火災后套筒灌漿料力學性能試驗研究*

陳海彬，周建超，王棒棒

(華北理工大學 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，最早被應用在海洋工程[1]。隨著建筑行業的發展以及政策支持，裝配式建筑逐漸增多[2]，用于裝配構件節點連接的灌漿料成為了影響結構安全的重要材料。同時，伴隨著火災在生活中的頻頻發生，研究火災后灌漿料的力學性能具有重要意義，高溫后灌漿料力學性能的研究也逐漸增多。夏春蕾等[3]，李桂燕等[4]，張永強等[5]對灌漿料的應用現狀進行了介紹，表明灌漿料具有較好的發展前景。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行了研究，表明高溫后水泥基灌漿料強度逐漸下降。Sun等[10]通過超早強灌漿料的高溫試驗，得到高溫后灌漿料的應力-溫度曲線。Shi等[11]對不同溫度下的聚合物灌漿料抗壓強度進行了研究，表明不同密度的試件，高溫后抗壓強度的變化不同，隨著密度增大，高溫后抗壓強度折減越大。鄧曦[12]進行了高溫下和高溫后的灌漿料抗壓強度的研究，表明抗壓強度的折減差異主要發生在200 ℃，之后兩者的強度折減曲線趨于平行，高溫下抗壓強度的折減大于高溫后。金慶波等[13]通過控制溫度以及持續時間，研究了高溫對灌漿料力學性功能和微觀結構的影響。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時間下的力學性能和特征變化，發現高溫后灌漿料的表面和斷面顏色隨受熱溫度不同而變化，抗折強度的降幅大于抗壓強度，隨著溫度升高，套筒和灌漿料之間的粘結能力逐漸降低。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度進行研究，研究表明摻水率為12%的灌漿料高溫后的殘余抗壓強度最高，噴水冷卻的方式優于自然冷卻，高溫后的灌漿料強度波動發生在靜置前期。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性能進行模擬火災試驗，探究套筒灌漿料的抗壓和抗折強度在不同工況下的變化規律，為火災后裝配式混凝土結構灌漿套筒連接節點的力學性能鑒定評估和加固設計提供依據。

1 試驗概況

1.1 試件制作

套筒灌漿料采用某公司生產的鋼筋接頭灌漿料(高強灌漿料)，產品型號：CGMJM-Ⅷ泵送型，各項指標均符合《鋼筋連接用套筒灌漿料》(JG/T 408—2019)標準要求[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如表1所示。套筒灌漿料試件尺寸根據《水泥膠砂強度檢驗方法(ISO法)》(GB/T 17671—1999)中的規定[19]采用40 mm×40 mm×160 mm的棱柱體試件。本次試驗共制備了38組(每組3塊)，其中4組測溫試件，試件在室內自然養護至28 d后進行受火試驗。

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

1.2 試驗方案及設備

試驗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。考慮到套筒灌漿料高溫下易發生爆裂現象，所以每種工況下4組套筒灌漿料試件，火災后選用較完整的套筒灌漿料試件進行力學試驗。套筒灌漿料試件采用ISO834標準升溫曲線進行火災試驗，當火災時間達到設計時間后關閉加熱系統停止加熱，自然冷卻的套筒灌漿料試件在爐中降至室溫后取出，在室內靜置1 d和14 d，達到靜置時間要求后進行抗折和抗壓試驗；噴水冷卻的套筒灌漿料試件停止加熱后取出進行30 min的噴水降溫，在室內靜置1 d和14 d后進行抗折、抗壓試驗。套筒灌漿料試件通過測量其質量和尺寸來計算密度損失。

試驗設備(見圖1)：采用華北理工大學自行研制的5.4 m×2 m×1 m火災平爐，抗折、抗壓試驗采用YAW-300c全自動抗折抗壓試驗機測量。

圖1 試驗設備Fig.1 Test equipments

2 試驗結果

2.1 套筒灌漿料試件溫度曲線

圖2為火災全過程套筒灌漿料試件內部溫度變化圖，采用KX型熱電偶補償導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據為相同工況下測溫套筒灌漿料試件所得數據的均值，圖中缺失的部位是由于熱力偶高溫損壞未測得溫度數據所致。

圖2 火災全過程套筒灌漿料試件內部溫度變化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，爐內最高溫度為946.8 ℃。套筒灌漿料試件的最高溫度出現在第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，爐內最高溫度為1 024.2 ℃。套筒灌漿料試件的最高溫度出現在第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 ℃。爐內溫度由5個熱電偶所測溫度的平均值控制，所以爐內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，套筒灌漿料內部溫度存在延遲現象，與作者團隊混凝土試件相比，由于套筒灌漿料試件尺寸小，所以溫度延遲現象不明顯。隨著受火時間的增加，套筒灌漿料內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微裂紋，有少量較長裂縫，部分套筒灌漿料試件存在缺角現象。噴水冷卻的套筒灌漿料試件顏色較深表現為青灰色，表面同樣布滿細微裂紋，部分套筒灌漿料試件發現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，有缺角現象發生。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重，套筒灌漿料試件缺角斷裂現象明顯。

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，材料內的化學成分會發生分解，并有缺角、崩塌的現象發生，導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合水已蒸發，Ca(OH)2逐漸分解，套筒灌漿料試件有少量缺角，所以質量損失較多。當受火時間增加到90 min時，質量損失只增加了2.3%，增長變得緩慢，此部分質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致的更多缺角現象所致。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 套筒灌漿料試件質量損失Table 2 Mass loss of sleeve grouting material specimen

3 結果分析

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

表3 火災后不同工況下套筒灌漿料抗折、抗壓強度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度的影響

不同受火時間下的套筒灌漿料抗折、抗壓強度表現不同，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、抗壓強度Fig.5 Flexural strength and compressive strength of sleeve grouting material under different fire durations

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

對比2種受火時間下抗折、抗壓強度的數據可以看出，相同受火時間下，抗折強度的降幅大于抗壓強度。隨著受火時間的增加，2種冷卻方式的套筒灌漿料試件強度均逐漸降低，受火時間對套筒灌漿料強度的影響大于冷卻方式。由于高溫下套筒灌漿料內部自由水和結合水的蒸發以及水泥漿與骨料之間不同的熱膨脹率，導致水泥漿與骨料之間產生內應力而出現裂縫，所以強度下降。隨著溫度的升高，Ca(OH)2在高溫下分解成氧化鈣和水，導致套筒灌漿料的內部結構進一步破壞，強度持續下降。由于套筒灌漿料內部產生的裂縫對抗折強度影響更大，所以火災后抗折強度下降幅度大于抗壓強度。與普通混凝土相比，套筒灌漿料更密實，水泥漿料含量更高，高溫下水分不易蒸發，易發生爆裂現象，同時Ca(OH)2含量更高，高溫下分解的Ca(OH)2更多，所以火災后套筒灌漿料的強度損失大于普通混凝土。

3.2 靜置時間對抗折抗壓強度的影響

從不同靜置時間的套筒灌漿料抗折、抗壓強度(圖6)試驗結果中可以看出，隨著靜置時間的增加，不同工況下的套筒灌漿料抗折強度逐漸降低；自然冷卻的套筒灌漿料抗壓強度逐漸降低，而噴水冷卻的抗壓強度逐漸增長。火災后靜置1 d和靜置14 d的套筒灌漿料抗折強度相比，受火60 min自然冷卻的套筒灌漿料抗折強度增長了0.5%，噴水冷卻的抗折強度降低了1.3%；受火90 min自然冷卻的套筒灌漿料抗折強度降低了1%，噴水冷卻的抗折強度降低了7.2%；受火60 min自然冷卻的抗壓強度降低了5.5%，噴水冷卻的抗壓強度增長了11.4%；受火90 min自然冷卻的抗壓強度降低了5.5%，噴水冷卻的抗壓強度增長了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度的影響，還與受火時間和冷卻方式有關。套筒灌漿料試件在靜置過程中，內部發生新的水化反應生成了新的水化物，對內部的裂縫能起到一定的修補作用，強度有所提升。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一段時間，導致強度持續下降，損傷要大于自然冷卻的套筒灌漿料試件在靜置過程中強度的恢復程度，所以自然冷卻的套筒灌漿料的抗折、抗壓強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效果，所以噴水冷卻的抗壓強度隨靜置時間的增加出現了增長。裂縫對抗折強度影響大于抗壓強度，所以噴水冷卻對抗折強度是不利的。

3.3 冷卻方式對抗折抗壓強度的影響

根據圖5可以看出冷卻方式對套筒灌漿料抗折、抗壓強度的影響。對于抗折強度，受火60 min工況下，自然冷卻的套筒灌漿料抗折強度比噴水冷卻高1.3%；受火90 min工況下，自然冷卻的套筒灌漿料抗折強度比噴水冷卻高1.9%。對于抗壓強度，受火60 min工況下，自然冷卻的套筒灌漿料抗壓強度比噴水冷卻高32%；受火90 min工況下，自然冷卻的抗壓強度比噴水冷卻高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，有導熱延遲現象，套筒灌漿料內部溫度未同步降低，套筒灌漿料試件內外形成了溫度差，產生了溫度應力，促進了裂縫的產生和發展，所以強度降低。

4 結論

1)隨著受火時間的增加，套筒灌漿料的抗折、抗壓強度逐漸降低，抗折強度先初期降幅較大，后期降幅變緩。相同受火時間下，抗折強度的下降幅度大于抗壓強度。受火60 min和90 min的套筒灌漿料試件，自然冷卻后抗折強度殘余率分別為11.3%、9.1%，抗壓強度殘余率分別為48.4%、25.8%。試驗結果表明，對套筒灌漿料強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度均逐漸降低；自然冷卻的抗壓強度逐漸降低，噴水冷卻的抗壓強度逐漸提高。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自然冷卻的抗壓強度降低了5.5%，噴水冷卻增長了7.3%。

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