高温后灌浆料静动态单轴受压力学性能

刘良林，肖建庄，李建新，张凯建，丁 陶

(1.同济大学 土木工程学院，上海 200092；2.井冈山大学 建筑工程学院，江西 吉安 343009)

自20世纪60年代美国结构工程师Alfred A. Yee发明套筒灌浆连接技术以来，该技术已广泛应用于预制混凝土结构的钢筋连接。国内外学者对套筒灌浆连接力学性能研究的结果表明，套筒灌浆连接发生套筒外钢筋断裂，可被定义为成功的接头，保障接头部位的性能不低于被连接钢筋，有助于提升预制混凝土结构构件结点的可靠性。但试验研究成本高、周期长且受到试验设施与空间的限制，所得试验参数有限。因此，迫切需要应用仿真分析来量化多种基础参数的影响及形成设计方案。目前，国内外学者普遍采用混凝土和普通砂浆等材料近似代替灌浆料，获得其本构模型，开展套筒灌浆连接受力模拟分析，其钢筋应力等模拟结果与试验值相差较大，最大可达35%。因此，有必要开展灌浆料轴心受压研究，建立精准的受压本构关系模型。

在轴心受压下，地震作用所对应的动态荷载加载应变率范围为10～10s，静态荷载对应的加载应变率为10s。肖建庄等研究静动态加载应变率对混凝土、再生混凝土、高强混凝土等系列水泥基胶凝材料轴心受压力学性能影响，并探讨高温后高强混凝土率敏感性。套筒灌浆连接关键组成部分的灌浆料率敏感性研究尚未见报道，与同为高强水泥基胶凝材料的高强混凝土一样，灌浆料试块的抗压强度随着温度升高而降低，在600 ℃高温作用下，约为常温值的67%。因此，本文开展高温后灌浆料的轴心受压试验研究，设置常温（约20 ℃）、200、400、600 ℃等温度及静动态加载应变率为试验变量，分析并建立灌浆料的轴心受压本构模型，并将该模型应用到高温后套筒灌浆连接受力的模拟分析中，为套筒灌浆连接火安全设计提供技术支持。

1 试验方案

1.1 试件设计

根据《钢筋套筒灌浆连接应用技术规程》（JGJ 355—2015）、《水泥胶砂强度检验方法（ISO法）》（GB/T 17671—1999）的要求，灌浆料强度试件尺寸为40 mm×40 mm×160 mm。《混凝土物理力学性能试验方法标准》（GB/T 50 081—2019）要求轴心受压试件的高度为边长的2倍且数量为3个。董毓利、张胜等测试混凝土和砂浆本构关系的试件均为圆柱体。本试验试件采用高度为150 mm、底面圆直径为75 mm的圆柱体，且数量每组为3个。

灌浆料采用上海某公司生产的超高强无收缩钢筋连接用灌浆干料（骨料最大粒径≤2mm），按照水∶干料=0.13∶1.00进行现场配制。浇筑36个灌浆料圆柱体试件，用于轴心受压试验。同批次，留取强度测试的灌浆料长方体试块。轴心受压试验当天（浇筑后165 d），先进行灌浆料抗折强度测试，试块一分为二得到6个残余试块，再利用残余试块测试其抗压强度，灌浆料实测强度见表1。圆柱体轴心受压试件特征见表2。

表1 灌浆料强度
Tab. 1 Strengths of cementitious grout

序号抗折强度/MPa抗压强度/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变异系数δ0.0550.080

表2 轴心受压试件特征
Tab. 2 Feature of specimens for the uniaxial compression test

试件编号材料类型加载制度温度/℃试件数量GS–ATGS20（常温）3 GS–200GS2003 GS–400GS4003 GS–600GS6003 GD1–ATGD120（常温）3 GD1–200GD12003 GD1–400GD14003 GD1–600GD16003 GD2–ATGD220（常温）3 GD2–200GD22003 GD2–400GD24003 GD2–600GD26003

1.2 升温制度

灌浆料试件开展高温试验，设置常温（20 ℃）、200、400、600 ℃ 4种温度，每种温度对应的灌浆料试件为9个。研究表明，采用预烘干及较低升温速率的复合措施能够有效抑制爆裂。利用电炉对试件进行高温试验：以 5 ℃/min升温速度进行试件升温至105 ℃后，恒温烘干120 min；再按照同样的速率升温至目标温度，并恒温120 min（200 ℃恒温180 min）；最后，关掉电源，打开炉顶盖，试件随电炉冷却至室温后取出。升温制度如图1所示。

图1 升温制度Fig. 1 Heating regimes

1.3 加载制度

设备的刚度与加载速率是影响应力–应变全曲线的重要因素，一般要求等应变速率。将包括经历高温作用的36个试件进行单轴受压测试，设备为同济大学建筑结构实验室的MTS815.02试验机（图2），其最大压力为2 700 kN、最大刚度为9.0×10N/m。设置10、10、0.067 s3种等应变加载率，对应为静载、动态荷载1（相当于地震作用）、动态荷载2（介于地震与冲击之间），分别用符号S、D1、D2代表。

图2 加载设备Fig. 2 Loading setup

2 试验结果与分析

2.1 高温与加载试验现象

经历高温作用后，灌浆料试件均没有发生爆裂，表明，预烘干及较低的升温速率（5 ℃/min）有助于抑制高强灌浆料（抗压强度85.7 MPa，表1）爆裂。加载后，以编号GS–AT–1、GD2–AT–1试件为代表，其失效特征如图3所示。由图3可见，两种加载应变率下的试件柱身均存在一条或两条竖直通长裂缝（红色粗线），特别是试件GD2–AT–2柱身表面存在较严重的灌浆料剥落现象；加载应变率越高，承载时间更短，柱身裂缝更宽，剥落情况更严重。

图3 试件受压失效特征Fig. 3 Failure modes of specimens under the uniaxial compression loading

2.2 峰值应力

从表3可见：随着温度升高，σ减小，尤其是200 ℃高温作用后，σ急剧下降，而后下降趋势减缓；应变率由10提升到0.067 s时，σ明显增大，说明，灌浆料具有率敏感性，但在应变率≤10s作用下（相当于地震作用），灌浆料抗压强度变化不明显。具体表现为：在作用相同温度和不同加载制度时，与静态加载相比，试件的峰值应力最大增幅为29.6%，低于高强混凝土的46%，高于普通混凝土的25%；与常温相比，作用相同加载制度但不同温度时，最大降幅为59.7%。

表3 试件的峰值参数
Tab. 3 Peak parameters of specimens

试件编号试件序号FpL,T/kNσpL,T/MPa ε0L,T/10–3 EL,T/GPa试件值代表值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 峰值应变

与峰值应力相对应的应变为峰值应变ε。由表3可以看出，随着温度的升高，静载峰值应变ε先增大后减小，再增大；动载D1峰值应变ε先增大，再减小；动载D2峰值应变ε先增大而后稍有下降，再增大；

T

＞400 ℃高温作用后，ε、ε、ε均增大，这与Xiao等研究的高强混凝土高温后的发展规律相似。动载D1作用下的峰值应变ε与温度关系拟合得到式（3）：

式中：ε为温度

T

作用后动载D1作用下峰值应变；ε为常温下，动载D1作用下峰值应变；

T

为温度，取值范围为20～600 ℃。

2.4 弹性模量

按照JGJ/T 70—2009提供的方法，试件弹性模量采用表达式（4）计算，结果列于表3。

式中：

N

为0.4倍峰值荷载，N；

N

为0.3 MPa应力对应荷载，N；

l

为试件长度，mm；

Δ

l

为试件变形，mm。从表3可以看出，随着温度的升高，弹性模量下降，具体为：20℃≤

T

≤400 ℃时，静载弹性模量

E

、动载D1弹性模量

E

下降幅度较小，动载D2弹性模量

E

先快速下降，而后下降趋势变缓；600 ℃高温作用后，试件的

E

、

E

、

E

均明显变小。其中，动载D1作用下试件弹性模量与温度关系拟合见式（5）：

式中：

E

为动载作用弹性模量，GPa。

2.5 应力–应变归一化曲线

基于上述特征参数及试验数据，按

x

=ε/ε、

y

=σ/σ归一化，根据温度作用类型，分别绘制灌浆料单轴受压应力–应变归一化曲线，如图4所示。从图4可知，曲线的上升段和下降段为非线性变化，下降段中普遍出现1次及以上的波峰，这是因为自首次达到峰值后，高强灌浆料的脆性导致试件突然局部开裂，荷载快速下降，试件基体虽被竖向裂缝分割为若干柱状体（图3），仍可承担荷载。因此，再次出现荷载的爬升，且该过程因为柱状体的多次被分割，而具有重复性，直至柱状体不足以承载或达到控制位移后的设备自动终止加载。

图4 灌浆料受压应力–应变归一化曲线Fig. 4 Normalized curves of compressive stress versus strain for cementitious grout

2.6 灌浆料受压本构模型

基于高温后灌浆料试件轴心受压应力–应变归一化曲线的特征，建立灌浆料静动态单轴受压本构关系，见式（6）：

式中，

a

、

b

、

c

分别为拟合参数，取值见表4。由表4可知，新建模型曲线的上升段

R

取值与实测结果（图4）非常一致，而下降段则在经历较高温度作用后，试件

R

取值与实测结果较为一致。

表4 新建模型的拟合系数
Tab. 4 Fitting coefficients for the expression of new model

试件编号上升段下降段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 灌浆料受压本构模型的应用

3.1 有限元分析模型

以相应于小震作用的套筒灌浆连接高应力反复拉压加载构件为例，采用Abaqus软件分析力学响应，其中，套筒、钢筋、灌浆料均采用C3D8R单元。不考虑套筒与灌浆料的滑移，采用Tie单元连接套筒与灌浆料。采用Cohesive单元（COH3D8）模拟灌浆料与钢筋的黏结滑移，其本构关系如图5（a）所示。τ为黏结强度，按照规范，峰值滑移

S

取0.8 mm，根据下降段的相似三角形比例，得到失效滑移

S

。套筒采用理想弹塑性本构，钢筋本构采用双折线模型（图5（b）），其中，σ、σ分别为屈服强度和极限强度，ε、ε分别为屈服应变和峰值应变。套筒、钢筋的泊松比均取0.3，灌浆料泊松比参考文献[22]，取0.2。灌浆料的受压本构模型采用式（6），其受拉本构参考规范中相同强度等级的混凝土受拉本构曲线（图5（c））。采用文献[23–24]试验的高温后套筒灌浆连接高应力反复拉压试件为模拟对象，基于试件的对称性，以纵向对称面为基准，取半边结构进行Abaqus软件有限元模拟，建立模型如图6所示，其中，RP–1、RP–2、RP–3均为力学性能参数输出参考点。

图5 灌浆料和钢筋本构关系Fig. 5 Constitutive relationships of grout and rebar

图6 模拟对象Fig. 6 Simulation object model

Xiao等通过公式推导及数据拟合分析，建立多次反复拉压加载的灌浆料与钢筋黏结强度计算如式（7）所示：

ACI–318要求钢筋连接接头的强度不低于1.25倍钢筋屈服强度，Ling等建议取1.35倍，表明套筒对套筒灌浆连接的承载力具有提升作用，达到要求值的1.08倍。本文取1.10倍，同时引入高温后灌浆料、套筒的强度计算方法，基于式（7），建立高温后灌浆料与钢筋黏结强度的修正计算如式（8）所示。

高温后套筒与钢筋的屈服强度、弹性模量及钢筋的极限强度参考余志武等提出表达式计算：温度≤400 ℃取常温值；600 ℃高温作用下，其屈服强度、弹性模量取常温值的0.94、0.96倍，钢筋极限强度取常温值的0.95倍。根据多次试验结果，高温后（恒温60 min），灌浆料抗压强度的计算，如式（9）所示：

式（7）～（9）中：τ、τ分别为常温下、高温作用后灌浆料与钢筋黏结强度，MPa；

f

、

f

分别为常温下、高温作用后灌浆料抗压强度，MPa；

f

、

t

、

D

分别为套筒的屈服强度、厚度、内径，根据Xiao等提供的套筒参数分别取483 MPa、4 mm、44 mm；

f

为高温作用后套筒屈服强度，MPa。

利用新建受压本构模型表达式（6）、表4及式（2）、（3）、（5），进行混凝土塑性损伤模型的参数计算，并输入Abaqus软件，其中，损伤指数采用熊进刚等推荐的基于能量等价原理的方法确定。

3.2 模拟结果与分析

根据套筒灌浆连接的模拟结果，以钢筋黏结部位末端的RP–3参考点（图6）为位置依据，绘制此处Cohesive单元的损伤指数

D

随时程

t

演化的关系曲线如图7所示。

图7 D–t 曲线Fig. 7 Curves of D–t

由图7可知，在400和600 ℃高温作用后，模拟对象加载结束后损伤指数最终为0和1，分别表明钢筋与灌浆料界面黏结完好和失效。同时，在400、600 ℃高温作用后，模拟对象峰值荷载的应力状态、失效特征如图8所示，具体情况列于表5。由图8（a）、（b）发现，400 ℃高温作用下，试件的承载力更高，与实测情况一致；由图8（c）、（d）发现，400 ℃高温作用下，试件为套筒外钢筋断裂，600 ℃高温作用下，试件的钢筋对接处有明显的相对位移，即钢筋与灌浆料的滑移。结合图7和8可知，高温后模拟对象失效模式包括套筒外钢筋断裂（模式Ⅰ、≤400 ℃）、钢筋与灌浆料的黏结滑移失效（模式Ⅱ、600 ℃），与图8（e）、（f）所示的实测结果一致。

图8 失效模式及形态特征Fig. 8 Failure patterns and its features

以400、600 ℃高温作用后的试件为例，绘制其实测与模拟的荷载（

F

）–位移（δ）曲线，如图9所示。由图9可以看出，

F

-δ模拟与实测曲线走向一致，形状吻合度较高，表明模拟方法准确、可行。基于此，进一步开展500 ℃高温下套筒灌浆连接反复拉压作用模拟分析，模拟对象受力特征见图10、表5所示。

图9 高温作用下套筒灌浆连接试件的荷载–位移曲线Fig. 9 Curves of loads and displacements of heat-damaged grouted sleeve connections

图10 500 ℃高温作用后套筒灌浆连接受力特征Fig. 10 Loading features of grouted sleeve connection specimens after exposed to 500 ℃

表5 荷载位移曲线特征值
Tab. 5 Feature values of load versus displacement curves

温度/℃失效模式峰值荷载 /kN实测模拟实测模拟20ⅠⅠ197.0191.4 200ⅠⅠ183.9191.4 400ⅠⅠ194.5191.4 500—Ⅱ—184.9 600ⅡⅡ185.4177.4

3.3 分析讨论

从表5可看出，高温作用后，模拟对象的失效模式与实测结果完全一致；20、200、400 ℃作用后，试件峰值荷载模拟值与实测值非常接近，最大偏差为3.9%；600 ℃作用后，试件峰值荷载模拟值与实测值较接近，偏差为4.3%，表明模拟结果与实测值较一致，因此，新建模型表达式（6）具有较高的可行性。从图7发现，500 ℃高温作用后，模拟对象的损伤指数能达到1，表明，灌浆料与钢筋界面发生黏结滑移失效。由图10可知，模拟对象钢筋对接处有明显相对位移，由此判定，试件破坏类型为失效模式Ⅱ。因此，结合表5发现，400 ℃为套筒灌浆连接受力失效模式由Ⅰ转为Ⅱ的临界温度。实际上，400 ℃也是高温影响高强水泥基胶凝材料强度的临界温度。

4 结 论

通过试验和分析，得到如下结论：

1）采用105 ℃预烘干120 min，并结合升温速率5 ℃/min的方式升温后（最高温度600 ℃），有效抑制了C80以上高强灌浆料（抗压强度85.7 MPa）的爆裂。

2）静动态加载应变率作用下，高温作用后，高强灌浆料试件的失效模式为竖向通缝式开裂，随着应变率的增大，试件表面产生明显的剥落。

3）加载应变率0.067 s作用下，高强灌浆料试件的抗压强度高于应变率10s下的值，增大幅度可达29.6%。

4）高温后高强灌浆料轴心受压的应力–应变归一化曲线的上升段、下降段，分别采用二次函数、幂函数拟合，与实测曲线吻合较好。

5）利用新建的轴心受压本构模型，开展高温后套筒灌浆连接高应力反复拉压作用有限元模拟分析，率先实现套筒灌浆连接模拟对象的套筒外钢筋断裂，且峰值荷载、失效模式、荷载–位移曲线等模拟结果与实测结果吻合较好，并认为400 ℃为套筒灌浆连接反复拉压作用失效模式转变的临界温度。