套筒灌漿連接受力失效機理與有限元仿真驗證

劉良林，肖建莊，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)

套筒灌漿連接能實現(xiàn)鋼筋的可靠連接[1]，可視為機械連接[2]。與其它機械連接相比，套筒灌漿連接通過套筒灌漿料硬化使被連接鋼筋與套筒形成整體，形成高質量的接頭結點確保結構的整體性，特別適合用于預制混凝土構件單元的連接[3?4]，是預制混凝土結構中鋼筋連接的主流方式[5]。目前，國內外學者開展了套筒灌漿連接受拉的廣泛試驗研究[3?12]，傳力機理研究也有報道[13]，形成了有益的結論，即套筒灌漿連接應該發(fā)生套筒外鋼筋斷裂失效，該失效模式保障了接頭性能不低于被連接鋼筋的基本要求，同時實現(xiàn)了套筒灌漿連接組成材料充分利用及材料界面受力性能不低于被連接鋼筋，提升了接頭的可靠性。然而，傳力機理中荷載由鋼筋到達套筒的傳遞方式和對套筒灌漿連接受力性能的影響研究比較少見。基于此，本文從套筒灌漿連接受拉的傳力機理出發(fā)，分析套筒內部的荷載傳遞方式與路徑，探討其對接頭力學性能的影響，再基于火災危害性與普遍性[14?16]，結合已有的高溫后套筒灌漿連接試驗結果進行驗證分析，并進一步通過有限元仿真實施拓展性研究，為形成套筒灌漿連接設計方法、促進套筒灌漿連接預制混凝土結構的安全應用提供依據(jù)與技術支持。

1 套筒灌漿連接受力機理

套筒灌漿連接由套筒、套筒灌漿料與被連接鋼筋組成，并形成套筒灌漿料與鋼筋、套筒與套筒灌漿料的材料界面。當套筒一端的鋼筋受到拉力作用后，套筒灌漿連接的組成部分以及材料界面共同發(fā)揮作用，將荷載傳遞到套筒的另外一端。

1.1 材料的功能

在套筒灌漿連接的制備階段，依靠套筒灌漿料的黏結硬化，將套筒與被連接鋼筋連接成整體。投入使用后，在拉力作用下(圖1)，套筒灌漿連接作為整體受力，因此組成材料各自發(fā)揮抗拉作用抵抗外部荷載的影響。套筒灌漿料為高強水泥基膠凝材料(28 d 強度可達85 MPa[17])，但其抗拉能力遠低于抗壓強度，約為后者的十分之一[18]。套筒一般采用金屬制備，也有研究表明可采用纖維增強復合材料(FRP)制備[19?21]，且兩種材料的抗拉能力遠高于套筒灌漿料?？紤]到被連接鋼筋也屬于金屬材料，從材料受拉的角度看，套筒灌漿連接的薄弱環(huán)節(jié)主要在于套筒灌漿料。然而，事實上，通過材料間的相互作用，改變了荷載傳遞的路徑與作用形式，充分發(fā)揮組成材料的優(yōu)勢性能，最后實現(xiàn)套筒外鋼筋斷裂。這種相互作用，主要依靠材料間界面的黏結達到，包括套筒與套筒灌漿料界面、套筒灌漿料與鋼筋界面的黏結作用。

圖1 套筒灌漿連接構造Fig. 1 Configurations of the grouted sleeve connection

1.2 套筒灌漿料與鋼筋界面

當套筒灌漿連接受拉時，鋼筋與套筒灌漿料之間的相互擠壓作用R垂直作用在鋼筋橫肋表面，并可分解成縱向分量Rz、法向分量Rρ，且在橫肋前形成壓碎區(qū)[13]，見圖2(a)。為了便于分析，取靠近套筒端部的套筒灌漿料與鋼筋界面的微段進行分析，見圖2(b)?？v向分量Rz對套筒灌漿料形成剪切作用，由套筒灌漿料與鋼筋界面的化學膠結力、摩擦力與機械咬合力形成的黏結強度抵抗，其中主要是鋼筋橫肋間的灌漿料鍵與鋼筋橫肋的機械咬合力。隨著荷載的增大，剪應力增大，壓碎區(qū)不斷增長直至充滿鋼筋橫肋間隙，界面的機械咬合力局部失效并產(chǎn)生初步的相對滑移，相鄰的灌漿料鍵逐次投入工作，相對滑移逐步增大，導致已有壓碎區(qū)破壞面逐漸被磨平，直至全部灌漿料鍵被剪斷后在橫肋頂部形成剪切面(圖2(c))，隨后荷載持續(xù)下降，相對滑移穩(wěn)定增大，套筒灌漿料附著在鋼筋表面隨鋼筋徐徐拔出套筒，界面黏結承載力由材料的摩擦力構成，發(fā)生套筒灌漿料與鋼筋界面黏結滑移失效。

圖2 套筒灌漿連接內部傳力示意Fig. 2 Force transmission mode inside the grouted sleeve connection

1.3 套筒與套筒灌漿料界面

在套筒的支撐下，基于套筒灌漿料圓柱體自身力學平衡，縱向分量Rz、法向分量Rρ傳遞至套筒與套筒灌漿料界面，成為縱向分量Rzs、法向分量Rρs，見圖2(a)所示。法向分量Rρs擠壓套筒，由套筒的環(huán)向拉力平衡，見圖2(d)，并形成反力作用于套筒灌漿料，使得套筒灌漿料處于法向受壓狀態(tài)(圖2(e))?？v向分量Rzs在界面形成剪應力，隨著荷載的增大而增大，并由化學膠結力與摩擦力組成的界面黏結強度平衡。由于化學膠結力較小，套筒灌漿料與套筒的界面黏結強度主要為二者的摩擦力。當剪應力克服黏結強度，界面出現(xiàn)滑移導致黏結承載力由靜摩擦力轉化為動摩擦力，荷載下降，界面相對滑移增大。由于套筒灌漿料抗拉強度較低，套筒中部的套筒灌漿料圓柱體(圖1(b)中鋼筋的對接空隙)容易縱向受拉拉斷，斷裂的套筒灌漿料圓柱體與鋼筋整體被拔出套筒(如CS-06 試件[13])，發(fā)生套筒灌漿料與套筒界面的黏結滑移失效。

1.4 失效模式

基于上述分析，套筒灌漿連接受拉后，發(fā)生的失效模式包括三種情形，即材料的斷裂、套筒與套筒灌漿料界面黏結滑移失效、鋼筋與套筒灌漿料界面黏結滑移失效。對于材料的斷裂，還需要進一步明確斷裂材料的類型：首先是套筒灌漿料，根據(jù)肖建莊等[22]的計算，其斷裂不能決定套筒灌漿連接的力學性能；其次是套筒，根據(jù)國內外的研究[7?9]，試件達到峰值荷載后，套筒仍然處于彈性狀態(tài)，平均應力不到屈服強度標準值的0.5 倍[18]，表明套筒不應該發(fā)生斷裂；最后是鋼筋，根據(jù)作者實測[23]，鋼筋應力從靠近加載端開始，沿著鋼筋黏結長度的增大而減小，因此鋼筋斷裂有可能發(fā)生，但是發(fā)生的位置應該位于套筒外。

當在套筒內表面設置凸肋后(圖1(b))，平衡套筒灌漿料與套筒相對滑移引發(fā)的擠壓作用Rcs(圖2(a))，并阻礙二者的相對滑移，抑制發(fā)生套筒灌漿料與套筒界面黏結滑移失效。實際工程中，為了安裝密封膠塞，凸肋往往離套筒端部有一定距離(圖2(f))：套筒灌漿料連接受拉后，由于凸肋的有利作用，套筒凸肋之間的部位只發(fā)生套筒灌漿料與鋼筋界面的黏結滑移失效，即理論破壞面位于鋼筋橫肋頂部；同時，凸肋的楔入作用，首次改變了破壞面的位置；由于同等條件下，套筒與套筒灌漿料界面的黏結承載力低于鋼筋與套筒灌漿料界面的值[13,22]，在凸肋與套筒端部的范圍，應該發(fā)生套筒灌漿料與套筒界面黏結滑移失效，再次改變破壞面的位置。因此最終發(fā)生復合式的界面黏結滑移失效，見圖2(f)，這可用EINEA 等[5]試驗研究的Type 3 試件來證明(圖2(g))。相對套筒長度，密封膠塞長度較短，因此總體上，該復合式失效模式仍然屬于套筒灌漿料與鋼筋界面黏結滑移失效。

總之，一般情況下，當套筒內表面無凸肋時，套筒灌漿連接受拉后可能發(fā)生的失效模式包括套筒外鋼筋斷裂、套筒灌漿料與鋼筋界面黏結滑移失效、套筒與套筒灌漿料界面黏結滑移失效等三種類型之一。當套筒表面具有凸肋或具有類似功能的構造(如錐形套筒[7])與構造物(如焊接鋼環(huán)[5,9])時，套筒灌漿連接受拉后可能發(fā)生的失效模式則為套筒外鋼筋斷裂、套筒灌漿料與鋼筋界面黏結滑移失效中的失效類型之一。

2 套筒灌漿連接受拉承載力計算方法

根據(jù)上述受力特征、失效模式，套筒灌漿連接受拉承載力的計算方法確定如下。

2.1 套筒與套筒灌漿料界面黏結承載力

假設界面黏結強度沿著套筒長度均勻分布，忽略化學膠結力，只考慮摩擦力，建立界面的黏結承載力F1計算表達式，見式(1)。其中，μ為界面摩擦系數(shù)，Dis為套筒內徑，lb為鋼筋黏結長度。應該指出的是，界面的摩擦系數(shù)μ，偏安全考慮，建議取動摩擦系數(shù)值。根據(jù)圖2(d)的套筒受力平衡，建立法向分量Rρs的計算方法見式(2)，其中Ts為縱向單位長度套筒的環(huán)向拉力。由于套筒處于彈性狀態(tài)，Ts的計算方法見式(3)，其中tw為套筒厚度、fys為套筒屈服強度。結合表達式(1)～式(3)，可得套筒灌漿料與套筒界面黏結承載力。

2.2 套筒灌漿料與鋼筋界面黏結承載力

基于常溫下作者的實測結果[23]，并結合高溫后拔出試驗試件的數(shù)據(jù)，通過擬合分析建立無側壓的情況下高溫后套筒灌漿料與鋼筋界面的黏結強度τu計算方法見式(4)。根據(jù)圖2(e)，灌漿料處于法向受壓狀態(tài)，有助于提升套筒灌漿料與鋼筋界面的黏結強度，國內外文獻[5, 8 ? 9]普遍采用法向應力的平方根形式考慮該作用，即得到界面黏結強度的修正值τu,0，具體的計算方法見表達式(5)。假設套筒灌漿料與鋼筋界面的黏結強度為均勻分布，界面的黏結承載力F2計算方法見表達式(6)。式(6)中的整體系數(shù)k2主要用于反映套筒的影響，研究表明套筒的引入能夠增大鋼筋的剛度[24]，提升套筒灌漿連接接頭整體性。

式中：d為鋼筋直徑；k為擬合系數(shù)，表征荷載類型的影響程度；fcg為套筒灌漿料抗壓強度；k1為考慮法向應力Rρs、鋼筋黏結長度lb、鋼筋直徑d等因素共同影響的組合系數(shù)；k2為套筒灌漿連接的整體系數(shù)，表征套筒對鋼筋剛度的增強作用。

2.3 鋼筋受拉承載力

規(guī)程[17]要求套筒灌漿連接發(fā)生套筒外鋼筋斷裂失效，表明接頭受力過程中，鋼筋能達到其抗拉強度，因此建議套筒灌漿連接中鋼筋受拉承載力F3計算方法如表達式(7)所示。

式中：fstk為鋼筋抗拉強度標準值；As為鋼筋橫截面面積，其余參數(shù)含義同前。

2.4 套筒灌漿連接受拉承載力與失效模式識別

基于上述傳力機理的分析，總結套筒灌漿受拉承載力F的計算方法，即取表達式(1)、式(6)、式(7)計算結果的最小值，見式(8)。根據(jù)承載力取值結果，獲得套筒灌漿連接受拉的失效模式：當F=F1，表明套筒灌漿料與鋼筋界面黏結承載力、鋼筋受拉承載力均不低于套筒灌漿料與套筒界面黏結承載力，即發(fā)生套筒灌漿料與套筒界面黏結滑移失效，必須要指出的是，一般的商用套筒內表面均含有凸肋，因此該失效模式普遍不會發(fā)生；當F=F2，表明套筒灌漿料與套筒界面黏結承載力、鋼筋受拉承載力均不低于套筒灌漿料與鋼筋界面黏結承載力，即發(fā)生套筒灌漿料與鋼筋界面黏結滑移失效；當F=F3，表明套筒灌漿料與套筒界面、套筒灌漿料與鋼筋界面的黏結承載力均不低于鋼筋受拉承載力，即發(fā)生套筒外鋼筋斷裂失效。

3 套筒灌漿連接承載力計算方法應用

3.1 材料性能修正

火災是建筑服役期間可能遭遇的重大災害之一。高溫作用后，材料的性能下降。本課題組、馬江劍[25]根據(jù)試驗數(shù)據(jù)，通過擬合分析建立高溫后套筒灌漿料抗壓強度計算方法，分別見式(9)、式(10)。高溫后HRB400 級鋼筋的屈服強度、抗拉強度以及彈性模量按照余志武等[26]提出的方法計算。實測結果表明[27?29]，高溫后套筒灌漿連接的套筒始終處于彈性狀態(tài)，其屈服強度的計算方法也參照余志武等[26]提出的高溫后鋼筋屈服強度計算方法執(zhí)行。

3.2 擬合系數(shù)k 的確定

根據(jù)國內外套筒灌漿連接單調遞增受拉作用的試驗[5,7, 30 ?31]，收集到27 組發(fā)生套筒灌漿料與鋼筋界面黏結滑移失效的試件，假設表達式(5)、式(6)中系數(shù)k1=k2，將黏結承載力實測值F2,tt與按照式(6)獲得的計算值F2,tc繪制于圖3(a)中，發(fā)現(xiàn)k=0.203 時，二者存在較好的線性關系，相關系數(shù)可達0.96。同時，利用國內外反復拉壓加載試驗結果[4,32 ?33]，收集19 組發(fā)生套筒灌漿料與鋼筋界面黏結滑移失效的試件數(shù)據(jù)，仍假設表達式(5)、式(6)中系數(shù)k1=k2，將黏結承載力實測值F2,ct與計算值F2,cc(按照式(6))繪制于圖3(b)中，發(fā)現(xiàn)k=0.158 時，二者也存在較好的線性關系，相關系數(shù)可達0.97。因此，單調遞增受拉、反復拉壓作用時，建議表達式(5)中擬合系數(shù)k分別取0.203、0.158，表明反復拉壓作用對套筒灌漿連接受力性能具有重大影響，造成套筒灌漿料與鋼筋界面黏結承載力相對單調遞增受拉的值下降幅度可達22.0%。

圖3 不同荷載作用下界面黏結承載力擬合Fig. 3 The fitting coefficient of connection under different loadings

3.3 組合系數(shù)k1 與整體系數(shù)k2 的確定

遭遇火災后經(jīng)過加固的結構還可能遭遇地震作用并發(fā)生失效，基于此，本課題組通過試驗研究了高溫后(最高溫度600 ℃)套筒灌漿連接反復拉壓的力學性能。研究結果表明[27?29]，試件(商業(yè)套筒，內有凸肋)的失效模式主要包括兩種類型：套筒外鋼筋斷裂(失效模式Ⅰ)、套筒灌漿料與鋼筋界面黏結滑移失效(失效模式Ⅱ)，表明前述關于套筒灌漿連接失效模式種類的分類結果正確可行。表1 中列出了鋼筋為HRB400 級、灌漿料A 與C 系列共72 個、24 組試件的峰值荷載平均值Ft以及實測失效模式。當假設k2等于1 時，按照式(7)計算鋼筋抗拉承載力F3c，見表1 所列。很明顯地，試件實測值Ft高于計算值F3c，即套筒的引入提升了鋼筋的整體性，視為套筒灌漿連接的整體系數(shù)k2，并將其值也列于表1。發(fā)生失效模式Ⅱ的試件整體性已經(jīng)下降，出于安全考慮將整體系數(shù)值取為最大值，因此表1 中采用“≤”符號表示。根據(jù)電鏡掃描技術[34]，高溫作用后套筒灌漿料內部出現(xiàn)裂縫與孔隙導致套筒灌漿料與鋼筋黏結強度下降，400 ℃高溫作用后試件失效模式發(fā)生轉變，600 ℃高溫作用后黏結強度低于鋼筋屈服強度。因此，對于>400 ℃高溫作用后的套筒灌漿連接整體性系數(shù)建議取1.0。

根據(jù)表1 中整體系數(shù)的取值情況，發(fā)現(xiàn)當k2=1.18 時，鋼筋抗拉承載力的修正值F3′c與實測值Ft非常接近，最大偏差不超過8.0%，表明整體系數(shù)取1.18 較為合理，該值也與ACI 318?14[35]中要求的系數(shù)1.25 較為接近。為了便于分析，建議整體系數(shù)k2取1.2，由此得到組合系數(shù)k1也取1.2，該值與我國長期以來的恒載分項系數(shù)一致，有助于實際應用與推廣。

3.4 修正后套筒灌漿連接承載力計算方法初步應用

根據(jù)上述系數(shù)取值情況，利用表達式(6)計算高溫后套筒灌漿連接反復拉壓荷載作用下的界面黏結承載力F2c,a、F2c,b，對應分別利用表達式(9)、式(10)計算高溫后套筒灌漿料抗壓強度，均列于表1。從表1 發(fā)現(xiàn)：≤400 ℃高溫作用后，F(xiàn)2c,a、F2c,b近乎相等(最大偏差5.6%)且均高于F3′c(幅度可達28.2%以上)，表明界面黏結承載力高于鋼筋抗拉承載力，應該發(fā)生套筒外鋼筋斷裂，即失效模式Ⅰ，將其作為預測結果列于表1；600 ℃高溫作用后，F(xiàn)2c,a、F2c,b相差明顯且前者高于后者，幅度可達15.6%，同時前者、后者分別大于(幅度最高為4.4%)、小于(幅度最高為12.5%)F3′c，表明F2c,a的計算結果更精確。綜合不同高溫作用后的套筒灌漿連接反復拉壓作用下承載力計算情況，建議采用表達式(9)計算高溫后套筒灌漿料殘余抗壓強度，并基于由表達式(6)計算的黏結承載力(表1 中F2c)高于由表達式(7)計算的抗拉承載力(表1 中F3′c)28.2%而建議該差值大于28%時，判斷試件發(fā)生失效模式Ⅰ，否則發(fā)生失效模式Ⅱ，預測情況列于表1?？梢园l(fā)現(xiàn)，除試件組GS-A-400-CH 外，其余試件組失效模式的預測情況與實測結果完全一致，表明表達式(6)、式(9)用于高溫后套筒灌漿連接反復拉壓力學性能分析是可行的。

表1 套筒灌漿連接承載力計算方法的應用Table 1 Applications of the new method for bearing capacity of connections

4 套筒灌漿連接受力有限元仿真分析

研究發(fā)現(xiàn)[27?29]，高溫后套筒灌漿連接反復拉壓作用下失效模式在400 ℃、600 ℃時完全不同，同時≤600 ℃高溫作用后試件承載力下降幅度不超過10%。因此，有必要進一步明確套筒灌漿連接失效模式轉變以及承載力明顯下降的臨界溫度，有助于識別高溫后套筒灌漿連接的適用性與安全性，為此利用ABAQUS 軟件開展有限元仿真分析。

4.1 模型建立

根據(jù)規(guī)程[36]的規(guī)定，套筒灌漿連接的反復拉壓作用相當于地震作用，因此套筒灌漿料受壓本構采用本課題組建立的動態(tài)荷載作用下單軸受壓本構模型(表達式(11))，見圖4(a)的第一象限中曲線[37]，鋼筋本構采用雙折線模型(圖4(b))，套筒采用理想彈塑性模型(圖4(c))，均采用軟件中C3D8R 單元模擬。套筒灌漿料與套筒界面采用Tie連接，套筒灌漿料與鋼筋界面采用Cohesive 單元連接。在牽引力作用下，Cohesive 單元最常用的本構模型為雙折線[38?39]，見圖4(d)，在軟件中采用COH3D8 單元模擬。在圖4(d)中，根據(jù)圖2(e)套筒灌漿料受力特征，σmax取套筒灌漿料抗壓強度；τmax采用表達式(5)確定；s0、sf取值根據(jù)文獻[23]建立的方法確定，分別為0.77 mm、13.55 mm。根據(jù)對稱性，建立基于XOY 面的半結構模型(圖5(a))，單元數(shù)為7232，網(wǎng)格最大尺寸為12.5 mm，網(wǎng)格劃分情況見圖5(b)。

圖4 材料本構Fig. 4 Constitutive models of materials

圖5 模擬對象Fig. 5 The simulation model

4.2 結果對比與驗證

由于≤400 ℃高溫作用后試件的力學性能接近，因此以400 ℃為代表并聯(lián)合600 ℃，開展文獻[27 ? 29]中C 系列高溫后套筒灌漿連接反復拉壓作用仿真分析，得到套筒灌漿料與鋼筋界面損傷變量值(D)與加載時程(tc)的關系、荷載-位移曲線、加載完成狀態(tài)分別見圖6、圖7、圖8 所示。在圖6 中，設置0.7 為損傷臨界值，即超過該值后發(fā)生嚴重破壞或失效、小于該值則基本完好[40]。從圖6發(fā)現(xiàn)400 ℃高溫作用后模擬對象在UT、CH、CL分別作用下的套筒灌漿料與鋼筋界面損傷變量值分別為0.39、0.36、0.34，均小于0.7，表明界面基本完好；600 ℃高溫作用后模擬對象在三種加載方式下的損傷變量值均達到1，表明界面失效。在圖7 中，列舉了試件實測與模擬對象的荷載(F)-位移(Δ)曲線，發(fā)現(xiàn)：模擬與實測結果的曲線特征基本一致，且模擬曲線的上升段與強化段和鋼筋本構關系曲線形狀一致(圖4(b))；模擬結果曲線的上升段與實測結果幾乎完全重合；400 ℃高溫作用后，模擬對象的下降段與實測結果一致，也呈現(xiàn)豎直線性下落的特征；600 ℃高溫作用后，模擬對象的下降段與實測結果一致，均呈現(xiàn)非線性下落的特征；峰值荷載與表1 中的實測值非常接近，最大偏差約為6.0%。從圖8 中發(fā)現(xiàn)，400 ℃高溫作用后，模擬對象均出現(xiàn)套筒外鋼筋斷裂失效(失效模式Ⅰ)，與實測結果完全一致(表1)；600 ℃高溫作用后，模擬對象中套筒中部的矩形框(指套筒中部因為凸肋隔斷形成的套筒灌漿料圓柱體空隙)，相對初始狀態(tài)(圖6(d))明顯增大，即套筒灌漿料與鋼筋發(fā)生明顯相對位移，結合圖6中該界面的損傷情況，判斷模擬對象發(fā)生套筒灌漿料與鋼筋界面黏結滑移失效(失效模式Ⅱ)，與表1 中的實測一致。因此，高溫后套筒灌漿連接反復拉壓作用有限元仿真分析方法正確可行。

圖6 高溫作用后試件的套筒灌漿料與鋼筋界面損傷變量發(fā)展特征Fig. 6 Damage developments between grout and steel rebar of heat-damaged grouted sleeve connections

圖7 荷載(F)-位移(Δ)曲線Fig. 7 Curves of loads and displacements

圖8 失效模式示意Fig. 8 Failure modes from simulations

4.3 變參數(shù)分析

基于上述模擬方法的可行性，增加500 ℃、800 ℃、1000 ℃等三種目標溫度，進一步開展高溫后套筒灌漿連接反復拉壓性能的仿真分析。將套筒灌漿料與鋼筋界面的損傷變量值發(fā)展時程繪制于圖6，并列出模擬對象的荷載-位移曲線、加載完成后的失效特征分別見圖9、圖10 所示。同時，還將模擬對象的峰值荷載列于表2。從圖6 發(fā)現(xiàn)，500 ℃、800 ℃、1000 ℃高溫作用后界面損傷變量值均達到1，表明界面完整性遭到破壞；在圖9 中，發(fā)現(xiàn)中部矩形框相對初始狀態(tài)明顯增大，而且溫度越高，矩形框越大，且鋼筋并未斷裂。因此，判斷500 ℃、800 ℃、1000 ℃高溫作用后模擬對象發(fā)生失效模式Ⅱ，即400 ℃為套筒灌漿連接失效模式轉變的臨界溫度。從圖10 還發(fā)現(xiàn)，500 ℃、800 ℃、1000 ℃高溫作用后模擬對象荷載-位移曲線的上升段與強化段和鋼筋本構關系曲線形狀一致(圖4(b))，但下降段比常溫下模擬對象曲線下降更平緩，溫度越高越緩和且強化段越短。

圖9 高溫后(500 ℃、800 ℃與1000 ℃)模擬對象失效特征Fig. 9 Failure modes of heat-damaged connections after exposed to 500 ℃, 800 ℃ and 1000 ℃

圖10 高溫后(500 ℃、800 ℃與1000 ℃)套筒灌漿連接模擬對象的荷載-位移曲線Fig. 10 Curves of loads and displacements of connections after exposed to 500 ℃, 800 ℃ and 1000 ℃

將三種高溫作用后的峰值荷載列于表2。從表2 發(fā)現(xiàn)，相對常溫下的峰值荷載模擬值187.0 kN，500 ℃、800 ℃、1000 ℃高溫作用后模擬對象的峰值荷載下降幅度最小分別為2.3%、15.1%、20.6%，即≥800 ℃高溫作用后峰值荷載下降幅度明顯，可達15%以上。同時，基于500 ℃、800 ℃、1000 ℃高溫作用后模擬對象在反復拉壓作用下均發(fā)生失效模式Ⅱ，因此以表達式(6)計算套筒灌漿料與鋼筋界面的黏結承載力，也列于表2。對比模擬值、計算值發(fā)現(xiàn)，二者最大偏差8.2%，比較接近。此外，根據(jù)表1、2 發(fā)現(xiàn)，500 ℃、800 ℃、1000 ℃高溫作用后套筒灌漿連接的峰值荷載計算值相對常溫值(200.1 kN)下降幅度最小分別為0.9%、13.4%、22.0%，與模擬結果的下降幅度非常接近，再次表明表達式(6)的計算結果準確可行。根據(jù)模擬情況與計算結果，發(fā)現(xiàn)≥800 ℃高溫作用后套筒灌漿連接峰值荷載相對常溫值出現(xiàn)明顯下降，因此，建議400 ℃、800 ℃分別為套筒灌漿連接反復拉壓作用下失效模式轉變、峰值荷載明顯下降的臨界溫度。除以上分析結果外，以下的已有研究成果也可作為該建議的佐證：

表2 高溫后套筒灌漿連接承載力計算與模擬Table 2 The bearing capacity of connections by calculations and simulations

1)關于400 ℃為失效模式轉變臨界溫度的參考。根據(jù)肖建莊等[41? 42]的研究成果，≤400 ℃高溫作用下高強水泥基膠凝材料的強度下降緩慢，>400 ℃高溫作用下高強水泥基膠凝材料的強度急劇下降；馬江劍[25]的電鏡掃描結果顯示，400 ℃高溫作用后水泥基膠凝材料發(fā)生結晶水脫離，500 ℃高溫作用后水泥基膠凝材料中的Ca(OH)2分解為CaO 與H2O，膠凝材料的性能發(fā)生改變，即變得疏松、裂紋變大；套筒灌漿料出現(xiàn)裂縫與縫隙，則導致膠結力下降，出現(xiàn)失效模式的轉變[34]。

2)關于800 ℃為承載力明顯下降臨界溫度的參考。以屈服強度為例，相對常溫值，700 ℃、800 ℃、900 ℃高溫作用后鋼筋屈服強度下降幅度分別為9.3%、12.3%、14.3%[26]，可以看出800 ℃為鋼筋的抗拉承載力設計值明顯下降的臨界溫度。根據(jù)接頭不低于被連接鋼筋性能的原則，以800 ℃作為接頭承載力明顯下降的臨界溫度，既體現(xiàn)了該原則的存在性，又具有工程設計參考價值。

5 結論

基于上述理論分析、數(shù)據(jù)擬合、有限元仿真的結果，得到如下的結論：

(1) 根據(jù)套筒內部構造，套筒灌漿連接受力的失效模式包括兩大類型：當套筒內表面存在凸肋等突起物時，發(fā)生套筒外鋼筋斷裂、套筒灌漿料與鋼筋界面的黏結滑移失效中兩種模式之一；當套筒內表面光滑時，發(fā)生套筒外鋼筋斷裂、套筒灌漿料與鋼筋界面黏結滑移失效、套筒灌漿料與套筒界面黏結滑移失效中三種模式之一。

(2) 提出套筒灌漿連接承載力計算方法以及失效模式識別依據(jù)，并通過試驗數(shù)據(jù)計算結果，建議單調遞增受拉、反復拉壓作用下的擬合系數(shù)分別取0.203、0.158，組合系數(shù)、整體系數(shù)均取1.2，但400 ℃高溫作用后組合系數(shù)應取1.0。

(3) 通過套筒灌漿連接受力有限元仿真分析，捕捉到套筒外鋼筋斷裂失效過程及其模式，有助于套筒灌漿連接失效模式的精確識別。

(4) 套筒灌漿料抗壓強度達到85.1 MPa、鋼筋黏結長度達到7.7 倍鋼筋直徑時，套筒灌漿連接失效模式轉變、承載力明顯下降的臨界溫度分別為400 ℃、800 ℃。