韓重慶 陳玲珠 許清風(fēng)，* 肖建莊 邵 棚 王明謙

（1.東南大學(xué)建筑設(shè)計(jì)研究院有限公司，南京210096；2.上海市建筑科學(xué)研究院上海市工程結(jié)構(gòu)安全重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海200032；3.同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院，上海200092；4.東南大學(xué)土木工程學(xué)院，南京210096）

0 引 言

鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)是工業(yè)建筑中常用的結(jié)構(gòu)形式之一，針對(duì)鋼筋混凝土梁火災(zāi)后性能的研究已有較多的研究成果。EI-Hawary 等［1］對(duì)鋼筋混凝土簡(jiǎn)支梁不同受火時(shí)間后抗彎性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究。研究表明，隨著受火時(shí)間的增加，混凝土梁開(kāi)裂荷載和極限荷載減小，破壞撓度增大。Kumar等［2］進(jìn)行了鋼筋混凝土簡(jiǎn)支梁受火后性能試驗(yàn)研究。研究發(fā)現(xiàn)，受火后梁初始剛度的下降程度明顯大于臨近極限時(shí)的剛度下降程度；且受火時(shí)間越長(zhǎng)，梁的截面剛度下降程度越大。Kodur 等［3］進(jìn)行了3 根鋼筋混凝土簡(jiǎn)支梁火災(zāi)后極限承載力的試驗(yàn)研究，試驗(yàn)表明梁受火后的抗彎能力仍大部分保留，并結(jié)合有限元分析，提出了一種評(píng)估受火后梁殘余承載力的方法。張威振［4］進(jìn)行了高溫后鋼筋混凝土簡(jiǎn)支梁的試驗(yàn)及有限元分析，研究了升溫時(shí)間、配筋率、冷卻方式對(duì)高溫后混凝土梁力學(xué)性能的影響。王全鳳等［5］進(jìn)行了5 根HRBF500鋼筋混凝土梁受火冷卻后力學(xué)性能的試驗(yàn)。結(jié)果表明，高溫后HRBF500鋼筋混凝土梁的承載力下降顯著，受火時(shí)間、配筋率和預(yù)加荷載對(duì)其耐火性能均有影響。陸洲導(dǎo)等［6］進(jìn)行受火后鋼筋混凝土連續(xù)梁受力性能的對(duì)比試驗(yàn)研究。結(jié)果表明:當(dāng)截面受壓區(qū)直接受火時(shí)，剛度及承載力都有較大降低；當(dāng)截面受拉區(qū)直接受火時(shí)，剛度及承載力變化較小。王國(guó)輝等［7］研究了受火時(shí)間、剪跨比、混凝土強(qiáng)度、箍筋直徑和箍筋間距等對(duì)受火后鋼筋混凝土梁抗剪承載力和剛度的影響規(guī)律。劉橋等［8］對(duì)高強(qiáng)鋼筋混凝土連續(xù)T形梁受火后性能進(jìn)行了研究。研究表明，隨著受火時(shí)間增加，受火后連續(xù)梁的屈服荷載和極限荷載均明顯下降；火災(zāi)后連續(xù)梁彎曲剛度顯著降低。但以上研究并未涉及工業(yè)建筑中常用鋼筋混凝土吊車(chē)梁火災(zāi)后的受力性能。

鑒于此，本文進(jìn)行足尺鋼筋混凝土吊車(chē)梁受火后力學(xué)性能的對(duì)比試驗(yàn)研究，并采用有限條帶法對(duì)其極限承載力進(jìn)行計(jì)算，為鋼筋混凝土吊車(chē)梁受火后鑒定評(píng)估和加固修復(fù)提供科學(xué)依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

共進(jìn)行了2 根足尺鋼筋混凝土吊車(chē)梁試驗(yàn)研究，其中，1 根為未受火對(duì)比試件CB-1，1 根為ISO 834 等效受火60 min 后自然冷卻試件CB-2。為研究既有工業(yè)建筑中常用鋼筋混凝土吊車(chē)梁的力學(xué)性能，試件選用圖集《鋼筋混凝土吊車(chē)梁（工作級(jí)別A4、A5）》（04 G323-2）［9］中的中級(jí)工作制吊車(chē)梁DL-3Z。混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)為C30，鋼筋強(qiáng)度等級(jí)為HRB400 和HRB335。吊車(chē)梁長(zhǎng)度為5.95 m，試件尺寸和配筋詳見(jiàn)圖1 所示。為便于滑觸線的安裝，在腹板上預(yù)留四個(gè)直徑為25 mm的小圓孔。試件CB-2 受火時(shí)，為模擬實(shí)際工作狀態(tài)其持荷為CB-1極限承載力的30%。

圖1 試件尺寸及截面配筋圖（單位:mm）Fig.1 Geometry and reinforcement arrangement of specimens（Unit:mm）

鋼筋混凝土吊車(chē)梁采用預(yù)拌商品混凝土澆筑，粗骨料為硅質(zhì)，混凝土實(shí)測(cè)力學(xué)性能詳見(jiàn)表1，表中fcu為混凝土立方體抗壓強(qiáng)度，fc為混凝土棱柱體抗壓強(qiáng)度，Ec為混凝土彈性模量。鋼材實(shí)測(cè)力學(xué)性能詳見(jiàn)表2，表中fsy為鋼筋屈服強(qiáng)度，fst為鋼筋極限抗拉強(qiáng)度。

表1 混凝土實(shí)測(cè)力學(xué)性能參數(shù)Table 1 Mechanical properties of concrete

表2 鋼筋實(shí)測(cè)力學(xué)性能參數(shù)Table 2 Mechanical properties of steel rebar

1.3 試驗(yàn)裝置

對(duì)比試件CB-1 在靠近三分點(diǎn)處進(jìn)行加載，加載裝置如圖2（a）所示。試驗(yàn)采用分級(jí)加載，每級(jí)荷載施加穩(wěn)定后持荷5～10 min。由于爐膛尺寸的限制，CB-2 受火過(guò)程中跨度為5.2 m，在三分點(diǎn)處進(jìn)行加載，加載裝置如圖2（b）所示。CB-2 受火試驗(yàn)前，先分級(jí)加載至CB-1 極限承載力的30%（根據(jù)跨中彎矩等效原則確定），持荷15 min 后再進(jìn)行受火試驗(yàn)；靜載試驗(yàn)加載方案與CB-1 相同，分級(jí)加載至試件破壞。靜載試驗(yàn)在受火試驗(yàn)結(jié)束后3個(gè)月左右進(jìn)行。

圖2 試驗(yàn)裝置（單位:mm）Fig.2 Test setup（Unit:mm）

考慮到試件的對(duì)稱(chēng)性，僅在一側(cè)布置應(yīng)變片。為量測(cè)吊車(chē)梁試件跨中截面的應(yīng)變變化，沿橫截面梁高側(cè)面布置應(yīng)變片，具體測(cè)點(diǎn)布置如圖3（a）所示；為測(cè)量縱筋應(yīng)變，在常溫試件不同位置縱筋上布置應(yīng)變片，鋼筋應(yīng)變片在混凝土澆筑之前預(yù)埋，具體測(cè)點(diǎn)布置如圖3（b）所示。為量測(cè)吊車(chē)梁上表面混凝土沿縱向的應(yīng)變變化，沿梁縱向上表面等距布置應(yīng)變片，具體測(cè)點(diǎn)布置如圖4 所示。在試件跨中、加載點(diǎn)處和支座處布置位移傳感器以量測(cè)其豎向位移，具體布置見(jiàn)圖2。荷載、應(yīng)變和豎向位移均通過(guò)動(dòng)態(tài)應(yīng)變采集系統(tǒng)進(jìn)行測(cè)讀。

在受火試驗(yàn)過(guò)程中，采用鎳鉻合金K 型熱電偶量測(cè)試件不同位置混凝土和鋼筋的溫度變化，熱電偶的量程為-200 ℃～1 100 ℃。熱電偶的讀數(shù)通過(guò)水平試驗(yàn)爐電儀控制系統(tǒng)采集?；炷翢犭娕疾贾萌鐖D5所示。

圖3 跨中截面鋼筋和混凝土應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置（單位:mm）Fig.3 Strain measurements layout of steel and concrete at mid-span cross section（Unit:mm）

圖4 翼緣上表面混凝土應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置（單位:mm）Fig.4 Concrete strain measurements layout at top surface of flange（Unit:mm）

圖5 混凝土熱電偶布置（單位:mm）Fig.5 Concrete thermocouple layout（Unit:mm）

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

2.1 對(duì)比試件CB-1

對(duì)比試件CB-1 開(kāi)始加載時(shí)，由于純彎段彎矩很小，截面沒(méi)有開(kāi)裂，試件表現(xiàn)為彈性變形特征。當(dāng)荷載增加至44 kN時(shí)，試件跨中兩側(cè)出現(xiàn)3條細(xì)直裂紋，寬度在0.05 mm 左右，裂縫基本呈豎直走勢(shì)，高度約為350 mm。隨著荷載繼續(xù)增加，原有裂縫進(jìn)一步向上延伸，在已有裂縫相鄰區(qū)域又出現(xiàn)新的豎直裂縫，部分裂縫向上延伸到一定高度以后開(kāi)始斜向發(fā)展，最大裂縫長(zhǎng)度達(dá)600 mm，最大的裂縫寬度為0.25 mm。加載至110 kN 時(shí)，純彎段豎向裂縫繼續(xù)向上延伸，彎剪段在預(yù)留孔洞部位開(kāi)始出現(xiàn)45°向斜裂縫。隨著荷載繼續(xù)增加，純彎段豎向裂縫的數(shù)量和長(zhǎng)度趨于穩(wěn)定，但裂縫寬度繼續(xù)增大，最大裂寬達(dá)4 mm；彎剪段原有斜裂縫不斷沿著45°向加載點(diǎn)延伸，同時(shí)在原有斜裂縫和支座之間出現(xiàn)新的斜裂縫。加載至220 kN 時(shí)，跨中撓度達(dá)到16.6 mm，最大裂縫寬度達(dá)到1.5 mm。加載至320 kN 時(shí)，加載點(diǎn)處受壓翼緣混凝土突然壓酥剝落，跨中撓度達(dá)139.9 mm，最大斜裂縫寬度達(dá)9 mm、純彎段最大豎向裂縫寬度達(dá)5.1 mm，試件在加載點(diǎn)處發(fā)生混凝土壓潰破壞。試件CB-1破壞如圖6所示。

圖6 CB-1試件破壞圖Fig.6 Failure modes of specimen CB-1

2.2 受火后試件CB-2

2.2.1 受火試驗(yàn)

試件CB-2 持荷為105 kN（由于受火試驗(yàn)中受爐膛尺寸限制，梁跨度為5.2 m，持荷值根據(jù)跨中彎矩等效原則確定），持荷穩(wěn)定后跨中撓度為15 mm；受火18 min 后試件翼緣上表面開(kāi)始有白色水霧冒出。隨著受火時(shí)間增加，霧氣越來(lái)越大。受火50 min后加載點(diǎn)至端部區(qū)域翼緣上表面開(kāi)始有液態(tài)水溢出，范圍逐漸擴(kuò)大。此時(shí)發(fā)現(xiàn)火災(zāi)試驗(yàn)爐內(nèi)實(shí)測(cè)溫度明顯低于ISO 834 標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線的對(duì)應(yīng)溫度，按照實(shí)際輸出能量與按ISO 834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線升溫 60 min 輸出能量相等的原則［10］，按圖7 進(jìn)行等效計(jì)算，需將本次受火試驗(yàn)的受火時(shí)間延長(zhǎng)至90 min 方代表試件CB-2 按ISO 834 等效受火60 min。

圖7 不同升溫曲線等效計(jì)算Fig.7 Equivalent caculation of different temperature curves

繼續(xù)受火試驗(yàn)，當(dāng)受火58 min 時(shí)火災(zāi)試驗(yàn)爐內(nèi)發(fā)出巨響，推測(cè)為混凝土在高溫作用下的爆裂。受火60 min后，翼緣上表面溢出水呈條狀分布，并逐漸連成一片。受火90 min時(shí)（相當(dāng)于ISO 834受火60 min）?；?，此時(shí)翼緣上表面水分不斷蒸發(fā)，此后打開(kāi)風(fēng)機(jī)，試件自然冷卻，冷卻過(guò)程中繼續(xù)持荷120 min 后卸載。待爐內(nèi)溫度降至室溫時(shí)打開(kāi)爐蓋，發(fā)現(xiàn)試件表面有較多細(xì)微裂縫，分布雜亂無(wú)章，腹板底部混凝土疏松但未出現(xiàn)露筋現(xiàn)象，靠近支座處腹板側(cè)面混凝土大面積爆裂、爆裂區(qū)箍筋和腰筋外露（圖8（b））。

圖8 CB-2試件受火試驗(yàn)現(xiàn)象Fig.8 Phenomenon of fire test of specimen CB-2

2.2.2 靜載試驗(yàn)

受火后試件CB-2 開(kāi)始加載后，原有細(xì)微裂縫無(wú)規(guī)律、無(wú)方向地延伸，裂縫寬度基本不變。加載至70 kN 時(shí)，跨中區(qū)域出現(xiàn)4 條新的豎向裂縫，裂縫寬度0.02 mm。隨著荷載繼續(xù)增加，豎向裂縫不斷出現(xiàn)和向上延伸，豎向裂縫最大寬度達(dá)0.20 mm；彎剪段出現(xiàn)45°向斜裂縫，斜向裂縫最大寬度達(dá)0.15 mm。加載至190 kN時(shí)，斜向裂縫最大寬度達(dá)0.3 mm；加載至240 kN時(shí)，斜裂縫最大寬度達(dá)2.3 mm。加載至245 kN 時(shí)，試件跨中撓度由97.5 mm 迅速增大到129.0 mm，不適宜繼續(xù)加載，試驗(yàn)發(fā)生彎曲破壞。試件CB-2破壞如圖9所示。

圖9 CB-2試件破壞圖Fig.9 Failure modes of specimen CB-2

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 溫度場(chǎng)分布

在受火試驗(yàn)過(guò)程中，各溫度測(cè)點(diǎn)測(cè)得的混凝土溫度變化如圖10所示。

由圖10 可知，各試件升降溫趨勢(shì)大致相同，隨著受火時(shí)間增加各測(cè)點(diǎn)溫度升高；?；鸷?，靠近受火面測(cè)點(diǎn)溫度開(kāi)始下降，離受火面較遠(yuǎn)測(cè)點(diǎn)溫度繼續(xù)升高；由于混凝土內(nèi)部殘留水分蒸發(fā)吸收大量熱量，致使距離受火面較遠(yuǎn)測(cè)點(diǎn)在100 ℃出現(xiàn)溫升平臺(tái)段；試件腹板三面受火，沿橫截面寬度和高度方向均存在溫度梯度；試件翼緣單面受火，僅沿橫截面高度方向存在溫度梯度。

3.2 荷載-位移曲線

各試件荷載-跨中撓度曲線如圖11 所示，主要試驗(yàn)結(jié)果如表3所示。表中屈服荷載Py根據(jù)等能量法確定［11］。

圖10 試件CB-2各測(cè)點(diǎn)溫度隨時(shí)間變化圖Fig.10 Temperature development of specimen CB-2 with time

圖11 各試件荷載-跨中撓度曲線Fig.11 Load-deflection curve of each specimen

表3 主要試驗(yàn)結(jié)果Table 3 Main test results

由圖11 和表3 可知，試件加載初期均處于彈性狀態(tài)，荷載-位移曲線近似為直線；隨著荷載增加，試件進(jìn)入彈塑性階段，呈明顯的非線性。受火后試件CB-2 的屈服荷載和屈服撓度較對(duì)比試件CB-1 分別降低15.3%和46.2%，極限荷載和極限撓度分別降低23.4%和7.8%。而受火60 min 對(duì)900 mm 高鋼筋混凝土吊車(chē)梁試件初始彎曲剛度影響有限。受火后承載力下降主要是由于受火后鋼筋強(qiáng)度下降造成。由于吊車(chē)梁高度較高，受火60 min損傷混凝土厚度相對(duì)較小，因此，吊車(chē)梁初始彎曲剛度下降有限。

3.3 應(yīng)變分析

3.3.1 混凝土

不同荷載作用下試件跨中截面混凝土應(yīng)變沿截面高度的變化如圖12 所示。加載過(guò)程中，腹板受拉區(qū)混凝土逐漸開(kāi)裂，到加載后期，腹板受拉區(qū)應(yīng)變片均損壞。由圖12 可知，吊車(chē)梁試件混凝土應(yīng)變基本符合平截面假定。

圖12 跨中混凝土應(yīng)變沿截面高度的變化Fig.12 Variation of concrete strain distribution along height at mid-span cross-section

不同荷載作用下試件翼緣上表面混凝土應(yīng)變沿跨度方向的變化如圖13所示。由圖13可知，試件翼緣上表面混凝土壓應(yīng)變最大值在跨中附近，試件破壞時(shí)混凝土最大壓應(yīng)變約0.003 3。

3.3.2 鋼筋

圖13 翼緣上表面混凝土應(yīng)變沿截面跨度的變化Fig.13 Variation of concrete strain distribution at top surface of flange along span

試件CB-1 跨中截面鋼筋應(yīng)變隨荷載變化如圖14所示。由圖14可知，鋼筋應(yīng)變隨荷載增加而增加，當(dāng)荷載達(dá)到220 kN 時(shí)底部受力鋼筋進(jìn)入屈服階段。鋼筋最大應(yīng)變小于極限拉應(yīng)變0.015，表明鋼筋未拉斷，與試驗(yàn)現(xiàn)象相符。

圖14 試件CB-1荷載-鋼筋應(yīng)變曲線Fig.14 Load-steel rebar strain curves of specimen CB-1

3.4 延性系數(shù)

試件延性性能可采用位移延性系數(shù)μ或能量延性系數(shù)λ評(píng)價(jià)。其中，位移延性系數(shù)為極限荷載時(shí)跨中撓度Δu與初始屈服點(diǎn)所對(duì)應(yīng)跨中撓度Δy的比值；而能量延性系數(shù)則為達(dá)到極限荷載時(shí)的能量值Eu和達(dá)到屈服荷載時(shí)的能量值Ey的比值。延性系數(shù)分析結(jié)果如表4所示。

表4 延性系數(shù)分析結(jié)果Table 4 Ductility ratio by analysis

由表4 可知，基于撓度法和能量法計(jì)算的延性系數(shù)的對(duì)應(yīng)關(guān)系一致，受火后吊車(chē)梁試件的延性明顯高于未受火對(duì)比試件。

4 承載力分析

采用廣東省標(biāo)準(zhǔn)《建筑混凝土結(jié)構(gòu)耐火設(shè)計(jì)技術(shù)規(guī)程》［12］中提出的有限條帶法對(duì)鋼筋混凝土吊車(chē)梁試件的承載力進(jìn)行計(jì)算。各試件極限承載力實(shí)測(cè)值和計(jì)算值對(duì)比如表5所示。由表5可知，條帶法針對(duì)受火后吊車(chē)梁試件的受彎極限承載力的預(yù)測(cè)誤差在8.6%以?xún)?nèi)，符合工程精度要求，可用于火災(zāi)后截面較高鋼筋混凝土吊車(chē)梁剩余承載力的計(jì)算。

表5 極限承載力計(jì)算結(jié)果Table 5 Calculation results of ultimate capacity

5 結(jié) 論

（1）吊車(chē)梁試件受火過(guò)程中，升曲線在100 ℃左右有一持續(xù)平臺(tái)；混凝土內(nèi)部溫度達(dá)到最高溫度的時(shí)間較?；饡r(shí)間延后，且距離受火面越遠(yuǎn)的溫度測(cè)點(diǎn)，延后效應(yīng)越明顯。

（2）受火后鋼筋混凝土吊車(chē)梁極限荷載和極限撓度分別降低23.4%和7.8%。吊車(chē)梁試件初始剛度并無(wú)顯著差異。

（3）有限條帶法針對(duì)受火后鋼筋混凝土吊車(chē)梁的承載力的預(yù)測(cè)誤差在8.6%以?xún)?nèi)，符合工程精度要求。