高温后半灌浆套筒抗拉性能试验研究

朱佳宁，郭栋栋，马金凤，吴耀鹏，马江剑

(1.西安建筑科技大学土木工程学院，西安 710055；2.西安建筑科技大学结构工程与抗震教育部重点实验室，西安 710055)

钢筋灌浆套筒连接是在钢套筒中插入钢筋，两者通过高性能灌浆料填充连接而成的连接件，包括全灌浆套筒连接和半灌浆套筒连接两种连接方式。20世纪60年代，Yee[1]在美国发明了钢筋套筒连接器，随后在世界范围内得到广泛运用。近年来，随着装配式结构的迅速发展，灌浆套筒连接作为装配式结构中重要的连接技术而日益受到关注，国内外学者对此做了大量研究[2―3]。Kim[4]对基于钢筋套筒灌浆连接的预制柱进行了低周反复加载试验；Einea等[5]设计了不同尺寸构造的试件进行了拉伸试验；申波等[6]研究了柔性套筒约束下轴压初弯曲内核的极限承载力和变形过程，推导出了套管构件承载力的计算方法；Alias等[7]分析了套筒直径对连接粘结性能的影响；吴小宝等[8]研究了龄期和钢筋种类对钢筋套筒灌浆连接力学性能的影响；吴涛等[9]研究了灌浆套筒连接的破坏形态与过程，分析了锚固长度和钢筋直径对筒壁应力的影响；郑永峰等[10]采用低合金无缝钢管制作了一种新型灌浆套筒，并对其进行了单调轴向拉伸试验分析其力学性能，但是这些研究仅对常温下套筒灌浆连接力学性能进行分析。

近年来，建筑物越来越高层化及复杂化，火灾发生的因素随之增加[11]，结构的耐火性能和抗火设计已成为工程界所关注的热点问题[12]。对灌浆套筒高温后连接性能研究还很少，且现行规范《装配式混凝土结构技术规程》(JGJ1―2014)和《建筑设计防火规范》(GB50016―2014)均未给出装配式结构半灌浆套筒连接件抗火的具体要求。为了研究高温后半灌浆套筒试件的受力性能，本文对高温后半灌浆套筒试件进行拉拔试验和灌浆料标准试块抗压强度试验研究，提出了灌浆料抗压强度随温度变化的计算公式及半灌浆套筒极限拉力随温度和锚固长度变化的计算公式，为相关设计及工程施工提供参考。

1 试验概况

1.1 试件设计

灌浆料采用高强度水泥基灌浆料，按照干料重量的20%计算用水量，总水灰比为0.13∶1，预留6组 40 mm×40 mm×160 mm 棱柱体试块，与试件同条件下养护，其材料性能如表1所示。灌浆料标准试块制作参照《水泥基灌浆材料应用技术规范》(GB/T50448―2015)[13]。半灌浆套筒两端连接钢筋采用直径 16 mm的 HRB400钢筋，每批钢筋取 3根长400 mm的试样在万能试验机上进行拉伸材性试验，试样要求表面无明显损伤和锈蚀，其材料性能如表2所示。螺纹端钢筋与套筒相连视为整体，套筒材料为铸铁，根据厂家合格检测报告，锚固长度取100 mm、110 mm、120 mm，具体尺寸见图1。考虑30 mm混凝土保护层和无保护层两种工况，混凝土强度等级为C35，采用商品混凝土，预留3组150 mm×150 mm×150 mm的标准立方体试块，与试件在同一养护室养护到试验加载开始为止，其材料性能如表3所示。由于温度过高时，灌浆料性能退化较大，且钢筋套筒连接主要位于剪力墙、柱等构件的内部，实际工程中发生火灾时，其温度较火灾温度较低，因此试验温度参数为常温、200 ℃、300 ℃、400 ℃和 600 ℃[14]；锚固长度(100 mm、110 mm、120 mm)；保护层厚度(0 mm、30 mm)，每种工况3个试件，共57个试件。

1.2 加载方案

1)温度控制

采用的升温方案为：先以 8 ℃/min升温至100 ℃/min，恒温两小时使混凝土中的水分充分蒸发；再以同样的速度加热到预设温度，恒温两小时使混凝土内外温度达到一致，升温图线如图2所示，T1为预设温度。然后，打开炉门，让试件自然冷却到室温。为了更清晰的对比不同温度后灌浆料的微观变化，通过电子扫描镜进行观察灌浆料在不同温度下的微观变化。

2)加载方案

高温后灌浆料试块抗压试验在YAW-300B微机控制电液式水泥压力试验机完成。高温后半灌浆套筒拉拔试验是在WAW-1000WE的1000 kN微机控制电液伺服万能试验机上进行的，加载过程采用位移控制，加载制度根据《钢筋机械连接技术规程》(JGJ107―2010)，采用单向拉伸，由 0→0.6fyk→0(测量残余变形)→最大拉力(记录抗拉强度)→0(测定总伸长率)，加载速度为 5 mm/min。实验加载装置及其示意图如图3和图4所示。

表1 灌浆料性能Table 1 Performance of grouting

表2 钢筋性能Table 2 Performance of steel

表3 混凝土性能Table 3 Performance of concrete

图1 试件几何尺寸 /mmFig.1 Dimensions of specimens

图2 升温曲线Fig.2 Elevating temperature curve

图3 实验加载装置图Fig.3 Experimental loading device diagram

图4 实验加载示意图Fig.4 Experimental loading diagram

2 试验现象

2.1 电镜试验现象

电镜扫描结果如下：

由图5可以看出，常温下，水泥浆体致密完整，无明显缝隙；200 ℃后，水泥浆体出现了孔隙，表体中的裂纹已经贯通。通过电镜观察可知，温度对灌浆料微观结构影响明显，随着温度的升高，灌浆料浆体结构从致密结构发展为疏松颗粒状结构。

图5 灌浆料电镜扫描试验Fig.5 Electron microscopy scan of grouting

2.2 高温后试件拉拔破坏形态

将高温后的铸铁半灌浆套筒试件自然降温到室温，去除外围混凝土，进行拉拔试验。拉拔试验破坏形态见表4。典型的拉拔破坏形态有两种[15]：钢筋拉断破坏和钢筋拔出破坏。钢筋拉断破坏表现为钢筋达到屈服强度后拉断而破坏，为延性破坏(图6(a))。拔出破坏表现为两种情况，一种是钢筋屈服后灌浆料劈裂，钢筋拔出破坏；另一种是钢筋未屈服而灌浆料劈裂，钢筋拔出破坏，后者为脆性破坏(图6(b))。

由表4可以看出，常温下所有试件都表现为钢筋屈服后断裂，符合要求。经历高温后，在200 ℃时，试件仍表现为钢筋屈服后断裂破坏。随着温度升高，试件的破坏模式逐渐变为钢筋屈服后拔出破坏，最终过渡到钢筋屈服前拔出破坏。由Z10、Z11、Z12组试验结果可知，温度升高，破坏模式按照锚固长度由低到高的顺序依次发生破坏模式的转变，温度T=600 ℃时，锚固长度100 mm、110 mm的试件均过渡到钢筋屈服前拔出破坏，120 mm的试件仍为钢筋屈服后拔出破坏；由Z11、Z11C0组试验结果可知，无保护层试件300 ℃时率先过渡到屈服后拔出破坏，400 ℃时已经过渡到屈服前拔出破坏，而30 mm保护层试件在400 ℃时破坏模式才发生转变，600 ℃时才过渡到屈服前拔出破坏。

图6 高温后铸铁半灌浆套筒连接件破坏形态Fig.6 The failure model of cast iron semi-grouting sleeve connection after high temperature

表4 铸铁半灌浆套筒破坏模式Table 4 Failure model of cast iron semi-grouting sleeves

从微观角度分析其破坏模式变化原因，从图5(a)中可看出水泥浆体致密完整，无明显缝隙；图5(b)经历高温后灌浆料内部自由水蒸发，出现裂纹和孔隙，胶结材料变质导致化学胶结力下降，当钢筋与灌浆料之间的粘结强度小于此时钢筋的极限强度但大于屈服强度时，破坏模式表现为钢筋屈服后拔出破坏；图5(c)当灌浆料经历更高温度后，其水分蒸发后形成内部的裂缝和空隙已经很大，内部裂纹扩展严重，灌浆料与钢筋之间的粘结强度低于屈服强度，此时破坏模式过渡到钢筋屈服前拔出破坏。

2.3 高温后试件的力-位移曲线

通过对试验结果分析，试件在高温下的荷载-滑移曲线主要分为两类：有明显的屈服阶段(I类)和无屈服阶段(II类)，如图7所示。

图7 试件的力-位移曲线Fig.7 Force-displacement curve of the test piece

3 试验结果及分析

3.1 高温对灌浆料试块性能影响

灌浆料的性能是保证套筒试件强度的重要指标，灌浆料性能达不到要求，将会削弱试件整体的力学性能。抗压强度是表征灌浆料强度的重要指标，将经历高温后的灌浆料标准试块冷却至室温，并进行抗压试验，得出的抗压强度值如表5所示。

表5 高温后灌浆料抗压强度Table 5 Compressive strength and reduction factor of grout after high temperature

由表5可以看出：随着温度升高，灌浆料标准试块抗压强度都呈现下降的趋势。在200 ℃以内，由于温度的升高使灌浆料自由水蒸发，从而使内部形成孔隙和毛细裂纹，导致抗压强度降低 10%左右。200 ℃~400 ℃时，自由水在试块加热过程中继续蒸发，内部孔隙和裂纹继续扩展，水泥胶体内的结合水脱出，使得胶合作用增强，形成了强度反弹，但是抗压强度的下降速度远远大于增加速度，因此，灌浆料的抗压强度最终呈下降趋势，400 ℃时灌浆料的抗压强度为常温下的40%。600 ℃时，灌浆料中的 C-S-H胶凝材料分解，水泥基中的Ca(OH)2分解为CaO，使得内部裂纹扩展更加严重，抗压强度仅为常温下的 27%，基本丧失了承载能力。在试验条件接近的情况下，与肖建庄高强混凝土高温后抗压强度[16]对比如表6所示。

由表6可知，灌浆料抗压强度损失比大于高强混凝土。类比高温下混凝土的拟合曲线[17]，对本文试验中的数据结果进行拟合，得到式(1)：

式中：fc/(N/mm2)为常温下灌浆料的抗压强度；温度为T/(℃)。

表6 灌浆料与高强混凝土抗压强度对比Table 6 Comparison of compressive strength between grouting and high-strength concrete

将式(1)所得结果与试验结果比较，如图8所示。由图8可知式(1)的理论计算值与试验结果相符甚好，因此可根据式(1)来计算高温下灌浆料的抗压强度。

图8 高温后灌浆料试块抗压强度Fig.8 Residual compressive strength of cementitious grout after different elevated temperature

4.2 锚固长度对试件受力性能的影响

从极限强度和极限位移两个试验结果进行分析，计算得出高温后不同锚固长度试件的极限拉力和极限位移折减系数如表7和表8所示。

表7 不同温度下极限拉力及折减系数Table 7 Ultimate strength and reduction coefficient at different temperature

由表7可知，400 ℃之前，试件极限拉力受锚固长度的影响较小，损失量在小于10%，钢筋都达到了屈服，破坏方式均表现为钢筋屈服后断裂，温度对极限强度的影响不明显；400 ℃后，试件都表现为拔出破坏，相同温度下，极限拉力随锚固长度的增加而增加，锚固长度为120 mm的极限拉力在温度达到600 ℃时仍能达到常温下的94%，而锚固长度为100 mm的试件在600 ℃时只能达到71%，说明增加锚固长度可以提高试件的抗拉性能；相同锚固长度的试件，600 ℃时的抗拉强度仅比 400 ℃时降低了0.03%，说明温度对试件的抗拉强度影响较小。

表8 不同温度下极限位移及折减系数Table 8 Ultimate displacement and reduction coefficient at different temperature

由表8可知，在300 ℃之前，不同锚固长度试件的极限位移损失均小于 20%，随温度变化不明显，且不同温度下，锚固长度为110 mm的试件极限位移均最大，说明300 ℃之前，增加锚固长度并不能有效的提高试件的延性；300 ℃之后，相同锚固长度的试件，随着温度的升高，极限位移下降，对于锚固长度为100 mm的试件600 ℃时的极限位移比400 ℃下降了18%，比300 ℃时下降了59%，即温度对增加对延性的增长的体现更加明显；相同温度下，随着锚固长度的增加，试件的极限位移增大，如600 ℃时，锚固长度为100 mm的试件延性只能达到常温的29%，而锚固长度为120 mm的试件能达到常温的53%。因此，锚固长度的增加可以提高半灌浆套筒的受力性能。

4.3 保护层厚度试件受力性能的影响

取锚固长度为110 mm的铸铁半灌浆套筒进行研究，设置保护层为30 mm，由于实际火灾中可能存在套筒裸露在空气中的情况，因此，本文也考虑了无保护层的情况。有无保护层的试件极限强度和极限位移及折减系数如表9和表10所示。

由表9、表10可知，温度为200 ℃和300 ℃时，无保护层的试件拉拔力略有下降，破坏类型为钢筋屈服后拔出破坏，而保护层为30 mm的试件拉拔力基本不变，破坏类型为钢筋拉断破坏；温度为400 ℃时，无保护层试件强度下降25%，大于30 mm保护层试件的强度下降程度；温度为600 ℃时，无保护层试件强度下降33%，而30 mm保护层试件下降程度相比 400 ℃时只下降了 7%；从极限位移来看，200 ℃和300 ℃时，无保护层试件下降了超过一半，而30 mm保护层的试件略有下降；400 ℃和600 ℃时，30 mm保护层试件极限位移几乎为无保护层试件的两倍。

表9 不同温度下极限拉力及折减系数Table 9 Ultimate strength and reduction coefficient at different temperature

表10 不同温度下位移及折减系数Table 10 Ultimate displacement and reduction coefficient at different temperature

另外，保护层对高温后套筒的延性影响较大，对极限拉力的影响较小。30 mm保护层试件在200 ℃和 300 ℃时，试件曲线完整，有上升段、屈服段、加强段和下降段，破坏类型为钢筋屈服后断裂破坏；对于无保护层的试件，虽然也有完整的曲线，但是其极限位移大大减少。400 ℃以后，温度对极限位移的影响缓慢；600 ℃时，试件的力-位移曲线均无屈服段。

5 高温后半灌浆套筒极限强度分析

半灌浆套筒的极限强度与灌浆料和钢筋与灌浆料之间的粘结强度有关。根据已有的研究结果，对于高温后的高强混凝土，其粘结强度与混凝土抗压强度平方根的比值和温度存在着一定的关系。类比高强混凝土，则高温后的灌浆料与钢筋之间的粘结强度与其抗压强度平方根比值和温度也存在着一定的关系。通过数据回归拟合得到式(2)：

以保护层厚度为 30 mm，锚固长度为 110 mm的试件为例，计算得其不同温度下的粘结强度与抗压强度比值，如表11所示。

表11 不同温度下的粘结强度和抗压强度值Table 11 Values of bond strength and compressive strength at different temperatures

将式(2)得结果与表11比较，结果如图9所示，可见二者结果高度近似。因此，用式(2)来表示高温下灌浆料和温度之间的关系。

图9 灌浆料的τ / 值Fig.9 The ratio of average bond strength and compressive strength square root of grout

将式(2)即进行变形可得式(3)：

由于极限拉力和粘结强度之间存在着以下关系：

式中：P/kN为极限拉力；d/mm为钢筋直径；la/mm为锚固长度。

由式(3)和式(4)可得极限拉力与温度和锚固长度之间的关系：

将式(5)的计算结果与试验结果进行比较，见表12。

由表12可以看出，式(5)计算得到的理论值与试验值接近，误差最大为-10.28%，最小为0.15%。因此，用式(5)进行高温后半灌浆套筒的极限拉力是可行的。

表12 半灌浆套筒高温后极限拉力试验值与计算值对比Table 12 Comparison of ultimate tensile force between test value and calculated value of semi-grouting sleeve after high temperature

5 结论

本文通过研究温度对灌浆料性能的影响，以及钢筋锚固长度和保护层厚度对于半灌浆套筒力学性能的影响，分析得到以下结论：

(1)半灌浆套筒破坏模式将随温度升高发生转变。试件从钢筋屈服后断裂破坏过渡到钢筋屈服后拔出破坏，最后过渡到钢筋屈服前拔出破坏。

(2)当温度超过 300 ℃以后，锚固长度越大，极限拉力和极限位移损失越少；在600 ℃时，锚固长度为120 mm的半灌浆套筒试件极限拉力比常温只损失了6%，极限位移损失了46%，而锚固长度为100 mm的试件极限拉力损失了29%，极限位移损失了71%。

(3)保护层有利于增强半灌浆套筒的耐火性能。温度为200 ℃和300 ℃时，无保护层的试件极限拉力有所下降，而保护层为30 mm的试件极限拉力基本不变；温度在300 ℃至600 ℃时，无保护层的拉拔力和极限位移下降程度均大于 30 mm保护层试件。

(4)灌浆料抗压强度随温度的升高而降低，但强度折减规律与混凝土有区别。当温度低于200 ℃时，抗压强度损失在15%内；当温度超过200 ℃以后，抗压强度大幅下降，经历600 ℃高温后，灌浆料抗压强度损失达73%，基本丧失承载能力。