張　聰，丁一寧，曹明莉

(1.大連理工大學 海岸與近海工程國家重點實驗室，遼寧 大連 116024；

2. 大連理工大學 建筑材料研究所，遼寧 大連 116024)

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混雜纖維自密實混凝土簡支梁高溫后剩余承載力試驗與計算

張聰1，丁一寧1，曹明莉2

(1.大連理工大學 海岸與近海工程國家重點實驗室，遼寧 大連 116024；

2. 大連理工大學 建筑材料研究所，遼寧 大連 116024)

摘要：近年來建筑火災頻發(fā)，而隨著自密實混凝土在建筑工程中的廣泛應用，開展自密實混凝土以及纖維自密實混凝土抗火性能的研究已變得尤為重要。針對自密實混凝土的抗火功能，研究了鋼纖維、結(jié)構(gòu)性PP纖維以及細PP纖維對高溫作用后自密實混凝土簡支梁剩余承載力的影響，并推導了一種考慮混雜纖維作用的簡支梁高溫后抗彎承載力計算模型，以期通過對纖維自密實混凝土構(gòu)件高溫后剩余承載力的量化與預測，為火災后結(jié)構(gòu)的維修和加固提供參考與依據(jù)。

關(guān)鍵詞：抗火功能；纖維自密實混凝土；高溫作用；抗彎承載力

0引言

火災是建筑結(jié)構(gòu)所面臨的最為嚴重的災害之一，火災一旦發(fā)生往往造成嚴重的人員傷亡、巨大的社會影響和經(jīng)濟損失。大量的建筑火災實例表明，火災通常會導致建筑結(jié)構(gòu)混凝土的爆裂和力學性能劣化，從而對建筑結(jié)構(gòu)產(chǎn)生嚴重的損壞，并降低結(jié)構(gòu)的承載力、安全性和耐久性[1]。隨著纖維自密實混凝土在建筑結(jié)構(gòu)中越來越為廣泛的應用，對纖維自密實混凝土構(gòu)件的高溫承載力劣化程度進行量化，將對火災后結(jié)構(gòu)的維修和加固具有重要意義[2]。

目前，對于普通鋼筋混凝土構(gòu)件高溫下以及高溫后極限承載力的計算一般采用以下基本假定：截面溫度場已知；截面應變依然符合平截面假定；鋼筋與混凝土之間無相對滑移；不考慮混凝土的高溫抗拉作用。李引擎等較早得給出了鋼筋混凝土構(gòu)件高溫承載力的計算方法，通過對截面溫度分布進行網(wǎng)格劃分并考慮各網(wǎng)格內(nèi)材料強度的折減來進行構(gòu)件高溫承載力的計算[3]。屈立軍等則通過截面寬度折減的方式來計算鋼筋混凝土構(gòu)件的高溫承載力，將矩形截面等效為階梯形截面，使計算結(jié)果與實驗結(jié)果更為接近[4]。王學謙等通過對梁截面的離散化而求得梁截面溫度場，并以此對混凝土和鋼筋的高溫性能進行折減，最后由內(nèi)力平衡關(guān)系得到梁的高溫極限承載力[5]。過鎮(zhèn)海等參考歐洲抗火規(guī)范給出的T500法[6]，給出了混凝土強度折減的二折線方法，該承載力計算方法較為簡便[7-8]。熊學玉等通過將高溫截面轉(zhuǎn)化為一個等效勻質(zhì)截面對鋼筋混凝土構(gòu)件高溫下的撓度進行了計算[9]。Dotreppe等對鋼筋混凝土柱的高溫性能進行了分析，并給出了混凝土和鋼筋在四面受火情況下強度的折減系數(shù)[10]。

目前對于纖維混凝土構(gòu)件高溫承載力的計算方法研究相對較少，且普通鋼筋混凝土構(gòu)件高溫下以及高溫后極限承載力計算過程中所采用的基本假定并不完全適用于纖維混凝土構(gòu)件，由于纖維(尤其是結(jié)構(gòu)型鋼纖維)的存在，并不能簡單地忽略其高溫抗拉作用，因為纖維依然可以通過橋聯(lián)裂縫而產(chǎn)生影響，這也是纖維混凝土構(gòu)件高溫承載力計算過程中需要特別注意的問題。

本文針對自密實混凝土的抗火功能，研究了鋼纖維、結(jié)構(gòu)性PP纖維以及細PP纖維對高溫作用后自密實混凝土簡支梁剩余承載力的影響，并推導了一種考慮混雜纖維作用的簡支梁高溫后抗彎承載力計算模型，本文研究成果可以為火災后結(jié)構(gòu)的維修和加固提供參考與依據(jù)。

1實驗

1.1原材料

實驗原材料包括P·O 52. 5R普通硅酸鹽水泥；優(yōu)質(zhì)石英砂，0～5 mm，細度模數(shù)為2.6，屬于中砂；碎石粗骨料，5～15 mm；一級袋裝粉煤灰，0.045 mm方孔篩篩余≤9.2%；Sika聚羧酸類高效減水劑(SP)； 纖維采用RC-80/60-BN型鋼纖維，纖維長度60 mm，長徑比80、WK-8結(jié)構(gòu)型PP纖維，長度45 mm，長徑比60以及WK-2細PP纖維，長度9 mm，長徑比500，纖維形貌，如圖1所示。梁底受拉鋼筋為HRB400級螺紋鋼，其中?10螺紋鋼筋實測屈服強度為475 MPa、抗拉強度為643 MPa，?8螺紋鋼筋實測屈服強度為491 MPa、抗拉強度為651 MPa；架立筋和箍筋為?6.5 HPB235級光圓鋼筋，箍筋間距為55 mm。

圖1　實驗中所使用的纖維

實驗所采用自密實混凝土的強度等級為C60，基準配合比為水泥400 kg/m3、粉煤灰160 kg/m3、砂子764.8 kg/m3、石子832 kg/m3；其中，水灰比0.45，水膠比0.32，減水劑基準摻量為膠凝材料用量的1.2%，各組配比中減水劑摻量根據(jù)新拌混凝土工作性進行微調(diào)。共設(shè)計了12組簡支梁，各梁的配筋情況和纖維摻量如表1所示。

表1　高溫簡支梁配筋情況與纖維摻量

1.2構(gòu)件設(shè)計

簡支梁截面幾何尺寸為150 mm×150 mm，計算跨度1 050 mm，混凝土保護層厚度為25 mm，剪跨比為2.9，簡支梁配筋如圖2所示。

圖2　簡支梁配筋圖

1.3實驗設(shè)備與方案

簡支梁澆筑成型14 d后拆模，養(yǎng)護至28 d后放入火災高溫試驗臺進行高溫實驗。采用高溫試驗爐進行簡支梁的明火實驗，如圖3(a)所示。參照德國標準DIN 18160，火災升溫曲線如圖3(b)所示。

實驗中通過荷載傳感器測量荷載的大??；在梁跨中和加載點處采用位移傳感器(LVDT)測量梁的撓度，如圖4所示。加載前，先施加5 kN荷載進行預壓，之后分等級力加載，加載速率為0.1 kN/s，荷載等級以10 kN為間隔；每級加載結(jié)束持載約10 min，觀測試驗梁裂縫分布和擴展情況。加載至約0.7倍的極限承載力時，將加載方式切換至位移加載，加載速率為0.5 mm/min，直至實驗結(jié)束。

2結(jié)果與討論

2.1荷載-撓度曲線

圖5給出了各組簡支梁高溫后的彎曲荷載-撓度曲線。

圖3　火災實驗爐與火災實驗用溫度-時間曲線

圖4簡支梁測點布置圖

Fig 4 Measure points of simple supported beams

通過對比可以發(fā)現(xiàn)：(1) 高溫后簡支梁并沒有明顯的初裂點，至梁屈服前，梁荷載-撓度曲線基本呈線性變化；在配筋率為0.56%時，相比于無纖維簡支梁SSB-1H，摻加30 kg/m3鋼纖維以及混摻1 kg/m3細PP纖維+20 kg/m3鋼纖維對高溫后簡支梁屈服前的抗彎剛度影響并不明顯；摻加30 kg/m3鋼纖維以及混摻1 kg/m3細PP纖維+20 kg/m3鋼纖維對高溫后簡支梁的屈服荷載影響不大，但使梁的峰值荷載分別提高了21.1%和9.9%；相比于摻加30 kg/m3鋼纖維簡支梁SSB-2H以及混摻1 kg/m3細PP纖維+20 kg/m3鋼纖維簡支梁SSB-3H的荷載-撓度曲線可以發(fā)現(xiàn)，梁SSB-3H的峰值荷載低于梁SSB-2H，說明高溫后簡支梁的承載力主要受鋼纖維影響，細PP纖維的影響不大。

圖5　各組簡支梁高溫后的荷載-撓度曲線

但是同時也應看到，相比于單摻30 kg/m3鋼纖維簡支梁SSB-2H，混摻1 kg/m3細PP纖維+20 kg/m3鋼纖維簡支梁SSB-3H高溫后的承載能力并沒有明顯降低，同時也依然高于無纖維簡支梁SSB-1H；相比于SSB-1H，纖維的摻入使高溫后簡支梁梁峰值荷載所對應的撓度減小，在配筋率為0.56%時，摻加30 kg/m3鋼纖維以及混摻1 kg/m3細PP纖維+20 kg/m3鋼纖維使高溫后簡支梁的峰值撓度分別減小了28.4%和33.3%。

(2) 在配筋率為0.56%時，混摻6 kg/m3結(jié)構(gòu)型PP纖維+20 kg/m3鋼纖維以及三摻0.5 kg/m3細PP纖維+20 kg/m3鋼纖維+3 kg/m3結(jié)構(gòu)型PP纖維對高溫后簡支梁的屈服荷載以及梁屈服前剛度的影響同樣不明顯，但是使高溫后簡支梁的峰值荷載分別提高了16.3%和3.4%；對比摻加30 kg/m3鋼纖維簡支梁SSB-2H，可以發(fā)現(xiàn)混摻6 kg/m3結(jié)構(gòu)型PP纖維+20 kg/m3鋼纖維使梁高溫后的峰值荷載降低了4.8%；相比于SSB-1H，單摻50 kg/m3鋼纖維使梁高溫后的屈服荷載和峰值荷載分別提高了18.4%和33.2%，均明顯高于SSB-2H、SSB-3H、SSB-4H以及SSB-5H，說明相比于細PP纖維和結(jié)構(gòu)型PP纖維，鋼纖維對于梁高溫后力學性能的改善效果更明顯；相比于SSB-1H，在配筋率為0.56%時，混摻6 kg/m3結(jié)構(gòu)型PP纖維+20 kg/m3鋼纖、三摻0.5 kg/m3細PP纖維+20 kg/m3鋼纖維+3 kg/m3結(jié)構(gòu)型PP纖維以及單摻50 kg/m3鋼纖維使簡支梁高溫后的峰值撓度分別減小了18.8%，17.2%和40.3%，說明提高鋼纖維摻量將進一步降低梁高溫后的峰值撓度。

(3) 在配筋率為0.56%時，混摻1 kg/m3細PP纖維+40 kg/m3鋼纖維、混摻40 kg/m3鋼纖維+4 kg/m3結(jié)構(gòu)型PP纖維以及三摻0.5 kg/m3細PP纖維+40 kg/m3鋼纖維+2 kg/m3結(jié)構(gòu)型PP纖維對高溫后簡支梁的屈服荷載以及梁屈服前剛度的影響并不明顯，但是使高溫后簡支梁的峰值荷載分別提高了15.3%，22.3%和19.3%；對比于SSB-6H，可以發(fā)現(xiàn)不論是混摻1 kg/m3細PP纖維+40 kg/m3鋼纖維的簡支梁SSB-7H、混摻40 kg/m3鋼纖維+4 kg/m3結(jié)構(gòu)型PP纖維的簡支梁SSB-8H還是三摻0.5 kg/m3細PP纖維+40 kg/m3鋼纖維+2 kg/m3結(jié)構(gòu)型PP纖維的簡支梁SSB-9H，其高溫后的極限承載力均低于SSB-6H，同樣說明相比于細PP纖維和結(jié)構(gòu)型PP纖維，鋼纖維對于梁高溫后力學性能的改善效果更明顯；相比于SSB-1H，在配筋率為0.56%時，混摻1 kg/m3細PP纖維+40 kg/m3鋼纖維、混摻40 kg/m3鋼纖維+4 kg/m3結(jié)構(gòu)型PP纖維以及三摻0.5 kg/m3細PP纖維+40 kg/m3鋼纖維+2 kg/m3結(jié)構(gòu)型PP纖維使簡支梁高溫后的峰值撓度分別減小了23.1%，33.9%和42.2%；對比于SSB-3H、SSB-4H和SSB-5H，可以發(fā)現(xiàn)提高鋼纖維摻量將進一步降低梁高溫后的峰值撓度。

(4) 在配筋率為1.31%時，相比于無纖維簡支梁SSB-10H，摻加30 kg/m3鋼纖維以及混摻1 kg/m3細PP纖維+20 kg/m3鋼纖維對高溫后簡支梁屈服前的抗彎剛度影響并不明顯；而摻加30 kg/m3鋼纖維以及混摻1 kg/m3細PP纖維+20 kg/m3鋼纖維對高溫后簡支梁峰值荷載并無顯著影響；對比于SSB-2H及SSB-4H，可以發(fā)現(xiàn)當配筋率增大時，纖維對于梁高溫后力學性能的改善效果相對減弱；相比于SSB-10H，纖維的摻入使梁高溫后峰值荷載所對應的撓度減小，在配筋率為1.31%時，摻加30 kg/m3鋼纖維以及混摻6 kg/m3結(jié)構(gòu)型PP纖維+20 kg/m3鋼纖維使簡支梁高溫后的峰值撓度分別減小了22.3%和17.7%。

2.2承載力計算方法

參考歐洲規(guī)范BS EN1992-1-2∶2004，以500 ℃等溫線為混凝土強度折減計算的標準，即假定溫度低于500 ℃的混凝土區(qū)域其強度同常溫強度而不進行折減，因此將保留截面的全部面積；假定溫度高于500 ℃的混凝土區(qū)域其強度為零，因此將忽略該部分截面面積。在本文忽略細PP纖維對高溫后RC梁承載力的貢獻，而僅考慮鋼纖維和結(jié)構(gòu)型PP纖維的影響，可得到無纖維RC梁等效截面為hT5=117 mm，bT5=150 mm；相應地，鋼纖維RC梁與混雜纖維RC梁的等效截面分別為127 mm×150 mm和114 mm×150 mm。

2.2.1承載力計算時的基本假定

(1) 截面溫度場為已知。本文通過結(jié)合實驗數(shù)據(jù)和數(shù)值模擬結(jié)果來確定各類型RC梁的截面溫度場；(2) 平截面假定依然適用；(3) 鋼筋與混凝土之間粘結(jié)良好、無滑移，變形協(xié)調(diào)；(4) 受拉區(qū)混凝土采用纖維混凝土的受拉本構(gòu)模型，應力-應變關(guān)系采用式

(1)

式中，εcr為纖維混凝土開裂應變，取0.00015；σf為纖維混凝土開裂后纖維通過橋聯(lián)作用所承擔的拉應力，MPa；εtu為纖維混凝土極限拉應變，取0.025。

(5) 受壓區(qū)混凝土采用式(2)所示受壓本構(gòu)關(guān)系，高溫后可按下式計算混凝土極限壓應變

T為等效截面受壓區(qū)最外邊緣混凝土所經(jīng)歷的最高溫度

(2)

式中，fc為軸心抗壓強度，MPa；ε0為與fc對應的混凝土壓應變，取0.002；εcu為混凝土極限壓應變，取0.0035。

(3)

(4)

(5)

2.2.2高溫后極限承載力計算

(6)

(7)

xT=0.8cT

(8)

(9)

(10)

其中，τf,st為鋼纖維與混凝土間的界面剪切應力，MPa，對于端部彎鉤鋼纖維可取為混凝土基體抗拉強度的2.5倍[12]；λst為鋼纖維的長徑比；Vf,st為鋼纖維的體積摻量；Fbe,st為鋼纖維的形狀特征系數(shù)，對于端部彎鉤型鋼纖維取1.2。

(11)

(12)

其中，τf,sy為結(jié)構(gòu)型PP纖維與混凝土間的界面剪切應力，MPa，對于Double duoform結(jié)構(gòu)型PP纖維可取為1.1 MPa；λsy為結(jié)構(gòu)型PP纖維的長徑比；Vf,sy為結(jié)構(gòu)型PP纖維的體積摻量；Fbe,sy為結(jié)構(gòu)型PP纖維的形狀特征系數(shù)，對于Double duoform結(jié)構(gòu)型PP纖維可取為1.2。此外，在本文中，由于細PP纖維無法用作結(jié)構(gòu)型纖維，因此其對簡支梁高溫后極限抗彎承載力的影響不予考慮。

圖6　高溫后鋼筋纖維混凝土梁破壞階段應力應變分布

Fig6Stressandstraindistributionoffiberreinforcedconcretebeamcontainingconventionalsteelrebarafterhightemperature

高溫后簡支梁極限承載力的計算值與試驗值的對比如表2和圖7所示，可以看到，采用本文給出的承載力模型的計算結(jié)果與實驗結(jié)果符合程度較高，說明本文的承載力計算方法可以用于混雜纖維自密實混凝土簡支梁高溫后極限承載力的預測。

表2高溫后簡支梁極限承載力計算結(jié)果與試驗結(jié)果對比

Table2Comparisonbetweencalculationandexperimentalresultsforultimateloadcapacityofsimplysupportedbeamsafterfireexposure

編號鋼纖維Vf/%結(jié)構(gòu)型PP纖維Vf/%fc/MPabT/mmhT/mm鋼筋溫度/℃fyT/MPaMu,cal/kN·mMu,exp/kN·mMu,cal/Mu,expSSB-1H0063.21501175504495.7818.800.657SSB-2H0.385066.71501275004539.16510.660.860SSB-3H0.256063.51501275004538.0489.680.832SSB-4H0.2560.65968.41501146004458.59410.240.839SSB-5H0.2560.33065.11501146004458.2739.100.909SSB-6H0.641065.315012750045311.38211.730.971SSB-7H0.513067.315012750045310.27310.151.012SSB-8H0.5130.43964.515011460044510.60710.850.978SSB-9H0.5130.22062.215011460044510.39310.500.990SSB-10H0063.215011755043412.74120.830.612SSB-11H0.385066.715012750043816.00522.050.726SSB-12H0.2560.65968.415011460043115.34920.300.756

圖7高溫后簡支梁極限承載力試驗結(jié)果與計算結(jié)果對比

Fig7Comparisonoftheexperimentalresultsandthepredictedresultsforultimateloadcapacityofsimplysupportedbeamsafterhightemperature

3結(jié)論

通過研究，可以得到以下結(jié)論：

(1)纖維的引入提高了自密實混凝土梁高溫后的承載力，峰值荷載所對應的撓度隨之變小，剛度隨之增大。

(2)相比于結(jié)構(gòu)型PP纖維和細PP纖維，鋼纖維對承載力的提高作用更為明顯；纖維對于梁承載力和變形的影響隨著配筋率的提高而減小。

(3)參考歐洲規(guī)范，通過二臺階法對纖維的貢獻進行了折減，推導了一種考慮混雜纖維作用的自密實混凝土簡支梁高溫后抗彎承載力計算模型，計算結(jié)果與試驗測試結(jié)果符合程度較好。

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Experiment and calculation of residual load bearing capacity of hybrid fiber reinforced self-consolidating concrete simply supported beams after fire exposure

ZHANG Cong1，DING Yining1，CAO Mingli2

(1. State Key Laboratory of Coastal and Offshore Engineering,Dalian University of Technology, Dalian 116000, China；2. Institute of Building Materials, School of Civil Engineering,Dalian University of Technology, Dalian 116000, China)

Abstract:In recent years, the building fire occurs very frequently. With the widely use of self-consolidating concrete (SCC) in construction engineering, studying the fire resistance of SCC and fiber reinforced SCC has become particularly important. Focusing on the fire resistance property, the influence of steel fiber, macro PP fiber and micro PP fiber on the load capacity of SCC simply supported beams after fire exposure was investigated in this paper. Meanwhile, a calculation method for load capacity of SCC beams was proposed by taking the effect of hybrid fibers into consideration. It is hoping to provide a reference to the maintenance and reinforcement of structures after fire exposure by quantifying and predicting the residual load bearing capacity of fiber reinforced SCC beams.

Key words:fire resistance; fiber reinforced self-consolidating concrete; high temperature; flexural loading capacity

DOI:10.3969/j.issn.1001-9731.2016.03.028

文獻標識碼：A

中圖分類號：TU528.01

作者簡介：張聰(1988-)，男，博士研究生，主要從事纖維混凝土材料與結(jié)構(gòu)的高溫研究。

基金項目：國家自然科學基金面上資助項目(51578109，51478082)

文章編號：1001-9731(2016)03-03151-07

收到初稿日期：2015-06-12 收到修改稿日期：2015-09-20 通訊作者：曹明莉，E-mail: caomingli3502@163.com