配箍率对火灾后钢筋混凝土短柱力学性能影响试验*

蔡祖荣， 陈 俊

(湘潭大学 土木工程与力学学院，湖南 湘潭 411105)

火灾是高频灾种[1-2]，中国每年发生建筑火灾约15万起，影响巨大且损失惨重.混凝土工程量大面广，高温影响材料性能和结构内力，温度和荷载有耦合作用，温度-荷载路径对材料本构关系和构件受力性能有影响[3].钢筋混凝土结构在经受高温作用后，性能大大削弱，变形显著加剧，危及结构安全，导致结构发生局部破坏甚至整体倒塌[4].

张家广等[5]对火灾全过程作用后的钢筋混凝土短柱进行了试验，试验过程中轴压力不变，变量有最高温度和轴压比.试验结果表明：钢筋混凝土短柱在有初始荷载作用后，高温后的剩余承载力有明显提高；相同温度时，剩余承载力随着轴压比增大呈现先增大后减小的趋势.

霍静思等[6]进行了混凝土棱柱体试件在不同高温降温阶段下的轴压力学性能试验研究.试验结果表明，试件在不同高温降温阶段的轴心抗压强度值会有一定的波动，但变化范围不大，波动幅度基本不超过10%，少数在15%左右.结果还表明混凝土自由降温变形随温度的下降而升高，并且在下降相同温度幅值时，混凝土在升温段的最高温度值越大，其降温变形量越小.

Annerel等[7]对高温作用的混凝土施加了预荷载作用，发现预荷载对高温后混凝土力学性能影响显著，可使高温后混凝土的剩余强度以及弹性模量有所提高，其中强度可提升3%～9%.当最高温度为500 ℃时，轴压比为0.2的试件抗压强度要高于轴压比为0.3的试件.

吴波等[8]对约束钢筋混凝土柱进行了标准火灾后的剩余承载力以及轴压刚度的试验研究.结果表明：随受火时间延长，剩余轴压刚度减小；轴压比较大的试件，其剩余承载力较低；提高试件的轴向约束刚度可使剩余承载力下降幅度减小.

吴波等[9]对高温后有约束和无约束高强混凝土的力学性能进行了试验研究.试验结果表明，高温后约束高强混凝土的主要力学性能均表现出不同程度的降低，无约束高强混凝土高温时爆裂现象严重，约束高强混凝土高温时未发生爆裂.但其采用的是边长为100 mm的钢筋混凝土立方体及棱柱体试件进行高温后力学性能试验，试件尺寸较小且未考虑高温过程对试件力学性能的影响.以上是部分国内外学者对高温下和高温后钢筋混凝土的力学性能指标损伤规律和变形特性进行的研究.

实际工程中，由于钢筋混凝土柱截面尺寸较大，一般配置较多箍筋，且不同位置配箍率也不完全相同，同时，真实火灾时，结构柱均承受一定的竖向荷载.而目前对足尺混凝土柱，在不同轴压比、不同配箍率下遭受火灾后的力学性能研究较少.为此本文开展了经ISO834-1h标准火灾高温全过程作用后的足尺钢筋混凝土短柱轴压力学性能试验研究，研究配箍率对其剩余承载力、刚度及延性的影响，为钢筋混凝土结构火灾后的力学性能评估和修复加固提供参考.

1 试验概况

1.1 试件设计

试验设计了12个短柱试件，试件尺寸和配筋情况如图1所示，纵筋采用4根直径18 mm的HRB400级钢筋，箍筋分别采用直径为6 mm，8 mm，10 mm的HPB300级钢筋，保护层厚度为20 mm，分多批浇筑.混凝土配合比为：m(水泥)∶m(水)∶m(砂)∶m(石子)=89∶24∶135∶239 (kg/m3)，坍落度为30～80 mm，原材料采用425#普通硅酸盐水泥、中砂(河砂)、卵石(粒径为5～25 mm).图2为试验现场情况.试件详情如表1所示.

表1 试件表1)

1)试件编号栏第一个字母“A、B、C”分别表示试件体积配箍率为0.38%，0.68%，1.06%；第二个数字“2、4、6”表示标准火灾全过程中施加的轴压比为0.2，0.4，0.6.n=N0/Nu，N0为试验时对试件所施加的轴向初始荷载，Nu为常温下轴压极限承载力.

1.2 试验装置及测量系统

试验装置：主要试验装置为湘潭大学结构试验室的400 t两通道电液伺服加载控制系统和多功能结构试验高温炉，如图3所示.测量系统：本试验测量的内容包括三个方面：(1) 短柱轴压力的测量及保持，轴压力大小由两通道电液伺服加载系统直接测量，根据设计轴压力，由系统自动保持.(2) 高温炉内温度的测量及保持，在高温炉壁内侧放置热电偶测量炉内温度，采用智能温控仪测定并控制炉内温度-时间关系.(3) 短柱轴向变形的量测，采用DH3821应变测量系统，配以CDP位移计测定试件升降温全过程的轴向变形.

1.3 试验方法

试验分为三个阶段：第一阶段为常温施压阶段，按设计方案对试件施加轴向初始荷载.第二阶段为按照设定的ISO834-1h升降温曲线(图4)进行升温、降温，直至试件完全冷却至常温.试验过程中控制两通道电液伺服加载系统保持轴向压力不变，直至高温热徐变充分发展完成.第三阶段为高温全过程作用后对试件进行轴压力学性能试验，考查试件高温后的力学性能.

1.4 试验现象

高温全过程试验阶段中，约15 min后开始有水蒸气从炉子缝隙或上方防火棉中逸出；约30 min后水蒸气持续增多；约70 min后水蒸气逐渐减少.混凝土柱在试验开始后20～40 min时间段，有明显的混凝土爆裂声音.拆炉后发现混凝土柱角部爆裂较严重.

如图5所示为高温全程试验结束后试件表面裂缝分布情况.高温后试件表面颜色变黄，部分表面爆裂.随轴压比增大，裂缝更多且更宽，爆裂现象也更为严重.

如图6所示为高温全过程作用后轴压力学试验完成后试件的破坏形态.破坏主要发生在试件的中部位置，此处混凝土保护层全部剥落，核心混凝土破坏严重.破坏处可见内部纵筋与箍筋，且纵筋弯曲严重，部分箍筋绑扎处破坏.

2 试验结果

试验主要结果如表2所示.N0为施加初始荷载，Nu为试件承载力标准值，NuT为试件高温后极限承载力，NuT/Nu为强度损伤系数，EAT为试件高温后轴压刚度，EAT/EA为刚度损伤系数.

表2 试验主要结果

2.1 常温试件荷载-纵向应变关系

图7所示为常温试件的荷载(N)-纵向应变(ε)关系曲线.由图可见，常温下随着体积配箍率的增加，弹性阶段增长，极限承载力呈增大趋势.试件A、B、C的极限承载力分别是3 386 kN、3 184 kN、3 862 kN，对应峰值应力分别为37.6 MPa、35.4 MPa、42.9 MPa.混凝土轴心抗压强度分别是31.7 MPa、31.1 MPa、35.4 MPa.A、B、C试件所达到的峰值应力相对其混凝土轴心抗压强度分别提高18.6%、13.8%、21.2%.由此看出，箍筋的约束作用有效地提高了混凝土的承载力.

2.2 标准火灾全过程变形

试件各阶段的轴向变形值如表3所示，配箍率与最大膨胀变形关系及残余变形关系如图8及图9所示.在升温结束后试件进一步膨胀，到达峰值后逐渐减小，最终试件处于压缩状态.比较A、B、C三组试件的最大膨胀变形发现，B组的变形最大，A、C组比较接近.而三组试件的残余变形则无明显规律.图10为A、B、C三组试件在相同轴压比作用下的标准火灾全过程作用中的轴向变形(δ)-时间(t)关系曲线.由图可见，随着轴压比的增大，三组试件的膨胀变形阶段明显变短，说明荷载会抑制混凝土的受热膨胀，而配箍率对试件的火灾全过程变形影响不显著，无明显规律.

表3 高温全过程试件变形

图11为火灾全过程试件的轴向变形速率(Vδ)-时间(t)关系曲线.《建筑构件耐火试验方法》规定极限轴向压缩变形量为H/100=9 mm，极限轴向压缩变形速率为3H/1 000(mm/min) = 2.7(mm/min).试件A6在试验过程中发生破坏，其轴向变形速率超过允许值，其他试件轴向变形速率均未超过规范允许值，未发生破坏.如图9所示，B组试件的膨胀变形速率略大于A、C组试件，其他无明显规律.试件B2、C2的最大轴向变形率分别是试件A2的1.18、1倍，试件B4、C4的最大轴向变形速率分别是试件A4的1.33、0.77倍，试件C6的最大轴向变形速率是试件B6的1.387倍.总体来说体积配箍率对轴向变形率及峰值变化影响不大.

2.3 标准火灾全过程荷载-应变关系

图12为试件的荷载(N)-轴向变形(ε)关系曲线.荷载-轴向应变曲线包括三个阶段，即高温全过程前的常温加载阶段、高温全过程作用阶段，以及高温全过程作用后的加载阶段.由图可见，N-ε关系曲线有以下特点：高温全过程作用后试件都有明显的残余变形，且残余变形随着轴压比的增大而增大.

3 试验结果分析

3.1 承载力损伤及抗压强度损伤

如表2所示，随体积配箍率增大，试件高温后剩余承载力大部分都有明显提高，承载力损伤系数整体呈增大趋势.如试件B2、C2是试件A2的1.03、1.30倍，试件B4、C4是试件A4的0.91、1.18倍，试件C6是试件B6的1.25倍.

如图13所示为本试验试件强度损伤系数fcT/fc与配箍率ρv的关系，与采用吴波[9]提出的高温后约束高强混凝土峰值应力随加热温度和体积配箍率的变化规律所得强度损伤系数与体积配箍率关系对比图.fcT为高温后约束混凝土的峰值应力；fc为常温下无约束混凝土的峰值应力.通过比较本试验与吴波[9]试验结果可知，体积配箍率对钢筋混凝土剩余承载力影响很大，强度损伤系数随体积配箍率增大而增大.但从图13中可以看出，本试验结果均低于吴波[9]试验结果，主要原因是本文的试件受初始荷载作用，且尺寸较大，造成试件内部的温度梯度较大，应力分布不均，从而降低了试件高温后的承载能力.

3.2 轴压刚度

如图14所示为试件轴压刚度损伤系数(EAT/EA)与配箍率(ρv)的关系.EAT为试件高温后轴压刚度，取轴压荷载-应变曲线上荷载值为0.4NuT点的切线刚度(NuT为火灾后试件轴向极限承载力)，当初始荷载N0大于0.4NuT时，取轴压荷载-应变曲线上荷载值为N0点的切线刚度为试件的轴压刚度，EA为试件施加初始荷载阶段的轴压刚度.由图9和表1可以看出，不同体积配箍率系列试件，高温后轴压刚度系数随着体积配箍率的增大呈增大趋势.试件B2、C2灾后的剩余承载力刚度损伤系数是试件A2的1.10，1.46倍，试件B4、C4火灾后的剩余承载力是试件A4的1.02，1.05倍，试件C6火灾后的剩余承载力是试件B6的1.04倍.此结果与吴波[9]所得试验结果不同.

表4 试件变形

试件编号εy/(106)εu/(106)μTμT/μ0A110234173.101.00A2206144361.210.39A4105446531.490.48A6----B102328862.821.00B2190125791.360.48B4125220031.600.57B6125222001.760.63C122928612.331.00C2183240211.140.49C4128143211.330.57C682545271.700.73

3.3 延性分析

如图15为试件高温后延性损伤系数(μT/μ0)与配箍率(ρv)的关系.由图15和表4可以看出不同体积配箍率系列试件，高温后延性系数比值随着体积配箍率的增大而增大.如试件B2、C2高温后的延性系数比值是试件A2的1.23、1.26倍，试件B4、C4高温后的延性系数比值是试件A4的1.19、1.19倍，试件C6高温后的延性系数比值是试件B6的1.16倍.

4 结论

本文通过对标准火灾全过程作用后的钢筋混凝土短柱轴压力学性能的试验研究，分析体积配箍率对火灾后钢筋混凝土短柱的力学性能的影响规律，在本试验参数范围内，得到如下结论：

(1) 随着体积配箍率的增大，火灾后构件的剩余承载力、轴压刚度和延性均有不同程度的增大，表明体积配箍率的增加可提高火灾后钢筋混凝土短柱的力学性能.当体积配箍率从0.38%增大到0.68%，试件的承载力损伤系数无明显变化，轴压刚度损伤系数提高6%，延性损伤系数提高21%；体积配箍率从0.68%增大到1.06%，试件的承载力损伤系数提高27%，轴压刚度损伤系数提高13%，延性损伤系数提高6%.

(2) 随着体积配箍率增大，构件的膨胀变形、残余变形、变形速率等无明显规律，表明体积配箍率对火灾后钢筋混凝土短柱的变形性能影响不明显.