Static and Dynamic Mechanical Behaviors of Heat-damaged Cementitious Grout Under Uniaxial Compression Loadings
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摘要: 灌浆料是套筒灌浆连接的关键组成部分，其受力本构关系的建立，能为套筒灌浆连接火安全设计方法的形成提供技术支持。通过36个小棱柱体试件的单轴受压试验，先开展高温试验（最高温度≤600 ℃），冷却至室温后，再设置静、动态加载应变率，研究高温后灌浆料的单轴受压力学性能。结果表明：采取105 ℃预烘干120 min，结合升温速率5 ℃/min的复合措施，抑制抗压强度为85.7 MPa灌浆料的爆裂；灌浆料试件的失效模式为竖向通缝式开裂，且随着应变率的增大，试件表面发生明显的剥落现象；动态加载应变率为0.067 s–1下，高温后普遍高于静态下的试件峰值应力值，最高可达29.6%；动态加载应变率为0.001 s–1下，高温后试件的弹性模量低于常温值，峰值应变高于常温值，其中，弹性模量下降幅度最大可达57.0%，峰值应变增大幅度最大可达13.2%；高温后灌浆料应力–应变归一化曲线包括上升、下降两部分，二者均呈现非线性发展特征；通过试验数据的拟合分析，建立高温后灌浆料单轴受压归一化静动态本构模型，并将其应用于高温后套筒灌浆连接高应力反复拉压的有限元模拟分析。模拟对象的荷载–位移曲线、峰值荷载等特征与实测结果吻合度较高，且率先实现模拟对象的套筒外钢筋断裂，得到400 ℃为高温作用后套筒灌浆连接失效模式转变的临界温度。Abstract: Cementitious grout is the crucial part of the grouted sleeve connection, and its constitutive relationship under loading is the technical support to form the fire safety design method for grouted sleeve connections. The tests with 36 small prism specimens were conducted to study the uniaxial compressive behaviors of heat-damaged cementitious grout under static or dynamic loading strain rates after the specimens were exposed to elevated temperatures up to 600 ℃. It was found that explosive spalling was inhibited by the combined measures of pre-drying temperature with 105 ℃ in 120 min and the heating rate with 5 ℃/min. There were other findings after the specimens being loaded as follows: all specimens were failed to several vertical fractures with full-length along the height, and there were obvious spalling occurring to the specimens under the dynamic strain rate loadings; the compressive strength of heat-damaged specimens under dynamic loading strain rate with 0.067 s–1 were higher than that under static loading, which was up to 29.6%; the elastic modulus and the peak strains of heat-damaged specimens under the dynamic loading strain rate with 0.001 s–1 decreased and increased along with the increasing of elevated temperatures, respectively; compared to these of specimens at ambient temperature, the declining range of elastic modulus was up to 57.0% and ascending range of the peak strain was beyond 13.2%; the normalized curves between stress and strain of heat-damaged specimens contained ascending and declining segments, both of which were nonlinear curves; based on the experimental data, a combined static and dynamic uniaxial compression model of heat-damaged cementitious grout was built and used for the finite element simulation of heat-damaged grouted sleeve connections under high-stress cyclic loading. It was found that the peak loads and load-displacement curves from the simulation were consistent with the test results. In addition, the failure pattern of heat-damaged grouted sleeve connections under high-stress cyclic loading with rebar fracture outside the sleeve was firstly demonstrated in the simulation and 400 ℃ was the critical temperature that failure pattern of rebar fracture outside the sleeve converted into the bond-slip failure between cementitious grout and rebar after the connections were exposed to elevated temperatures.
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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[1-3]。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[3-6]。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[7]。目前，国内外学者普遍采用混凝土[5, 8-9]和普通砂浆[10]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10–3～10–2 s–1，静态荷载对应的加载应变率为10–5 s–1[11]。肖建庄等[12-13]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[4,8]，在600 ℃高温作用下，约为常温值的67%[4]。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）[14]、《水泥胶砂强度检验方法（ISO法）》（GB/T 17671—1999）[15]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 50081—2019）[16]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[17]、张胜[18]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[15]，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Table 1 Strengths of cementitious grout序号 抗折强度/MPa 抗压强度/MPa 1 14.8 76.6 95.9 2 16.9 83.1 78.5 3 16.0 89.8 90.2 平均值 15.9 85.7 变异系数δ 0.055 0.080 表 2 轴心受压试件特征Table 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–AT G S 20（常温） 3 GS–200 G S 200 3 GS–400 G S 400 3 GS–600 G S 600 3 GD1–AT G D1 20（常温） 3 GD1–200 G D1 200 3 GD1–400 G D1 400 3 GD1–600 G D1 600 3 GD2–AT G D2 20（常温） 3 GD2–200 G D2 200 3 GD2–400 G D2 400 3 GD2–600 G D2 600 3 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[8,13]，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[13]）；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
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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[17]。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9.0×109 N/m。设置10–5、10–3、0.067 s–1 3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）[11]，分别用符号S、D1、D2代表。
图 2 加载设备Fig. 2 Loading setup下载:
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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下载:
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2.2 峰值应力
试件组中峰值荷载FpL,T代表值取法[19]：当每组3个数据中有1个与中间值差值超过中间值的±20%时，取中间值为代表值；当有2个数据时，则该组试验值无效；其余情况取3个数据的算数平均值。结果见表3。表3中：
$ {F_{{\text{pL,T}}}} $ 为温度T作用后、加载制度（S、D1、D2）作用时的试件峰值荷载，kN；$\varepsilon_{0{\rm{L,T}}} $ 为与峰值应力相对应的峰值应变；E为弹性模量。按照式（1）计算峰值应力${\sigma _{{\text{pL,T}}}} $ ，也列于表3中。拟合温度作用与加载应变率耦合的${\sigma _{{\text{pL,T}}}} $ 计算如式（2）所示。表 3 试件的峰值参数Table 3 Peak parameters of specimens试件编号 试件序号 FpL,T/kN σpL,T/MPa ε0L,T/10–3 EL,T/GPa 试件值 代表值 GS–AT 1 306.2 244.3 55.3 4.160 11.4 2 244.3 244.3 55.3 4.160 11.4 3 219.0 244.3 55.3 4.160 11.4 GS–200 1 125.8 131.9 29.9 4.789 6.6 2 131.9 131.9 29.9 4.789 6.6 3 163.7 131.9 29.9 4.789 6.6 GS–400 1 125.7 139.6 31.6 4.184 8.7 2 155.3 139.6 31.6 4.184 8.7 3 137.8 139.6 31.6 4.184 8.7 GS–600 1 97.5 98.6 22.3 5.097 4.3 2 112.3 98.6 22.3 5.097 4.3 3 86.1 98.6 22.3 5.097 4.3 GD1–AT 1 185.0 230.0 52.1 4.132 10.7 2 230.0 230.0 52.1 4.132 10.7 3 281.7 230.0 52.1 4.132 10.7 GD1–200 1 163.5 163.5 37.0 4.678 8.6 2 160.6 163.5 37.0 4.678 8.6 3 209.8 163.5 37.0 4.678 8.6 GD1–400 1 115.9 118.3 26.8 4.628 10.5 2 118.3 118.3 26.8 4.628 10.5 3 164.2 118.3 26.8 4.628 10.5 GD1–600 1 100.7 99.1 22.4 4.494 4.6 2 73.5 99.1 22.4 4.494 4.6 3 99.1 99.1 22.4 4.494 4.6 GD2–AT 1 250.6 254.0 57.5 2.488 20.6 2 260.1 254.0 57.5 2.488 20.6 3 251.2 254.0 57.5 2.488 20.6 GD2–200 1 173.2 174.4 39.5 4.964 8.7 2 162.7 174.4 39.5 4.964 8.7 3 187.3 174.4 39.5 4.964 8.7 GD2–400 1 140.8 161.6 36.6 4.679 8.2 2 178.2 161.6 36.6 4.679 8.2 3 165.7 161.6 36.6 4.679 8.2 GD2–600 1 115.0 127.5 28.9 5.881 4.8 2 130.0 127.5 28.9 5.881 4.8 3 137.6 127.5 28.9 5.881 4.8 $$ {\sigma _{}} = 100\;0{{{F}}_{}}/A $$ (1) $$ {\sigma _{{\text{pL}},{\rm T}}} = m\ln \;T + {\text{80}}{\text{.610 6}} $$ (2) 式中：
$ \sigma $ 、F分别为应力、荷载；$ {\sigma _{{\text{pL,T}}}} $ 为温度T作用后、加载制度（S、D1、D2）作用时的试件峰值应力，MPa；A为试件横截面面积，按照${\text{π}} {d^2}/4$ 计算，d取75 mm；m为拟合系数，$m = {\text{0}}.14\ln \; \dot \varepsilon - 7.513\;3$ ，对应加载制度S、D1、D2分别为10–5、10–3、0.067s–1，其中，$ \dot \varepsilon $ 为应变率，s–1；T为试件的温度，℃，分别为常温（20 ℃）、200、400、600 ℃。从表3可见：随着温度升高，σpL,T减小，尤其是200 ℃高温作用后，σpL,T急剧下降，而后下降趋势减缓；应变率由10–5提升到0.067 s–1时，σpL,T明显增大，说明，灌浆料具有率敏感性，但在应变率≤10–3 s–1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%[13]，高于普通混凝土的25%[11]；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%。
2.3 峰值应变
与峰值应力相对应的应变为峰值应变ε0L,T。由表3可以看出，随着温度的升高，静载峰值应变ε0S,T先增大后减小，再增大；动载D1峰值应变ε0D1,T先增大，再减小；动载D2峰值应变ε0D2,T先增大而后稍有下降，再增大；T>400 ℃高温作用后，ε0S,T、ε0D1,T、ε0D2,T均增大，这与Xiao等[13]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ε0D1,T与温度关系拟合得到式（3）：
$$ \frac{{\varepsilon }_{\text{0D1,T}}}{{\varepsilon }_{\text{0D1,20}}}=\left\{ \begin{array}{l}\text{1},{T}\in [20,{400]};\\ \text{2}\text{.347 5}\times {\text{10}}^{-\text{5}}T+\text{0}\text{.990 61},{T}\in \text{(400},\text{600]} \end{array}\right. $$ (3) 式中：ε0D1,T为温度T作用后动载D1作用下峰值应变；ε0D1,20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[19]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。
$$ E = \frac{{N{}_{0.4} - {N_0}}}{A} \times \frac{l}{{\Delta l}} $$ (4) 式中：N0.4为0.4倍峰值荷载，N；N0为0.3 MPa应力对应荷载，N；l为试件长度，mm；
$\Delta $ 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ES,T、动载D1弹性模量ED1,T下降幅度较小，动载D2弹性模量ED2,T先快速下降，而后下降趋势变缓；600 ℃高温作用后，试件的ES,T、ED1,T、ED2,T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）：
$$ {E_{{\text{D1,T}}}} = - {\text{0}}{\text{.008 4}}T + {\text{11}}{\text{.152}} $$ (5) 式中：ED1,T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/ε0L,T、y=σ/σpL,T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下载:
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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）：
$$ y=\left\{ \begin{array}{l}a{x}^{2}+bx, x\in [0,1.0];\\ {x}^{c}, x\in (1.0,\infty]\end{array}\right. $$ (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R2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R2取值与实测结果较为一致。
表 4 新建模型的拟合系数Table 4 Fitting coefficients for the expression of new model试件编号 上升段 下降段 a b R2 c R2 GS–AT –0.219 0 1.219 0 0.98 –0.465 0 0.90 GS–200 –0.105 1 1.105 1 0.90 –0.670 0 0.20 GS–400 –0.030 0 1.030 0 0.97 –0.788 0 0.80 GS–600 0.152 4 0.847 6 0.99 –0.895 0 0.87 GD1–AT –0.266 8 1.266 8 0.93 –0.564 0 0.43 GD1–200 –0.128 0 1.128 0 0.94 –0.816 0 0.40 GD1–400 –0.036 6 1.036 6 0.98 –0.955 3 0.38 GD1–600 0.185 7 0.814 3 0.99 –1.086 4 0.72 GD2–AT –0.319 5 1.319 5 0.88 –0.678 4 0.97 GD2–200 –0.153 3 1.153 3 0.98 –0.977 5 0.26 GD2–400 –0.043 8 1.043 8 1.00 –1.149 7 0.76 GD2–600 0.222 4 0.777 6 1.00 –1.305 8 0.79 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[20]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[21]，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。τmax为黏结强度，按照规范[22]，峰值滑移S0取0.8 mm，根据下降段的相似三角形比例，得到失效滑移Sf。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，σy、σu分别为屈服强度和极限强度，εy、εp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[22]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下载:
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图 6 模拟对象Fig. 6 Simulation object model下载:
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Xiao等[24]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：
$$ {\tau _{\max }} = {\text{0}}{{.404\;3}}\sqrt {{f_{{\text{c,g}}}}{f_{{\text{ys}}}}{t_{\text{s}}}/{D_{\text{s}}}} $$ (7) ACI–318[25]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[26]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。
$$ {\tau _{\max ,{\text{T}}}} = {\text{0}}{{.444\;7}}\sqrt {{f_{{\text{c,gT}}}}{f_{{\text{ys,T}}}}{t_{\text{s}}}/{D_{\text{s}}}} $$ (8) 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[27]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：
$$ \frac{{{f_{{\text{c,gT}}}}}}{{{f_{{\text{c,g}}}}}} = {\text{1}}{\text{.011 1}}{{\rm{e}}^{ - {\text{0}}{\text{.000 9}}T}} $$ (9) 式（7）～（9）中：τmax、τmax,T分别为常温下、高温作用后灌浆料与钢筋黏结强度，MPa；fc,g、fc,gT分别为常温下、高温作用后灌浆料抗压强度，MPa；fys、ts、Ds分别为套筒的屈服强度、厚度、内径，根据Xiao等[24]提供的套筒参数分别取483 MPa、4 mm、44 mm；fys,T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[28]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下载:
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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。
表 5 荷载位移曲线特征值Table 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 20 Ⅰ Ⅰ 197.0 191.4 200 Ⅰ Ⅰ 183.9 191.4 400 Ⅰ Ⅰ 194.5 191.4 500 — Ⅱ — 184.9 600 Ⅱ Ⅱ 185.4 177.4 
图 8 失效模式及形态特征Fig. 8 Failure patterns and its features下载:
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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下载:
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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 ℃下载:
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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[29]。
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–1作用下，高强灌浆料试件的抗压强度高于应变率10–5 s–1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。
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图 1 升温制度
Fig. 1 Heating regimes
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图 2 加载设备
Fig. 2 Loading setup
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图 3 试件受压失效特征
Fig. 3 Failure modes of specimens under the uniaxial compression loading
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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
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图 5 灌浆料和钢筋本构关系
Fig. 5 Constitutive relationships of grout and rebar
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图 6 模拟对象
Fig. 6 Simulation object model
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图 7 D–t 曲线
Fig. 7 Curves of D–t
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图 8 失效模式及形态特征
Fig. 8 Failure patterns and its features
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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
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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 ℃
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表 1 灌浆料强度
Table 1 Strengths of cementitious grout
序号 抗折强度/MPa 抗压强度/MPa 1 14.8 76.6 95.9 2 16.9 83.1 78.5 3 16.0 89.8 90.2 平均值 15.9 85.7 变异系数δ 0.055 0.080 表 2 轴心受压试件特征
Table 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–AT G S 20（常温） 3 GS–200 G S 200 3 GS–400 G S 400 3 GS–600 G S 600 3 GD1–AT G D1 20（常温） 3 GD1–200 G D1 200 3 GD1–400 G D1 400 3 GD1–600 G D1 600 3 GD2–AT G D2 20（常温） 3 GD2–200 G D2 200 3 GD2–400 G D2 400 3 GD2–600 G D2 600 3 表 3 试件的峰值参数
Table 3 Peak parameters of specimens
试件编号 试件序号 FpL,T/kN σpL,T/MPa ε0L,T/10–3 EL,T/GPa 试件值 代表值 GS–AT 1 306.2 244.3 55.3 4.160 11.4 2 244.3 244.3 55.3 4.160 11.4 3 219.0 244.3 55.3 4.160 11.4 GS–200 1 125.8 131.9 29.9 4.789 6.6 2 131.9 131.9 29.9 4.789 6.6 3 163.7 131.9 29.9 4.789 6.6 GS–400 1 125.7 139.6 31.6 4.184 8.7 2 155.3 139.6 31.6 4.184 8.7 3 137.8 139.6 31.6 4.184 8.7 GS–600 1 97.5 98.6 22.3 5.097 4.3 2 112.3 98.6 22.3 5.097 4.3 3 86.1 98.6 22.3 5.097 4.3 GD1–AT 1 185.0 230.0 52.1 4.132 10.7 2 230.0 230.0 52.1 4.132 10.7 3 281.7 230.0 52.1 4.132 10.7 GD1–200 1 163.5 163.5 37.0 4.678 8.6 2 160.6 163.5 37.0 4.678 8.6 3 209.8 163.5 37.0 4.678 8.6 GD1–400 1 115.9 118.3 26.8 4.628 10.5 2 118.3 118.3 26.8 4.628 10.5 3 164.2 118.3 26.8 4.628 10.5 GD1–600 1 100.7 99.1 22.4 4.494 4.6 2 73.5 99.1 22.4 4.494 4.6 3 99.1 99.1 22.4 4.494 4.6 GD2–AT 1 250.6 254.0 57.5 2.488 20.6 2 260.1 254.0 57.5 2.488 20.6 3 251.2 254.0 57.5 2.488 20.6 GD2–200 1 173.2 174.4 39.5 4.964 8.7 2 162.7 174.4 39.5 4.964 8.7 3 187.3 174.4 39.5 4.964 8.7 GD2–400 1 140.8 161.6 36.6 4.679 8.2 2 178.2 161.6 36.6 4.679 8.2 3 165.7 161.6 36.6 4.679 8.2 GD2–600 1 115.0 127.5 28.9 5.881 4.8 2 130.0 127.5 28.9 5.881 4.8 3 137.6 127.5 28.9 5.881 4.8 表 4 新建模型的拟合系数
Table 4 Fitting coefficients for the expression of new model
试件编号 上升段 下降段 a b R2 c R2 GS–AT –0.219 0 1.219 0 0.98 –0.465 0 0.90 GS–200 –0.105 1 1.105 1 0.90 –0.670 0 0.20 GS–400 –0.030 0 1.030 0 0.97 –0.788 0 0.80 GS–600 0.152 4 0.847 6 0.99 –0.895 0 0.87 GD1–AT –0.266 8 1.266 8 0.93 –0.564 0 0.43 GD1–200 –0.128 0 1.128 0 0.94 –0.816 0 0.40 GD1–400 –0.036 6 1.036 6 0.98 –0.955 3 0.38 GD1–600 0.185 7 0.814 3 0.99 –1.086 4 0.72 GD2–AT –0.319 5 1.319 5 0.88 –0.678 4 0.97 GD2–200 –0.153 3 1.153 3 0.98 –0.977 5 0.26 GD2–400 –0.043 8 1.043 8 1.00 –1.149 7 0.76 GD2–600 0.222 4 0.777 6 1.00 –1.305 8 0.79 表 5 荷载位移曲线特征值
Table 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 20 Ⅰ Ⅰ 197.0 191.4 200 Ⅰ Ⅰ 183.9 191.4 400 Ⅰ Ⅰ 194.5 191.4 500 — Ⅱ — 184.9 600 Ⅱ Ⅱ 185.4 177.4 -
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