高溫后灌漿料靜動態(tài)單軸受壓力學性能

劉良林，肖建莊，李建新，張凱建，丁 陶

(1.同濟大學 土木工程學院，上海 200092；2.井岡山大學 建筑工程學院，江西 吉安 343009)

自20世紀60年代美國結構工程師Alfred A. Yee發(fā)明套筒灌漿連接技術以來，該技術已廣泛應用于預制混凝土結構的鋼筋連接。國內外學者對套筒灌漿連接力學性能研究的結果表明，套筒灌漿連接發(fā)生套筒外鋼筋斷裂，可被定義為成功的接頭，保障接頭部位的性能不低于被連接鋼筋，有助于提升預制混凝土結構構件結點的可靠性。但試驗研究成本高、周期長且受到試驗設施與空間的限制，所得試驗參數(shù)有限。因此，迫切需要應用仿真分析來量化多種基礎參數(shù)的影響及形成設計方案。目前，國內外學者普遍采用混凝土和普通砂漿等材料近似代替灌漿料，獲得其本構模型，開展套筒灌漿連接受力模擬分析，其鋼筋應力等模擬結果與試驗值相差較大，最大可達35%。因此，有必要開展灌漿料軸心受壓研究，建立精準的受壓本構關系模型。

在軸心受壓下，地震作用所對應的動態(tài)荷載加載應變率范圍為10～10s，靜態(tài)荷載對應的加載應變率為10s。肖建莊等研究靜動態(tài)加載應變率對混凝土、再生混凝土、高強混凝土等系列水泥基膠凝材料軸心受壓力學性能影響，并探討高溫后高強混凝土率敏感性。套筒灌漿連接關鍵組成部分的灌漿料率敏感性研究尚未見報道，與同為高強水泥基膠凝材料的高強混凝土一樣，灌漿料試塊的抗壓強度隨著溫度升高而降低，在600 ℃高溫作用下，約為常溫值的67%。因此，本文開展高溫后灌漿料的軸心受壓試驗研究，設置常溫（約20 ℃）、200、400、600 ℃等溫度及靜動態(tài)加載應變率為試驗變量，分析并建立灌漿料的軸心受壓本構模型，并將該模型應用到高溫后套筒灌漿連接受力的模擬分析中，為套筒灌漿連接火安全設計提供技術支持。

1 試驗方案

1.1 試件設計

根據(jù)《鋼筋套筒灌漿連接應用技術規(guī)程》（JGJ 355—2015）、《水泥膠砂強度檢驗方法（ISO法）》（GB/T 17671—1999）的要求，灌漿料強度試件尺寸為40 mm×40 mm×160 mm。《混凝土物理力學性能試驗方法標準》（GB/T 50 081—2019）要求軸心受壓試件的高度為邊長的2倍且數(shù)量為3個。董毓利、張勝等測試混凝土和砂漿本構關系的試件均為圓柱體。本試驗試件采用高度為150 mm、底面圓直徑為75 mm的圓柱體，且數(shù)量每組為3個。

灌漿料采用上海某公司生產(chǎn)的超高強無收縮鋼筋連接用灌漿干料（骨料最大粒徑≤2mm），按照水∶干料=0.13∶1.00進行現(xiàn)場配制。澆筑36個灌漿料圓柱體試件，用于軸心受壓試驗。同批次，留取強度測試的灌漿料長方體試塊。軸心受壓試驗當天（澆筑后165 d），先進行灌漿料抗折強度測試，試塊一分為二得到6個殘余試塊，再利用殘余試塊測試其抗壓強度，灌漿料實測強度見表1。圓柱體軸心受壓試件特征見表2。

表1 灌漿料強度
Tab. 1 Strengths of cementitious grout

序號抗折強度/MPa抗壓強度/MPa 1 14.876.6 95.9 2 16.983.1 78.5 3 16.089.8 90.2平均值15.985.7變異系數(shù)δ0.0550.080

表2 軸心受壓試件特征
Tab. 2 Feature of specimens for the uniaxial compression test

試件編號材料類型加載制度溫度/℃試件數(shù)量GS–ATGS20（常溫）3 GS–200GS2003 GS–400GS4003 GS–600GS6003 GD1–ATGD120（常溫）3 GD1–200GD12003 GD1–400GD14003 GD1–600GD16003 GD2–ATGD220（常溫）3 GD2–200GD22003 GD2–400GD24003 GD2–600GD26003

1.2 升溫制度

灌漿料試件開展高溫試驗，設置常溫（20 ℃）、200、400、600 ℃ 4種溫度，每種溫度對應的灌漿料試件為9個。研究表明，采用預烘干及較低升溫速率的復合措施能夠有效抑制爆裂。利用電爐對試件進行高溫試驗：以 5 ℃/min升溫速度進行試件升溫至105 ℃后，恒溫烘干120 min；再按照同樣的速率升溫至目標溫度，并恒溫120 min（200 ℃恒溫180 min）；最后，關掉電源，打開爐頂蓋，試件隨電爐冷卻至室溫后取出。升溫制度如圖1所示。

圖1 升溫制度Fig. 1 Heating regimes

1.3 加載制度

設備的剛度與加載速率是影響應力–應變全曲線的重要因素，一般要求等應變速率。將包括經(jīng)歷高溫作用的36個試件進行單軸受壓測試，設備為同濟大學建筑結構實驗室的MTS815.02試驗機（圖2），其最大壓力為2 700 kN、最大剛度為9.0×10N/m。設置10、10、0.067 s3種等應變加載率，對應為靜載、動態(tài)荷載1（相當于地震作用）、動態(tài)荷載2（介于地震與沖擊之間），分別用符號S、D1、D2代表。

圖2 加載設備Fig. 2 Loading setup

2 試驗結果與分析

2.1 高溫與加載試驗現(xiàn)象

經(jīng)歷高溫作用后，灌漿料試件均沒有發(fā)生爆裂，表明，預烘干及較低的升溫速率（5 ℃/min）有助于抑制高強灌漿料（抗壓強度85.7 MPa，表1）爆裂。加載后，以編號GS–AT–1、GD2–AT–1試件為代表，其失效特征如圖3所示。由圖3可見，兩種加載應變率下的試件柱身均存在一條或兩條豎直通長裂縫（紅色粗線），特別是試件GD2–AT–2柱身表面存在較嚴重的灌漿料剝落現(xiàn)象；加載應變率越高，承載時間更短，柱身裂縫更寬，剝落情況更嚴重。

圖3 試件受壓失效特征Fig. 3 Failure modes of specimens under the uniaxial compression loading

2.2 峰值應力

從表3可見：隨著溫度升高，σ減小，尤其是200 ℃高溫作用后，σ急劇下降，而后下降趨勢減緩；應變率由10提升到0.067 s時，σ明顯增大，說明，灌漿料具有率敏感性，但在應變率≤10s作用下（相當于地震作用），灌漿料抗壓強度變化不明顯。具體表現(xiàn)為：在作用相同溫度和不同加載制度時，與靜態(tài)加載相比，試件的峰值應力最大增幅為29.6%，低于高強混凝土的46%，高于普通混凝土的25%；與常溫相比，作用相同加載制度但不同溫度時，最大降幅為59.7%。

表3 試件的峰值參數(shù)
Tab. 3 Peak parameters of specimens

試件編號試件序號FpL,T/kNσpL,T/MPa ε0L,T/10–3 EL,T/GPa試件值代表值GS–AT 1306.2 244.355.34.16011.4 2244.3 244.355.34.16011.4 3219.0 244.355.34.16011.4 GS–200 1125.8 131.929.94.7896.6 2131.9 131.929.94.7896.6 3163.7 131.929.94.7896.6 GS–400 1125.7 139.631.64.1848.7 2155.3 139.631.64.1848.7 3137.8 139.631.64.1848.7 GS–600 197.598.622.35.0974.3 2112.3 98.622.35.0974.3 386.198.622.35.0974.3 GD1–AT 1185.0 230.052.14.13210.7 2230.0 230.052.14.13210.7 3281.7 230.052.14.13210.7 GD1–200 1163.5 163.537.04.6788.6 2160.6 163.537.04.6788.6 3209.8 163.537.04.6788.6 GD1–400 1115.9 118.326.84.62810.5 2118.3 118.326.84.62810.5 3164.2 118.326.84.62810.5 GD1–600 1100.7 99.122.44.4944.6 273.599.122.44.4944.6 399.199.122.44.4944.6 GD2–AT 1250.6 254.057.52.48820.6 2260.1 254.057.52.48820.6 3251.2 254.057.52.48820.6 GD2–200 1173.2 174.439.54.9648.7 2162.7 174.439.54.9648.7 3187.3 174.439.54.9648.7 GD2–400 1140.8 161.636.64.6798.2 2178.2 161.636.64.6798.2 3165.7 161.636.64.6798.2 GD2–600 1115.0 127.528.95.8814.8 2130.0 127.528.95.8814.8 3137.6 127.528.95.8814.8

2.3 峰值應變

與峰值應力相對應的應變?yōu)榉逯祽儲?。由?可以看出，隨著溫度的升高，靜載峰值應變ε先增大后減小，再增大；動載D1峰值應變ε先增大，再減?。粍虞dD2峰值應變ε先增大而后稍有下降，再增大；

T

＞400 ℃高溫作用后，ε、ε、ε均增大，這與Xiao等研究的高強混凝土高溫后的發(fā)展規(guī)律相似。動載D1作用下的峰值應變ε與溫度關系擬合得到式（3）：

式中：ε為溫度

T

作用后動載D1作用下峰值應變；ε為常溫下，動載D1作用下峰值應變；

T

為溫度，取值范圍為20～600 ℃。

2.4 彈性模量

按照JGJ/T 70—2009提供的方法，試件彈性模量采用表達式（4）計算，結果列于表3。

式中：

N

為0.4倍峰值荷載，N；

N

為0.3 MPa應力對應荷載，N；

l

為試件長度，mm；

Δ

l

為試件變形，mm。從表3可以看出，隨著溫度的升高，彈性模量下降，具體為：20℃≤

T

≤400 ℃時，靜載彈性模量

E

、動載D1彈性模量

E

下降幅度較小，動載D2彈性模量

E

先快速下降，而后下降趨勢變緩；600 ℃高溫作用后，試件的

E

、

E

、

E

均明顯變小。其中，動載D1作用下試件彈性模量與溫度關系擬合見式（5）：

式中：

E

為動載作用彈性模量，GPa。

2.5 應力–應變歸一化曲線

基于上述特征參數(shù)及試驗數(shù)據(jù)，按

x

=ε/ε、

y

=σ/σ歸一化，根據(jù)溫度作用類型，分別繪制灌漿料單軸受壓應力–應變歸一化曲線，如圖4所示。從圖4可知，曲線的上升段和下降段為非線性變化，下降段中普遍出現(xiàn)1次及以上的波峰，這是因為自首次達到峰值后，高強灌漿料的脆性導致試件突然局部開裂，荷載快速下降，試件基體雖被豎向裂縫分割為若干柱狀體（圖3），仍可承擔荷載。因此，再次出現(xiàn)荷載的爬升，且該過程因為柱狀體的多次被分割，而具有重復性，直至柱狀體不足以承載或達到控制位移后的設備自動終止加載。

圖4 灌漿料受壓應力–應變歸一化曲線Fig. 4 Normalized curves of compressive stress versus strain for cementitious grout

2.6 灌漿料受壓本構模型

基于高溫后灌漿料試件軸心受壓應力–應變歸一化曲線的特征，建立灌漿料靜動態(tài)單軸受壓本構關系，見式（6）：

式中，

a

、

b

、

c

分別為擬合參數(shù)，取值見表4。由表4可知，新建模型曲線的上升段

R

取值與實測結果（圖4）非常一致，而下降段則在經(jīng)歷較高溫度作用后，試件

R

取值與實測結果較為一致。

表4 新建模型的擬合系數(shù)
Tab. 4 Fitting coefficients for the expression of new model

試件編號上升段下降段a bR2cR2 GS–AT–0.219 01.219 00.98–0.465 00.90 GS–200–0.105 11.105 10.90–0.670 00.20 GS–400–0.030 01.030 00.97–0.788 00.80 GS–6000.152 40.847 60.99–0.895 00.87 GD1–AT–0.266 81.266 80.93–0.564 00.43 GD1–200–0.128 01.128 00.94–0.816 00.40 GD1–400–0.036 61.036 60.98–0.955 30.38 GD1–6000.185 70.814 30.99–1.086 40.72 GD2–AT–0.319 51.319 50.88–0.678 40.97 GD2–200–0.153 31.153 30.98–0.977 50.26 GD2–400–0.043 81.043 81.00–1.149 70.76 GD2–6000.222 40.777 61.00–1.305 80.79

3 灌漿料受壓本構模型的應用

3.1 有限元分析模型

以相應于小震作用的套筒灌漿連接高應力反復拉壓加載構件為例，采用Abaqus軟件分析力學響應，其中，套筒、鋼筋、灌漿料均采用C3D8R單元。不考慮套筒與灌漿料的滑移，采用Tie單元連接套筒與灌漿料。采用Cohesive單元（COH3D8）模擬灌漿料與鋼筋的黏結滑移，其本構關系如圖5（a）所示。τ為黏結強度，按照規(guī)范，峰值滑移

S

取0.8 mm，根據(jù)下降段的相似三角形比例，得到失效滑移

S

。套筒采用理想彈塑性本構，鋼筋本構采用雙折線模型（圖5（b）），其中，σ、σ分別為屈服強度和極限強度，ε、ε分別為屈服應變和峰值應變。套筒、鋼筋的泊松比均取0.3，灌漿料泊松比參考文獻[22]，取0.2。灌漿料的受壓本構模型采用式（6），其受拉本構參考規(guī)范中相同強度等級的混凝土受拉本構曲線（圖5（c））。采用文獻[23–24]試驗的高溫后套筒灌漿連接高應力反復拉壓試件為模擬對象，基于試件的對稱性，以縱向對稱面為基準，取半邊結構進行Abaqus軟件有限元模擬，建立模型如圖6所示，其中，RP–1、RP–2、RP–3均為力學性能參數(shù)輸出參考點。

圖5 灌漿料和鋼筋本構關系Fig. 5 Constitutive relationships of grout and rebar

圖6 模擬對象Fig. 6 Simulation object model

Xiao等通過公式推導及數(shù)據(jù)擬合分析，建立多次反復拉壓加載的灌漿料與鋼筋黏結強度計算如式（7）所示：

ACI–318要求鋼筋連接接頭的強度不低于1.25倍鋼筋屈服強度，Ling等建議取1.35倍，表明套筒對套筒灌漿連接的承載力具有提升作用，達到要求值的1.08倍。本文取1.10倍，同時引入高溫后灌漿料、套筒的強度計算方法，基于式（7），建立高溫后灌漿料與鋼筋黏結強度的修正計算如式（8）所示。

高溫后套筒與鋼筋的屈服強度、彈性模量及鋼筋的極限強度參考余志武等提出表達式計算：溫度≤400 ℃取常溫值；600 ℃高溫作用下，其屈服強度、彈性模量取常溫值的0.94、0.96倍，鋼筋極限強度取常溫值的0.95倍。根據(jù)多次試驗結果，高溫后（恒溫60 min），灌漿料抗壓強度的計算，如式（9）所示：

式（7）～（9）中：τ、τ分別為常溫下、高溫作用后灌漿料與鋼筋黏結強度，MPa；

f

、

f

分別為常溫下、高溫作用后灌漿料抗壓強度，MPa；

f

、

t

、

D

分別為套筒的屈服強度、厚度、內徑，根據(jù)Xiao等提供的套筒參數(shù)分別取483 MPa、4 mm、44 mm；

f

為高溫作用后套筒屈服強度，MPa。

利用新建受壓本構模型表達式（6）、表4及式（2）、（3）、（5），進行混凝土塑性損傷模型的參數(shù)計算，并輸入Abaqus軟件，其中，損傷指數(shù)采用熊進剛等推薦的基于能量等價原理的方法確定。

3.2 模擬結果與分析

根據(jù)套筒灌漿連接的模擬結果，以鋼筋黏結部位末端的RP–3參考點（圖6）為位置依據(jù)，繪制此處Cohesive單元的損傷指數(shù)

D

隨時程

t

演化的關系曲線如圖7所示。

圖7 D–t 曲線Fig. 7 Curves of D–t

由圖7可知，在400和600 ℃高溫作用后，模擬對象加載結束后損傷指數(shù)最終為0和1，分別表明鋼筋與灌漿料界面黏結完好和失效。同時，在400、600 ℃高溫作用后，模擬對象峰值荷載的應力狀態(tài)、失效特征如圖8所示，具體情況列于表5。由圖8（a）、（b）發(fā)現(xiàn)，400 ℃高溫作用下，試件的承載力更高，與實測情況一致；由圖8（c）、（d）發(fā)現(xiàn)，400 ℃高溫作用下，試件為套筒外鋼筋斷裂，600 ℃高溫作用下，試件的鋼筋對接處有明顯的相對位移，即鋼筋與灌漿料的滑移。結合圖7和8可知，高溫后模擬對象失效模式包括套筒外鋼筋斷裂（模式Ⅰ、≤400 ℃）、鋼筋與灌漿料的黏結滑移失效（模式Ⅱ、600 ℃），與圖8（e）、（f）所示的實測結果一致。

圖8 失效模式及形態(tài)特征Fig. 8 Failure patterns and its features

以400、600 ℃高溫作用后的試件為例，繪制其實測與模擬的荷載（

F

）–位移（δ）曲線，如圖9所示。由圖9可以看出，

F

-δ模擬與實測曲線走向一致，形狀吻合度較高，表明模擬方法準確、可行?；诖耍M一步開展500 ℃高溫下套筒灌漿連接反復拉壓作用模擬分析，模擬對象受力特征見圖10、表5所示。

圖9 高溫作用下套筒灌漿連接試件的荷載–位移曲線Fig. 9 Curves of loads and displacements of heat-damaged grouted sleeve connections

圖10 500 ℃高溫作用后套筒灌漿連接受力特征Fig. 10 Loading features of grouted sleeve connection specimens after exposed to 500 ℃

表5 荷載位移曲線特征值
Tab. 5 Feature values of load versus displacement curves

溫度/℃失效模式峰值荷載 /kN實測模擬實測模擬20ⅠⅠ197.0191.4 200ⅠⅠ183.9191.4 400ⅠⅠ194.5191.4 500—Ⅱ—184.9 600ⅡⅡ185.4177.4

3.3 分析討論

從表5可看出，高溫作用后，模擬對象的失效模式與實測結果完全一致；20、200、400 ℃作用后，試件峰值荷載模擬值與實測值非常接近，最大偏差為3.9%；600 ℃作用后，試件峰值荷載模擬值與實測值較接近，偏差為4.3%，表明模擬結果與實測值較一致，因此，新建模型表達式（6）具有較高的可行性。從圖7發(fā)現(xiàn)，500 ℃高溫作用后，模擬對象的損傷指數(shù)能達到1，表明，灌漿料與鋼筋界面發(fā)生黏結滑移失效。由圖10可知，模擬對象鋼筋對接處有明顯相對位移，由此判定，試件破壞類型為失效模式Ⅱ。因此，結合表5發(fā)現(xiàn)，400 ℃為套筒灌漿連接受力失效模式由Ⅰ轉為Ⅱ的臨界溫度。實際上，400 ℃也是高溫影響高強水泥基膠凝材料強度的臨界溫度。

4 結 論

通過試驗和分析，得到如下結論：

1）采用105 ℃預烘干120 min，并結合升溫速率5 ℃/min的方式升溫后（最高溫度600 ℃），有效抑制了C80以上高強灌漿料（抗壓強度85.7 MPa）的爆裂。

2）靜動態(tài)加載應變率作用下，高溫作用后，高強灌漿料試件的失效模式為豎向通縫式開裂，隨著應變率的增大，試件表面產(chǎn)生明顯的剝落。

3）加載應變率0.067 s作用下，高強灌漿料試件的抗壓強度高于應變率10s下的值，增大幅度可達29.6%。

4）高溫后高強灌漿料軸心受壓的應力–應變歸一化曲線的上升段、下降段，分別采用二次函數(shù)、冪函數(shù)擬合，與實測曲線吻合較好。

5）利用新建的軸心受壓本構模型，開展高溫后套筒灌漿連接高應力反復拉壓作用有限元模擬分析，率先實現(xiàn)套筒灌漿連接模擬對象的套筒外鋼筋斷裂，且峰值荷載、失效模式、荷載–位移曲線等模擬結果與實測結果吻合較好，并認為400 ℃為套筒灌漿連接反復拉壓作用失效模式轉變的臨界溫度。