余江滔，劉 媛，陸洲導，項 凱

（1.同濟大學 結構工程與防災研究所，上海 200092；2.天津消防研究所，天津 300000）

火災中，混凝土房屋的3種基本構件——板、梁、柱——都會受到不同程度的影響.混凝土梁、板位于房間的上部，處于火災中溫度最高的位置，通常受損最為嚴重.火災后混凝土構件的損傷評估是其修復和加固的基礎［1－2］.對此，國內外的研究者做了很多工作.王春華等［3］研究了高溫后簡支梁的強度損傷.El－Hawary M M 等［4－5］進行了混凝土簡支梁在受火后抗彎和抗剪強度的試驗研究.王孔藩［6］、徐志勝［7－9］等均進行過簡支構件受火后的殘余承載力研究.然而，這些試驗所采用的簡支構件在工程中應用較少，而且火災中簡支構件的受損部位位于混凝土截面受拉區(qū)，混凝土損傷對構件承載力的影響較小，無法真實地反映實際結構的損傷.一些學者也進行了連續(xù)構件的受火試驗［10－12］，但對火后的承載力并未進行研究.基于此，筆者進行了5塊連續(xù)板和7根連續(xù)梁的受火和受火后力學性能試驗（含加固后力學性能試驗），并對這批構件的力學性能進行分析，為火后受彎構件的損傷評估及火后加固構件的力學性能評估提供計算依據(jù).

1 試驗設計

試驗澆筑了5塊混凝土兩跨連續(xù)板和7根混凝土兩跨連續(xù)梁.板跨度為2.6m×2跨，寬度1.2m，板厚0.12m，如圖1所示.梁跨度為2.6m×2跨，截面200mm×300mm.為了真實地模擬實際工程，梁設計為T型帶翼緣截面，板翼緣寬度為900mm，厚度80mm，如圖2所示.澆筑板試件所用混凝土標號為C35，水泥、砂、石子、水的質量配合比為1∶2.24∶3.09∶0.54，棱柱體軸心抗壓強度為28.0MPa，彈性模量E＝2.94×104MPa；板中受力鋼筋為φ12的HPB 235鋼筋，屈服強度為286MPa，極限強度為408MPa，E＝2.15×105MPa.澆筑梁試件所用混凝土標號為C30，水泥、砂、石子、水的質量配合比為1∶2.73∶3.65∶0.63，棱柱體軸心抗壓強度為34.6 MPa，E＝3.39×104MPa；梁中受力鋼筋為 Φ14的HRB 335鋼筋，屈服強度為364MPa，極限強度為542MPa，E＝2.0×105MPa.

從板和梁試件中隨機選擇一個作為對比試件，進行常溫下靜載試驗.其余試件均先進行受火試驗，冷卻后部分試件直接進行靜載試驗，另一部分用CFRP（carbon fibre reinforced plastics）布加固后再進行靜載試驗，試驗工況如表1所示.

表1 試驗設計Tab.1 Test program

樓板的厚度較小，是火災中受火損傷最嚴重的構件.損傷檢測中，檢測人員往往關心其力學性能的變化，以決定是否需要鑿除.因此，本文中板的試驗方案著重考慮受火時間對力學性能的影響，受火時間從30min到100min.梁構件的截面尺寸較大.相同程度的火災中，梁的損傷往往低于樓板，一般達不到鑿除重澆的程度.因此，梁的試驗方案著重于修復和加固的效果，受火的時間跨度相對較小.

2 火災試驗

試件的火災試驗在同濟大學結構抗火試驗室進行.采用水平結構構件抗火試驗爐，如圖3所示（梁與板相似）.板為單面受火，梁為三面受火.

試件兩端支座分別為鉸支座和滾動支座，在兩端支座設置了液壓千斤頂向下約束構件端部來抑制在受火過程中因瞬態(tài)熱應變而造成的端部翹曲；連續(xù)試件中間部位采用龍門架拉接兩根Φ25鋼筋形成懸掛支撐.試驗時等代受荷面積上施加1.0kN·m－2至試件上模擬常遇荷載（荷載常遇系數(shù)取0.5）.分別采用滑阻式位移計和熱電偶（預埋）進行位移和溫度的測量.

圖3 混凝土板受火示意圖（單位：mm）Fig.3 Test setup for slabs subjected to fire（unit：mm）

除試件S1C外，其余試件均按照ISO 834標準曲線進行受火升溫.考慮可能發(fā)生的轟燃極限狀態(tài)，自升溫5min到升溫結束構件S1C的升溫曲線特設為高于標準升溫曲線200℃.

在升溫過程中發(fā)生的不均勻膨脹變形在冷卻至常溫時可大部分恢復.在荷載和支座的約束下，連續(xù)板構件中間支座上部兩側出現(xiàn)了橫向貫通裂縫，且隨著受火時間的增加，裂縫加大；連續(xù)梁翼緣上沿著垂直于跨度的方向出現(xiàn)多條裂縫，裂縫間距200mm左右.梁、板均出現(xiàn)了爆裂，爆裂多位于中支座兩側，深度均在10mm左右，有少量露筋現(xiàn)象，如圖4所示.

圖4 板底受火面爆裂情況Fig.4 Spalling on the bottom of slab

以試件L1為例，熱電偶測得溫度變化如圖5所示，其中d1，d2分別表示測點到梁側面和底面的距離.當溫度達到100℃時，混凝土對應的曲線有一個溫度平臺，這是因為在100℃時混凝土水分蒸發(fā)，吸收熱量，導致溫度升高緩慢.距梁底面25mm的混凝土由于距受火面較近，水分可以快速蒸發(fā)，溫度平臺不明顯.由于熱傳導性差，混凝土的溫度較爐溫有滯后性，且越遠離受火面滯后性表現(xiàn)得越明顯.

3 受火試件的加固

加固前，首先對構件受火面進行處理.根據(jù)受火程度不同，去除10～20mm的疏松混凝土層后外貼碳纖維布.碳纖維布的型號為COLAN AC236，設計厚度0.111mm，抗拉強度設計標準值3540MPa，彈性模量243GPa，伸長率1.81%；所用的配套樹脂膠的性能指標為：底層樹脂正拉黏結強度為3.2 MPa，找平材料正拉黏結強度為3.5MPa，浸漬樹脂的拉伸剪切強度為26MPa，拉伸強度為44MPa.

圖5 試件L1不同深度的溫度變化曲線Fig.5 Temperature curves at different depths of L1

為了進行加固效果的對比，連續(xù)板S1C僅選一跨進行加固，CFRP粘貼范圍為該跨板底受拉區(qū)（通長）和板頂支座受拉區(qū)（該跨900mm，并延伸至相鄰跨175mm）.連續(xù)梁跨內貼布的區(qū)域均貼有200mm寬的碳纖維布U型箍，凈距200mm，U型箍繞過梁底延伸至翼緣底.板面上粘貼的碳纖維布兩端設有碳纖維布壓條一層（S1C板頂寬150mm，板底寬100 mm；梁頂面寬200mm），詳見表2.

表2 受火試件加固方式Tab.2 Details of CFRP sheet strengthened test specimens

4 靜載試驗

采用千斤頂—分配梁進行加載，如圖6所示（板與梁相似）.板的加載點位置為跨中，梁的加載位置距離中支座和邊支座的距離比為2∶3.試驗采用分級加載制度.采用滑阻式位移計和電阻應變片測量構件的撓度和應變.

常溫板在加載中混凝土開裂首先發(fā)生在支座受拉區(qū)，然后跨中受拉區(qū)混凝土開裂，中支座受拉鋼筋屈服，最后跨中受拉鋼筋屈服導致試件破壞.受火板由于高溫的影響，中支座早已開裂，跨中板底出現(xiàn)龜裂，加載過程中跨中附近出現(xiàn)橫向通長裂縫.加載至最后，中支座兩側及跨中都出現(xiàn)了非常明顯的橫向通長裂縫，跨中撓度增加迅速，宣告梁達到極限狀態(tài).對于一側加固的S1C，加載中未加固跨跨中加載部位形成2條集中裂縫，而加固跨產生多條細密的平行裂縫，這一現(xiàn)象可以認為是碳纖維布對混凝土的約束作用造成的.未加固跨中支座混凝土被壓碎而破壞后僅對加固跨繼續(xù)加載，直至碳纖維布發(fā)生剝離，宣告此跨破壞.

常溫梁L0和受火梁L1和L4在加載時首先在跨中產生受彎裂縫，而由于碳纖維布的包裹，火后加固梁混凝土的裂縫較難觀察.與L0不同的是，當受火梁和火后加固梁的承載力接近于極限時，中支座附近受拉區(qū)混凝土形成的裂縫經腹板向中支座混凝土受壓區(qū)集中，該處混凝土受壓破壞導致梁破壞.受火梁L1和L4的裂縫數(shù)量較多，跨中撓度較大；而碳纖維布限制了火后加固梁受拉區(qū)混凝土的裂縫發(fā)展和梁的變形.

圖6 混凝土梁加載方式（單位：mm）Fig.6 Test set－up of the tested beams（unit：mm）

5 試驗結果分析

5.1 板的力學性能

盡管試件在相同的條件下澆筑和養(yǎng)護，兩跨的力學性能仍不可避免地存在差異.本文中，試件先達到其極限狀態(tài)的一跨稱為弱跨.出于安全方面的考慮，文中討論都是基于弱跨進行的（除S1C）.板試件弱跨加載點荷載—撓度曲線如圖7所示.從圖中可以看到荷載作用下常溫板S0，受火板S1—S4以及加固板S1C的力學反應存在明顯的差異.因此，本文擬從承載力、初始剛度、混凝土壓應變、鋼筋和碳纖維的拉應變幾個方面進行試驗數(shù)據(jù)的分析.

圖7 跨中荷載—撓度曲線Fig.7 The load—deflection curves of midspan

5.1.1 承載力

混凝土板的極限承載力的判斷以規(guī)范《混凝土結構試驗方法標準》（GB 50152—92）中的相關條款為依據(jù)，取弱跨的極限承載力為代表；為了研究受火后試件在正常使用極限狀態(tài)下的性能，取撓度為1／200板跨時對應的荷載作為正常使用承載力來進行比較.

圖8是試件的極限承載力與正常使用承載力隨受火時間變化的對比.由圖可見：受火后連續(xù)構件的承載力降低；隨著受火時間的增加，承載力呈下降趨勢且降低趨勢趨于緩和（S4的極限承載力和正常使用承載力降低約46%）；相對而言，正常使用承載力的降幅更大.

由于試件S1C的設計受火溫度高于標準升溫曲線200℃，其未加固跨的正常使用承載力甚至低于受火100min的試件S4（降低48%）.從圖7和8可知，S1C加固跨的承載力得到了充分的恢復和增強，極限和正常使用承載力比常溫梁分別高出30%和20%（比S1C未加固跨提高73%和131%）.可以認為，受火后極限承載力和正常使用承載力的損失可以通過碳纖維加固來恢復甚至加強.

圖8 各板極限承載力和正常使用承載力的比較Fig.8 Comparison of ultimate bearing capacity and serviceability bearing capacity between slabs

連續(xù)構件的承載力與受力鋼筋配筋率及混凝土的抗壓強度關系密切.已有試驗研究表明，受火后混凝土的抗壓強度與受火的溫度歷史有關，受火溫度越高，時間越長，混凝土的抗壓強度降低越明顯.而受火冷卻后，鋼筋的強度變化不大，過火溫度低于600℃時，冷卻后熱軋鋼的強度基本不受影響［13］（本試驗鋼筋的最高溫度為575℃）.因此，可以認為試件的承載力下降主要是因為混凝土材性的劣化造成的.

5.1.2 初始抗彎剛度

表3列出了受火后連續(xù)板試件的初始抗彎剛度.由表可見：受火后連續(xù)板的初始抗彎剛度嚴重降低；隨著受火時間的增加，初始抗彎剛度呈下降趨勢；與承載力相比，初始剛度的降幅更大.由圖7和表3可知，S1C加固跨的初始剛度比未加固跨提高50%，與常溫梁相比仍沒有明顯的提高.但加載后期碳纖維發(fā)揮作用后，構件的抗彎剛度有了明顯的增強.

表3 混凝土板初始抗彎剛度Tab.3 The initial bending rigidity ratio of slab specimens

受彎構件的初始抗彎剛度主要由截面的幾何形狀和混凝土的彈性模量決定，與配筋關系較小.研究表明，高溫后混凝土彈性模量的降幅要遠大于抗壓強度的降幅，而且降幅隨著受火程度的加重而增大［14－15］.因此，受火后試件初始抗彎剛度的降幅要遠大于抗彎承載力的降幅.

如表3所示，經過受損混凝土置換和CFRP加固后，S1C加固跨的初始剛度比未加固跨有所提高，但仍遠低于常溫板的剛度.這一現(xiàn)象可以歸結為以下原因：首先，混凝土受損嚴重，且鑿除替換的深度僅為10～20mm，根本無法完全置換受損部分；其次，CFRP布僅具有單向抗拉強度，對于試件剛度的貢獻甚至小于普通鋼筋.

5.1.3 混凝土應變

在截面塑性鉸充分發(fā)展之前，可以認為S0—S4試件的內力分布是接近的.由圖9可見，在相近的內力作用下，受火程度嚴重的板，中支座受壓區(qū)混凝土應變較大.板頂跨中受壓區(qū)混凝土有相同的規(guī)律.這是由于受火后混凝土彈性模量下降，要在板的截面內形成足夠的彎矩，混凝土的應變值自然會較大，且受火程度不同，增大幅度也不同.對于S1C加固跨，待碳纖維布發(fā)揮作用后板頂跨中混凝土壓應變增速變小.

圖9 板底中支座混凝土荷載—應變曲線Fig.9 Load—strain curves of concrete on bottom near the middle support

5.1.4 鋼筋及CFRP應變

混凝土板跨中受拉鋼筋和CFRP的應變如圖10所示.初始階段，混凝土尚未出現(xiàn)受拉裂縫，應力沒有轉移至鋼筋和碳纖維，此時的應變都比較小.隨著荷載的增加，受火試件的支座區(qū)較早開裂，出現(xiàn)塑性鉸，導致內力重分布，彎矩向跨中轉移，相同荷載下，跨中彎矩增大，使得S2，S4和S1C的未加固跨的鋼筋應變增加較快.而S1C加固跨由于碳纖維的作用，開裂較晚，鋼筋和碳纖維拉應力增加得也較慢.

圖10 板底跨中鋼筋及CFRP荷載—應變曲線Fig.10 Load—strain curves of steel and CFRP at the bottom of mid－span

5.2 梁的力學性能

圖11為梁試件弱跨加載點的荷載—撓度曲線.可知，相同荷載條件下，受火梁的撓度增大明顯，加固梁的撓度值有所恢復，但仍然高于未受火梁.

圖11 梁加載點荷載—撓度曲線Fig.11 Load—deflection curves at loading points

5.2.1 承載力

圖12和13是試件的極限承載力和正常使用承載力的比較.極限承載力的判斷仍以《規(guī)范混凝土結構試驗方法標準》（GB 50152—92）中的相關條款為依據(jù)；正常使用承載力則取連續(xù)梁“弱跨”撓度達到1／250跨度時對應的荷載.

圖12 梁試件的極限承載力Fig.12 Ultimate bearing capacity of beams

由圖可見，受火后梁的極限承載力和正常使用承載力均低于未受火梁的承載力.與板的試驗結果相比，梁的承載力降幅不明顯，這是由于與板相比梁的截面尺寸（高度）要大得多，由于混凝土導熱性較差，相同受火時間下梁受溫度影響的程度要低于板.由于各試件的受火時間相差不大，在本次試驗中承載力隨受火時間的增加而降低的現(xiàn)象沒有得到明顯的體現(xiàn).

圖13 梁試件的正常使用承載力Fig.13 Serviceability bearing capacity of beams

從加固效果來看，碳纖維布加固后梁的承載力有明顯提高，基本達到甚至超過了未受火梁，尤其是對正常使用承載力的提高作用明顯.在跨中梁底粘貼2層碳纖維布的L3C和L6C加固效果最好，其中L3C相對于受火時間相同的L1極限承載力提高14%，正常使用承載力提高46%；效果最不理想的是僅在梁頂支座處粘貼1層碳纖維布的L5C，承載力相對于受火時間相同的L4僅有微小幅度的提高（極限承載力提高4%，正常使用承載力提高5%）.所以，用碳纖維布加固受火后連續(xù)梁時，粘貼位置選在跨中梁底會取得較好的效果.

5.2.2 初始剛度

由圖11可知，在加載初期，未受火梁L0的初始抗彎剛度大于受火梁（L1—L6C）.即使是經過受損混凝土的置換和碳纖維加固，受火后加固梁的初期抗彎剛度仍低于未受火梁L0.直到加載后期，鋼筋屈服、碳纖維充分發(fā)揮作用后，加固梁體現(xiàn)出高于未受火梁的剛度.

表4列出了梁試件的初始抗彎剛度，可以發(fā)現(xiàn)受火梁試件的初始剛度降幅大于其承載力的降幅，原因與板相似，在此不再贅述.由于試件截面尺寸的原因，梁的剛度降幅小于板試件.

與板試件相比，梁試件的配筋率較高但碳纖維用量較少，加上梁試件本身受損相對較輕，使得CFRP布的作用較弱.

6 結論

（1）隨著受火時間的增加和受火溫度的升高，構件的極限承載力和正常使用承載力均逐漸降低且后者的降幅大于前者的降幅.

（2）連續(xù)構件受火后，初始剛度降幅遠大于承載力降幅.

（3）在同等受火條件下，連續(xù)板構件力學性能的損傷要大于連續(xù)梁構件.

（4）采用碳纖維布加固可以提高受火后連續(xù)構件的極限承載力和正常使用承載力，使其恢復到甚至超過受火前的狀態(tài).但對于初始剛度而言，碳纖維加固的效果有限.

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