固長度為120 mm的試件能達(dá)到常溫的53%。因此，錨固長度的增加可以提高半灌漿套筒的受力性能。

4.3 保護(hù)層厚度試件受力性能的影響

取錨固長度為110 mm的鑄鐵半灌漿套筒進(jìn)行研究，設(shè)置保護(hù)層為30 mm，由于實際火災(zāi)中可能存在套筒裸露在空氣中的情況，因此，本文也考慮了無保護(hù)層的情況。有無保護(hù)層的試件極限強(qiáng)度和極限位移及折減系數(shù)如表9和表10所示。

由表9、表10可知，溫度為200 ℃和300 ℃時，無保護(hù)層的試件拉拔力略有下降，破壞類型為鋼筋屈服后拔出破壞，而保護(hù)層為30 mm的試件拉拔力基本不變，破壞類型為鋼筋拉斷破壞；溫度為400 ℃時，無保護(hù)層試件強(qiáng)度下降25%，大于30 mm保護(hù)層試件的強(qiáng)度下降程度；溫度為600 ℃時，無保護(hù)層試件強(qiáng)度下降33%，而30 mm保護(hù)層試件下降程度相比 400 ℃時只下降了 7%；從極限位移來看，200 ℃和300 ℃時，無保護(hù)層試件下降了超過一半，而30 mm保護(hù)層的試件略有下降；400 ℃和600 ℃時，30 mm保護(hù)層試件極限位移幾乎為無保護(hù)層試件的兩倍。

表9 不同溫度下極限拉力及折減系數(shù)Table 9 Ultimate strength and reduction coefficient at different temperature

表10 不同溫度下位移及折減系數(shù)Table 10 Ultimate displacement and reduction coefficient at different temperature

另外，保護(hù)層對高溫后套筒的延性影響較大，對極限拉力的影響較小。30 mm保護(hù)層試件在200 ℃和 300 ℃時，試件曲線完整，有上升段、屈服段、加強(qiáng)段和下降段，破壞類型為鋼筋屈服后斷裂破壞；對于無保護(hù)層的試件，雖然也有完整的曲線，但是其極限位移大大減少。400 ℃以后，溫度對極限位移的影響緩慢；600 ℃時，試件的力-位移曲線均無屈服段。

5 高溫后半灌漿套筒極限強(qiáng)度分析

半灌漿套筒的極限強(qiáng)度與灌漿料和鋼筋與灌漿料之間的粘結(jié)強(qiáng)度有關(guān)。根據(jù)已有的研究結(jié)果，對于高溫后的高強(qiáng)混凝土，其粘結(jié)強(qiáng)度與混凝土抗壓強(qiáng)度平方根的比值和溫度存在著一定的關(guān)系。類比高強(qiáng)混凝土，則高溫后的灌漿料與鋼筋之間的粘結(jié)強(qiáng)度與其抗壓強(qiáng)度平方根比值和溫度也存在著一定的關(guān)系。通過數(shù)據(jù)回歸擬合得到式(2)：

以保護(hù)層厚度為 30 mm，錨固長度為 110 mm的試件為例，計算得其不同溫度下的粘結(jié)強(qiáng)度與抗壓強(qiáng)度比值，如表11所示。

表11 不同溫度下的粘結(jié)強(qiáng)度和抗壓強(qiáng)度值Table 11 Values of bond strength and compressive strength at different temperatures

將式(2)得結(jié)果與表11比較，結(jié)果如圖9所示，可見二者結(jié)果高度近似。因此，用式(2)來表示高溫下灌漿料和溫度之間的關(guān)系。

圖9 灌漿料的τ / 值Fig.9 The ratio of average bond strength and compressive strength square root of grout

將式(2)即進(jìn)行變形可得式(3)：

由于極限拉力和粘結(jié)強(qiáng)度之間存在著以下關(guān)系：

式中：P/kN為極限拉力；d/mm為鋼筋直徑；la/mm為錨固長度。

由式(3)和式(4)可得極限拉力與溫度和錨固長度之間的關(guān)系：

將式(5)的計算結(jié)果與試驗結(jié)果進(jìn)行比較，見表12。

由表12可以看出，式(5)計算得到的理論值與試驗值接近，誤差最大為-10.28%，最小為0.15%。因此，用式(5)進(jìn)行高溫后半灌漿套筒的極限拉力是可行的。

表12 半灌漿套筒高溫后極限拉力試驗值與計算值對比Table 12 Comparison of ultimate tensile force between test value and calculated value of semi-grouting sleeve after high temperature

5 結(jié)論

本文通過研究溫度對灌漿料性能的影響，以及鋼筋錨固長度和保護(hù)層厚度對于半灌漿套筒力學(xué)性能的影響，分析得到以下結(jié)論：

(1)半灌漿套筒破壞模式將隨溫度升高發(fā)生轉(zhuǎn)變。試件從鋼筋屈服后斷裂破壞過渡到鋼筋屈服后拔出破壞，最后過渡到鋼筋屈服前拔出破壞。

(2)當(dāng)溫度超過 300 ℃以后，錨固長度越大，極限拉力和極限位移損失越少；在600 ℃時，錨固長度為120 mm的半灌漿套筒試件極限拉力比常溫只損失了6%，極限位移損失了46%，而錨固長度為100 mm的試件極限拉力損失了29%，極限位移損失了71%。

(3)保護(hù)層有利于增強(qiáng)半灌漿套筒的耐火性能。溫度為200 ℃和300 ℃時，無保護(hù)層的試件極限拉力有所下降，而保護(hù)層為30 mm的試件極限拉力基本不變；溫度在300 ℃至600 ℃時，無保護(hù)層的拉拔力和極限位移下降程度均大于 30 mm保護(hù)層試件。

(4)灌漿料抗壓強(qiáng)度隨溫度的升高而降低，但強(qiáng)度折減規(guī)律與混凝土有區(qū)別。當(dāng)溫度低于200 ℃時，抗壓強(qiáng)度損失在15%內(nèi)；當(dāng)溫度超過200 ℃以后，抗壓強(qiáng)度大幅下降，經(jīng)歷600 ℃高溫后，灌漿料抗壓強(qiáng)度損失達(dá)73%，基本喪失承載能力。