钢筋混凝土梁火灾下抗剪性能的试验研究

2019-06-07杨志年齐建全段开达王兴国

广西大学学报（自然科学版） 2019年6期

杨志年，齐建全，段开达，王兴国

(1.华北理工大学建筑工程学院，河北唐山063210；2.河北省地震工程研究中心，河北唐山063210)

0 引言

钢筋混凝土梁作为建筑结构应用最广泛的承重构件之一，在火灾中将有很大概率与楼板一起直接受火。随着温度的升高，梁内混凝土和钢筋材料力学性能下降，会导致梁发生破坏，甚至引起结构的整体倒塌，因此，研究钢筋混凝土梁火灾下的力学性能意义非常重大。目前国内外相关学者对钢筋混凝土梁的力学性能进行了大量研究[1-15]，但研究主要针对梁常温下的力学性能或者火灾下梁正截面的抗弯性能，而对梁火灾下的斜截面抗剪性能研究较少。火灾下，梁内钢筋尤其是箍筋温度升高，会导致其屈服强度下降，梁斜截面抗剪能力降低，最终发生剪切破坏，这种破坏发生时，构件延性较小，脆性破坏特征明显。

基于此，本研究通过对5根足尺钢筋混凝土梁进行恒载—升温条件下的标准火灾试验，研究了混凝土保护层厚度和剪跨比等对梁火灾下斜截面抗剪性能的影响，得到了梁内温度场分布、梁的竖向及轴向变形，梁的最终破坏形态以及梁最终的耐火极限。研究成果可以为钢筋混凝土梁的抗火设计理论提供补充。

1 试件设计

为研究钢筋混凝土梁火灾下的抗剪性能，进行了5根足尺钢筋混凝土简支梁的标准火灾试验。试验梁长均为4.5 m，净跨4.0 m，梁的截面尺寸为400 mm×200 mm。梁混凝土均采用C30商品混凝土，水泥采用42.5级普通硅酸盐水泥，细骨料为河砂(中砂)，粗骨料为10～20 mm碎石，粒径为5～31.5mm。混凝土配合比为水泥∶砂∶石子∶水∶掺合料(粉煤灰)：外加剂(减水剂)=0.78∶2.05∶2.26∶0.46∶0.22∶0.026。试验当天，混凝土的实测抗压强度为34.45 MPa，梁表面混凝土含水率为4.2 %。梁内纵筋采用直径为25 mm的HRB400级钢筋，实测屈服强度为445 MPa，抗拉强度为610 MPa，梁内箍筋采用直径为6 mm的HPB300级钢筋，实测屈服强度为325 MPa，抗拉强度475 MPa，箍筋间距为200 mm。梁的截面尺寸及配筋见图1。考虑不同混凝土保护层厚度及剪跨比对钢筋混凝土梁火灾下抗剪性能的影响，共设计制作了5根足尺钢筋混凝土梁进行火灾下的抗剪性能试验。其中梁L1、L2、L3的混凝土保护层厚度分别为10 mm、25 mm和40 mm，剪跨比均采用2.0。梁L4和L5的剪跨比分别为1.2和3.4，混凝土保护层厚度均为25 mm，如表1所示。

图1 试验梁尺寸及配筋Fig.1 Arrangement of reinforcement of the beam

表1 参数设计Tab.1 Parameter design

2 试验方法

所有试验均为钢筋混凝土简支梁在恒定荷载作用下按照ISO834标准升温曲线进行的火灾试验，对梁的加载形式为两点加载，试验中，利用油压千斤顶、分配钢梁及钢辊轴将集中荷载对称地施加到试验梁顶部，加载点的位置根据试验梁剪跨比的不同进行调整。根据欧洲混凝土结构设计规范，火灾作用下，经过抗火设计的钢筋混凝土梁最大容许荷载为：

Fd, ft=ηftFd，

(1)

式中：Fd为常温设计下梁所能承担的最大荷载值；

ηft为火灾下荷载效应的折减系数(通常情况下，仓库取为0.7，其余情况取为0.6)。

为方便试验结果对比，本文火灾中各梁施加的集中荷载相同，均为按照梁L5计算的经抗火设计最大容许荷载80.8 kN(火灾折减系数取为0.7)。为保证火灾下各梁靠近支座处的受剪区域受热均匀，试验中各梁的简支支座均布置在试验炉体内部，为防止支座受热变形，支座采用特制耐火钢材加工制作，并且外部以防火硅酸铝岩棉包裹进行保护。布置好的试验加载装置见图2和图3。

图2 试验加载装置示意图Fig.2 Loading equipment of the test

图3 试验装置全貌Fig.3 Full view of the test equipment

试验中，各梁均采用三面受火，梁混凝土温度由预先埋入梁内的自制K型热电偶量测，在梁跨中及1/4跨度处选取两个截面进行热电偶布置，每个截面沿竖向和横向分别布置5个测点，每两个相邻热电偶的间距分别为80和50 mm，见图4。试验梁钢筋骨架绑扎时，预先在纵筋和箍筋上安装固定K型热电偶，以量测火灾中梁内钢筋的温度，其中梁箍筋在四条边中点处分别布置一个温度测点。试验中，所有数据由安捷伦34980A数控采集仪每5 s采集一次，并接入计算机自动存储。

图4 梁内热电偶布置Fig.4 Positions and details of thermocouples in the beam

试验中，梁的竖向挠度由布置在梁顶的差动式位移传感器测量，每根梁在跨中、加载点及支座处共布置5个位移测点，如图5所示。梁端的轴向变形由专门设计制作的面内位移测量装置量测，以保证位移量测的准确性。试验梁轴向变形量测装置如图6所示。

图5 梁的位移计布置Fig.5 Positions of displacement transducers

图6 梁端轴向变形测量装置Fig.6 Details of setup to measure the axial deformation of the beam

3 试验结果

3.1 试验炉温

火灾下试验炉炉温随时间变化曲线见图7，清楚起见，图中仅绘出了梁L1、L2、L3的实测炉温曲线，由图可见，各试验实测炉温曲线与标准升温曲线吻合较好，火灾中，试验炉的最高炉温超过了1 100 ℃。

3.2 试验现象

图7 试验炉炉温—时间曲线Fig.7 Furnace temperature versus time

试验前期，各梁顶部有少量水蒸气散出，随着受火时间的增长，梁顶部逐渐有水分渗出。整个试验过程中未听见明显的混凝土爆裂声，但停火后观察梁表面，发现部分区域混凝土发生爆裂脱落现象。火灾下，各试验梁在靠近梁端支座处均产生了明显的斜裂缝，梁的破坏形态均为受剪破坏，梁表面的裂缝开展情况及最终破坏形态见图8。由图可见，受火过程中，各梁除了在表面产生大量龟裂裂缝之外，梁端部均产生了上下贯穿的斜裂缝，裂缝表现出“下宽上窄”的形态。各梁主裂缝均分布在梁受力的弯剪段，纯弯段并未发现明显裂缝。对于剪跨比较大的L5梁，斜裂缝沿梁表面发展较为舒展，在主斜裂缝处可以观察到部分箍筋屈服，甚至发生颈缩被拉断。对于剪跨比较小的梁L4，梁侧靠近支座处出现近似垂直裂缝，梁顶发现有混凝土压碎的现象。各梁在斜裂缝处均发生了上下错动，导致梁的最终破坏形态呈“水槽型”。

(a) L1

(b) L2

(e) L5单位：mm

3.3 梁内温度分布

火灾下各试验梁内混凝土温度随时间变化曲线见图9，由图可见，由于梁内混凝土水分蒸发的影响，各梁在100 ℃左右时，温度曲线出现明显水平台阶，随着水分蒸发完毕，混凝土温度继续上升。梁内混凝土温度沿梁截面高度呈明显非线性分布，距受火面越近，温度越高，产生了较大的温度梯度。至试验结束停火时，梁顶混凝土与梁底混凝土的温度差值超过了500 ℃。梁L1在点火后15 min时，梁底混凝土测点处温度出现短暂下降，这是由于测温热电偶出现故障导致，故障排除后，温度继续上升。

(a) L1

(b) L2

(d) L4

(e) L5

图10为试验过程中梁内钢筋温度随时间变化曲线，由图可知，随着保护层的增加，梁内钢筋温度显著下降，试验过程中，保护层厚度为10 mm的梁L1箍筋底部温度最高达到了800 ℃，梁内底部纵筋温度超过了600 ℃；保护层为25 mm的梁L2箍筋底部及底部纵筋的温度均超过了550 ℃；梁L3由于保护层厚度较大，临近停火时，梁内箍筋的最高温度仅为500 ℃。

(a) L1

(b) L2

(d) L4

(e) L5

3.4 梁的变形

试验中，各梁的竖向挠度随时间变化曲线见图11，由图可知，火灾过程中，各梁产生的竖向变形均较小，随着温度的升高，梁内钢筋和混凝土材料力学性能下降，梁发生剪切破坏，梁突然产生较大的竖向变形，宣告梁最终失去承载能力。火灾下，钢筋混凝土梁发生受剪破坏时脆性特征较为明显。受火过程中，剪跨比对梁的竖向挠度影响较为显著，剪跨比越小，梁产生的竖向挠度越小，随着剪跨比的提高，梁的竖向挠度逐渐增大。试验过程中，各梁端部产生的轴向变形较小，可以忽略不计。

(a) L1

(b) L2

(d) L4

(e) L5

3.5 耐火极限

由于试验过程中无法观测试验炉中钢筋混凝土梁的裂缝开展情况，因此本文根据建筑构件耐火试验方法规定，火灾下梁达到耐火极限的标准为梁的挠度突然增大且无法继续承担梁上恒定荷载。各试验梁得到的最终耐火极限见表2。由表可知，随着混凝土保护层厚度的增加，试验梁的耐火极限显著提高，保护层厚度为40 mm的梁L3耐火极限比保护层厚度为25 mm的梁L2和保护层厚度为10 mm的梁L1分别提高了17.32 %和58.51 %。随着剪跨比的增加，钢筋混凝土梁发生受剪破坏的耐火极限显著降低，剪跨比为1.2的梁L4耐火极限与剪跨比为2.0的梁L2和剪跨比为3.4的梁L5相比，分别提高9.93 %和25.53 %。