火災(zāi)后套筒灌漿料力學(xué)性能試驗(yàn)研究*

陳海彬，周建超，王棒棒

(華北理工大學(xué) 河北省地震工程研究中心,河北 唐山 063021)

0 引言

灌漿料因其良好的性能，最早被應(yīng)用在海洋工程[1]。隨著建筑行業(yè)的發(fā)展以及政策支持，裝配式建筑逐漸增多[2]，用于裝配構(gòu)件節(jié)點(diǎn)連接的灌漿料成為了影響結(jié)構(gòu)安全的重要材料。同時，伴隨著火災(zāi)在生活中的頻頻發(fā)生，研究火災(zāi)后灌漿料的力學(xué)性能具有重要意義，高溫后灌漿料力學(xué)性能的研究也逐漸增多。夏春蕾等[3]，李桂燕等[4]，張永強(qiáng)等[5]對灌漿料的應(yīng)用現(xiàn)狀進(jìn)行了介紹，表明灌漿料具有較好的發(fā)展前景。Li等[6-7]，袁廣林等[8]，郭亞紅等[9]對高溫后水泥基灌漿料的材料性能進(jìn)行了研究，表明高溫后水泥基灌漿料強(qiáng)度逐漸下降。Sun等[10]通過超早強(qiáng)灌漿料的高溫試驗(yàn)，得到高溫后灌漿料的應(yīng)力-溫度曲線。Shi等[11]對不同溫度下的聚合物灌漿料抗壓強(qiáng)度進(jìn)行了研究，表明不同密度的試件，高溫后抗壓強(qiáng)度的變化不同，隨著密度增大，高溫后抗壓強(qiáng)度折減越大。鄧曦[12]進(jìn)行了高溫下和高溫后的灌漿料抗壓強(qiáng)度的研究，表明抗壓強(qiáng)度的折減差異主要發(fā)生在200 ℃，之后兩者的強(qiáng)度折減曲線趨于平行，高溫下抗壓強(qiáng)度的折減大于高溫后。金慶波等[13]通過控制溫度以及持續(xù)時間，研究了高溫對灌漿料力學(xué)性功能和微觀結(jié)構(gòu)的影響。葉顯等[14]通過在灌漿料中加入玄武巖纖維，研究其對灌漿料高溫性能的影響。陳敬等[15]研究了鋼筋套筒灌漿料在高溫和高溫持續(xù)時間下的力學(xué)性能和特征變化，發(fā)現(xiàn)高溫后灌漿料的表面和斷面顏色隨受熱溫度不同而變化，抗折強(qiáng)度的降幅大于抗壓強(qiáng)度，隨著溫度升高，套筒和灌漿料之間的粘結(jié)能力逐漸降低。袁廣林等[16]對高溫后不同摻水率的立方體水泥基灌漿料的抗壓強(qiáng)度進(jìn)行研究，研究表明摻水率為12%的灌漿料高溫后的殘余抗壓強(qiáng)度最高，噴水冷卻的方式優(yōu)于自然冷卻，高溫后的灌漿料強(qiáng)度波動發(fā)生在靜置前期。王志丹等[17]研究不同碳纖維摻入量對高溫下和高溫后混凝土性能的影響。雖然高溫后灌漿料性能的研究成果顯著，但火災(zāi)后多種工況影響下灌漿料性能的研究不足。

本文針對受火時間、靜置時間以及冷卻方式均不同的套筒灌漿料的力學(xué)性能進(jìn)行模擬火災(zāi)試驗(yàn)，探究套筒灌漿料的抗壓和抗折強(qiáng)度在不同工況下的變化規(guī)律，為火災(zāi)后裝配式混凝土結(jié)構(gòu)灌漿套筒連接節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能鑒定評估和加固設(shè)計提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件制作

套筒灌漿料采用某公司生產(chǎn)的鋼筋接頭灌漿料(高強(qiáng)灌漿料)，產(chǎn)品型號：CGMJM-Ⅷ泵送型，各項指標(biāo)均符合《鋼筋連接用套筒灌漿料》(JG/T 408—2019)標(biāo)準(zhǔn)要求[18]，套筒灌漿料加水量為干料重量的11.5%。套筒灌漿料主要性能指標(biāo)如表1所示。套筒灌漿料試件尺寸根據(jù)《水泥膠砂強(qiáng)度檢驗(yàn)方法(ISO法)》(GB/T 17671—1999)中的規(guī)定[19]采用40 mm×40 mm×160 mm的棱柱體試件。本次試驗(yàn)共制備了38組(每組3塊)，其中4組測溫試件，試件在室內(nèi)自然養(yǎng)護(hù)至28 d后進(jìn)行受火試驗(yàn)。

表1 套筒灌漿料主要性能指標(biāo)Table 1 Main performance indexes of sleeve grouting material

1.2 試驗(yàn)方案及設(shè)備

試驗(yàn)工況分別為受火時間：60，90 min；靜置時間：1，14 d；冷卻方式：自然冷卻，噴水冷卻?？紤]到套筒灌漿料高溫下易發(fā)生爆裂現(xiàn)象，所以每種工況下4組套筒灌漿料試件，火災(zāi)后選用較完整的套筒灌漿料試件進(jìn)行力學(xué)試驗(yàn)。套筒灌漿料試件采用ISO834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線進(jìn)行火災(zāi)試驗(yàn)，當(dāng)火災(zāi)時間達(dá)到設(shè)計時間后關(guān)閉加熱系統(tǒng)停止加熱，自然冷卻的套筒灌漿料試件在爐中降至室溫后取出，在室內(nèi)靜置1 d和14 d，達(dá)到靜置時間要求后進(jìn)行抗折和抗壓試驗(yàn)；噴水冷卻的套筒灌漿料試件停止加熱后取出進(jìn)行30 min的噴水降溫，在室內(nèi)靜置1 d和14 d后進(jìn)行抗折、抗壓試驗(yàn)。套筒灌漿料試件通過測量其質(zhì)量和尺寸來計算密度損失。

試驗(yàn)設(shè)備(見圖1)：采用華北理工大學(xué)自行研制的5.4 m×2 m×1 m火災(zāi)平爐，抗折、抗壓試驗(yàn)采用YAW-300c全自動抗折抗壓試驗(yàn)機(jī)測量。

圖1 試驗(yàn)設(shè)備Fig.1 Test equipments

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 套筒灌漿料試件溫度曲線

圖2為火災(zāi)全過程套筒灌漿料試件內(nèi)部溫度變化圖，采用KX型熱電偶補(bǔ)償導(dǎo)線測量套筒灌漿料試件中心位置的溫度，圖中噴水冷卻與自然冷卻的溫度數(shù)據(jù)為相同工況下測溫套筒灌漿料試件所得數(shù)據(jù)的均值，圖中缺失的部位是由于熱力偶高溫?fù)p壞未測得溫度數(shù)據(jù)所致。

圖2 火災(zāi)全過程套筒灌漿料試件內(nèi)部溫度變化Fig.2 Internal temperature variation of sleeve grouting material specimen in whole process of fire

圖2(a)在第61 min停止加熱，爐內(nèi)最高溫度為946.8 ℃。套筒灌漿料試件的最高溫度出現(xiàn)在第67 min，噴水冷卻的套筒灌漿料試件最高溫為801.3 ℃，自然冷卻的套筒灌漿料試件最高溫度為794 ℃。圖2(b)在第95 min停止加熱，爐內(nèi)最高溫度為1 024.2 ℃。套筒灌漿料試件的最高溫度出現(xiàn)在第96 min，噴水冷卻的套筒灌漿料試件最高溫度為933.2 ℃，自然冷卻的套筒灌漿料試件最高溫度為906.6 ℃。爐內(nèi)溫度由5個熱電偶所測溫度的平均值控制，所以爐內(nèi)不同位置的溫度存在一定的差異，測得的套筒灌漿料溫度就會存在一定的差異。從圖2中可以看出，套筒灌漿料內(nèi)部溫度存在延遲現(xiàn)象，與作者團(tuán)隊混凝土試件相比，由于套筒灌漿料試件尺寸小，所以溫度延遲現(xiàn)象不明顯。隨著受火時間的增加，套筒灌漿料內(nèi)部溫度增長趨勢與溫度控制曲線的變化趨勢基本一致。

2.2 套筒灌漿料試件表觀特征

圖3為受火60 min，套筒灌漿料試件表觀特征。從圖3中可以看出，自然冷卻的套筒灌漿料外觀顏色為青灰色并伴有白色，套筒灌漿料試件表面布滿細(xì)微裂紋，有少量較長裂縫，部分套筒灌漿料試件存在缺角現(xiàn)象。噴水冷卻的套筒灌漿料試件顏色較深表現(xiàn)為青灰色，表面同樣布滿細(xì)微裂紋，部分套筒灌漿料試件發(fā)現(xiàn)沿寬度方向的橫裂縫，噴水后斷裂的套筒灌漿料試件較多。

圖3 受火60 min，套筒灌漿料試件表觀特征Fig.3 Apparent characteristics of sleeve grouting material specimen under fire duration of 60 min

圖4為受火90 min，套筒灌漿料試件表觀特征。從圖4中可以看出，自然冷卻的套筒灌漿料外觀顏色為灰白色，表面布滿細(xì)微裂縫，部分套筒灌漿料試件有沿寬度方向的大裂縫，有缺角現(xiàn)象發(fā)生。噴水冷卻的套筒灌漿料外觀顏色稍白并帶有些許黃色，表面布滿細(xì)微裂縫，較長裂縫較多，部分套筒灌漿料試件有沿寬度方向的大裂縫且比自然冷卻的套筒灌漿料試件嚴(yán)重，套筒灌漿料試件缺角斷裂現(xiàn)象明顯。

圖4 受火90 min，套筒灌漿料試件表觀特征Fig.4 Apparent characteristics of sleeve grouting material specimen under fire duration of 90 min

2.3 套筒灌漿料試件密度損失

受火后的套筒灌漿料，材料中的水分蒸發(fā)，材料內(nèi)的化學(xué)成分會發(fā)生分解，并有缺角、崩塌的現(xiàn)象發(fā)生，導(dǎo)致了套筒灌漿料密度的損失。由表2可知，受火60 min的套筒灌漿料密度損失為8.9%；受火90 min的套筒灌漿料質(zhì)量損失為11.2%。受火60 min的套筒灌漿料中大部分自由水和結(jié)合水已蒸發(fā)，Ca(OH)2逐漸分解，套筒灌漿料試件有少量缺角，所以質(zhì)量損失較多。當(dāng)受火時間增加到90 min時，質(zhì)量損失只增加了2.3%，增長變得緩慢，此部分質(zhì)量損失主要是由更多的Ca(OH)2分解成了水分和氧化鈣加上因高溫導(dǎo)致的更多缺角現(xiàn)象所致。從損失率的變化上可以看出，隨著受火時間的增加，密度損失先大幅增加，之后降幅增值減小。

表2 套筒灌漿料試件質(zhì)量損失Table 2 Mass loss of sleeve grouting material specimen

3 結(jié)果分析

根據(jù)《水泥膠砂強(qiáng)度檢驗(yàn)方法(ISO法)》(GB/T 17671—1999)中的規(guī)定[19]，計算套筒灌漿料試件的抗折、抗壓火強(qiáng)度，災(zāi)后不同工況下套筒灌漿料抗折、抗壓強(qiáng)度見表3。

表3 火災(zāi)后不同工況下套筒灌漿料抗折、抗壓強(qiáng)度Table 3 Flexural strength and compressive strength of sleeve grouting material under different conditions after fire

3.1 受火時間對抗折抗壓強(qiáng)度的影響

不同受火時間下的套筒灌漿料抗折、抗壓強(qiáng)度表現(xiàn)不同，靜置1 d工況下，不同受火時間的套筒灌漿料的抗折、抗壓強(qiáng)度如圖5所示。

圖5 不同受火時間的套筒灌漿料的抗折、抗壓強(qiáng)度Fig.5 Flexural strength and compressive strength of sleeve grouting material under different fire durations

從圖5中給出的結(jié)果可以看出，隨著受火時間的增加，套筒灌漿料的抗折、抗壓強(qiáng)度均出現(xiàn)了不同程度的降低。受火60 min、90 min后，自然冷卻的套筒灌漿料試件抗折強(qiáng)度殘余率分別為11.3%、9.1%，噴水冷卻的抗折強(qiáng)度殘余率分別為10.1%、7.2%；自然冷卻的套筒灌漿料試件抗壓強(qiáng)度殘余率分別為48.4%、25.8%，噴水冷卻的抗壓強(qiáng)度殘余率分別為16.4%、11.2%。

對比2種受火時間下抗折、抗壓強(qiáng)度的數(shù)據(jù)可以看出，相同受火時間下，抗折強(qiáng)度的降幅大于抗壓強(qiáng)度。隨著受火時間的增加，2種冷卻方式的套筒灌漿料試件強(qiáng)度均逐漸降低，受火時間對套筒灌漿料強(qiáng)度的影響大于冷卻方式。由于高溫下套筒灌漿料內(nèi)部自由水和結(jié)合水的蒸發(fā)以及水泥漿與骨料之間不同的熱膨脹率，導(dǎo)致水泥漿與骨料之間產(chǎn)生內(nèi)應(yīng)力而出現(xiàn)裂縫，所以強(qiáng)度下降。隨著溫度的升高，Ca(OH)2在高溫下分解成氧化鈣和水，導(dǎo)致套筒灌漿料的內(nèi)部結(jié)構(gòu)進(jìn)一步破壞，強(qiáng)度持續(xù)下降。由于套筒灌漿料內(nèi)部產(chǎn)生的裂縫對抗折強(qiáng)度影響更大，所以火災(zāi)后抗折強(qiáng)度下降幅度大于抗壓強(qiáng)度。與普通混凝土相比，套筒灌漿料更密實(shí)，水泥漿料含量更高，高溫下水分不易蒸發(fā)，易發(fā)生爆裂現(xiàn)象，同時Ca(OH)2含量更高，高溫下分解的Ca(OH)2更多，所以火災(zāi)后套筒灌漿料的強(qiáng)度損失大于普通混凝土。

3.2 靜置時間對抗折抗壓強(qiáng)度的影響

從不同靜置時間的套筒灌漿料抗折、抗壓強(qiáng)度(圖6)試驗(yàn)結(jié)果中可以看出，隨著靜置時間的增加，不同工況下的套筒灌漿料抗折強(qiáng)度逐漸降低；自然冷卻的套筒灌漿料抗壓強(qiáng)度逐漸降低，而噴水冷卻的抗壓強(qiáng)度逐漸增長。火災(zāi)后靜置1 d和靜置14 d的套筒灌漿料抗折強(qiáng)度相比，受火60 min自然冷卻的套筒灌漿料抗折強(qiáng)度增長了0.5%，噴水冷卻的抗折強(qiáng)度降低了1.3%；受火90 min自然冷卻的套筒灌漿料抗折強(qiáng)度降低了1%，噴水冷卻的抗折強(qiáng)度降低了7.2%；受火60 min自然冷卻的抗壓強(qiáng)度降低了5.5%，噴水冷卻的抗壓強(qiáng)度增長了11.4%；受火90 min自然冷卻的抗壓強(qiáng)度降低了5.5%，噴水冷卻的抗壓強(qiáng)度增長了7.3%。

圖6 不同靜置時間的套筒灌漿料抗折、抗壓強(qiáng)度Fig.6 Flexural strength and compressive strength of sleeve grouting materials under different standing time

靜置時間對套筒灌漿料強(qiáng)度的影響，還與受火時間和冷卻方式有關(guān)。套筒灌漿料試件在靜置過程中，內(nèi)部發(fā)生新的水化反應(yīng)生成了新的水化物，對內(nèi)部的裂縫能起到一定的修補(bǔ)作用，強(qiáng)度有所提升。自然冷卻的套筒灌漿料在降溫初期，溫度對套筒灌漿料的損傷會持續(xù)一段時間，導(dǎo)致強(qiáng)度持續(xù)下降，損傷要大于自然冷卻的套筒灌漿料試件在靜置過程中強(qiáng)度的恢復(fù)程度，所以自然冷卻的套筒灌漿料的抗折、抗壓強(qiáng)度隨靜置時間的增加而降低。噴水冷卻為套筒灌漿料提供了水化反應(yīng)所需的水分，靜置過程中生成了更多的水化物，對裂縫起到了更好的彌補(bǔ)效果，所以噴水冷卻的抗壓強(qiáng)度隨靜置時間的增加出現(xiàn)了增長。裂縫對抗折強(qiáng)度影響大于抗壓強(qiáng)度，所以噴水冷卻對抗折強(qiáng)度是不利的。

3.3 冷卻方式對抗折抗壓強(qiáng)度的影響

根據(jù)圖5可以看出冷卻方式對套筒灌漿料抗折、抗壓強(qiáng)度的影響。對于抗折強(qiáng)度，受火60 min工況下，自然冷卻的套筒灌漿料抗折強(qiáng)度比噴水冷卻高1.3%；受火90 min工況下，自然冷卻的套筒灌漿料抗折強(qiáng)度比噴水冷卻高1.9%。對于抗壓強(qiáng)度，受火60 min工況下，自然冷卻的套筒灌漿料抗壓強(qiáng)度比噴水冷卻高32%；受火90 min工況下，自然冷卻的抗壓強(qiáng)度比噴水冷卻高14.5%。相同受火時間工況下，噴水冷卻的套筒灌漿料抗折和抗壓強(qiáng)度均小于自然冷卻。由于套筒灌漿料在噴水冷卻時表面溫度迅速降低，套筒灌漿料為熱惰性材料，有導(dǎo)熱延遲現(xiàn)象，套筒灌漿料內(nèi)部溫度未同步降低，套筒灌漿料試件內(nèi)外形成了溫度差，產(chǎn)生了溫度應(yīng)力，促進(jìn)了裂縫的產(chǎn)生和發(fā)展，所以強(qiáng)度降低。

4 結(jié)論

1)隨著受火時間的增加，套筒灌漿料的抗折、抗壓強(qiáng)度逐漸降低，抗折強(qiáng)度先初期降幅較大，后期降幅變緩。相同受火時間下，抗折強(qiáng)度的下降幅度大于抗壓強(qiáng)度。受火60 min和90 min的套筒灌漿料試件，自然冷卻后抗折強(qiáng)度殘余率分別為11.3%、9.1%，抗壓強(qiáng)度殘余率分別為48.4%、25.8%。試驗(yàn)結(jié)果表明，對套筒灌漿料強(qiáng)度影響最大的因素為受火時間，影響程度大于靜置時間和冷卻方式。

2)隨著靜置時間的增加，不同工況下的套筒灌漿料抗折強(qiáng)度均逐漸降低；自然冷卻的抗壓強(qiáng)度逐漸降低，噴水冷卻的抗壓強(qiáng)度逐漸提高。與靜置1 d的套筒灌漿料試件相比，靜置14 d后受火60 min自然冷卻的抗壓強(qiáng)度降低了5.5%，噴水冷卻增長了11.4%；受火90 min自然冷卻的抗壓強(qiáng)度降低了5.5%，噴水冷卻增長了7.3%。

3)火災(zāi)后噴水冷卻的套筒灌漿料抗折、抗壓強(qiáng)度小于自然冷卻。受火60 min工況下，自然冷卻的套筒灌漿料抗折強(qiáng)度比噴水冷卻高1.3%，自然冷卻的套筒灌漿料抗壓強(qiáng)度比噴水冷卻高32%；受火90 min工況下，自然冷卻的套筒灌漿料抗折強(qiáng)度比噴水冷卻高1.9%，自然冷卻的套筒灌漿料抗壓強(qiáng)度比噴水冷卻高14.5%。任何工況下，噴水冷卻對套筒灌漿料抗折強(qiáng)度的影響都是不利的。