火灾后超高性能混凝土梁斜截面剩余承载性能试验研究*

2023-10-25刘壮壮黄彬超

建筑结构 2023年19期

闫凯, 刘壮壮, 黄彬超, 徐成, 闫岩

(1 山东建筑大学建筑结构加固改造与地下空间工程教育部重点实验室，济南 250101；2 山东建筑大学工程鉴定加固研究院有限公司，济南 250013)

0 引言

超高性能混凝土(UHPC)是一种具有超高强度,高耐久性、高抗折性、低渗透性和良好体积稳定性的新型水泥基复合材料[1-4],由于其导热系数、比热分别为普通混凝土的1.25～1.40倍、0.75～0.85倍[5],抗压、抗拉等力学性能在相同温度下比普通混凝土衰减幅度大,故UHPC构件火灾安全风险大[6-7]。UHPC构件受火后斜截面承载性能是评估其火灾后安全性及加固修复的依据,为推进UHPC广泛引用,亟需研究火灾后UHPC梁斜截面承载性能。

由于UHPC组分中不含粗骨料,斜裂缝间的骨料咬合力微弱[8],UHPC梁的斜截面承载机理与普通混凝土梁存在较大差异[9-10]。UHPC梁受火灾高温作用,裂缝发展与爆裂剥落产生截面的削弱也会对火灾后承载性能产生一定的影响[11]。徐海宾等[12]开展了9个UHPC梁抗剪试验得到了适合UHPC梁斜截面承载能力的公式。张浦[13]采用软化桁架理论研究了混凝土强度、剪跨比等对UHPC梁抗剪性能的影响。戚家南等[14]开展了11个UHPC梁抗剪试验,提出了UHPC梁抗剪承载力计算方法。金凌志等[15]基于4个不同剪跨比预应力活性粉末混凝土梁试验提出了抗剪承载力计算修正公式。陈鸣等[16]进行了8个UHPC梁火灾后抗剪性能试验,建立了有腹筋梁高温受火后剩余抗剪承载力计算方法。廖杰洪等[17]开展了8个UHPC梁受火后抗剪试验,分析了截面尺寸、受火位置对抗剪性能的影响。李海艳[18]采用多项式回归方式建立了不同掺量钢纤维UHPC梁力学参数随受火温度的变化公式。已有UHPC梁抗剪承载力研究集中于常温或火灾下条件,火灾后不同工况下UHPC梁剩余承载性能研究相对较少。

本文对12个受火后UHPC梁抗剪性能开展了试验研究,得到了试件荷载-位移曲线、破坏模式、裂缝分布及发展规律。分析了受火时间、剪跨比、荷载水平、配箍率等因素对火灾后UHPC梁的抗剪承载性能影响。

1 试验概况

1.1 材料性能及试验设计

UHPC原材料如下:P.O52.5硅酸盐水泥;比表面积800m2的超细矿粉;硅灰,SiO2含量为93.47%,比表面积24 200m2/kg;天然细河沙,粒径范围为0.15～5.00mm;聚羧酸系高效减水剂,减水率为40%,含固率为95%;葡萄糖酸钠缓凝剂;I型平直镀铜钢纤维,长度13mm,等效直径0.22mm。UHPC配合比如表1所示,钢筋力学性能如表2所示。

表2 钢筋力学性能

设计并制作了12个足尺UHPC简支梁,梁截面尺寸均为b×h=250mm×350mm,总长度3 700mm。其中试件UHPCB-10、UHPCB-11配置箍筋,其余试件为无箍筋梁,试验参数如表3所示。

表3 试验参数

1.2 试件制作及火灾试验

试件制作时,先将水泥、硅灰、矿粉、细砂等依次搅拌混合,再放入钢纤维、水,将拌合物浇筑至模具,浇筑过程以自密实为主,辅以振捣至表面出浆。为保证试件在火灾下试验过程中发生剪切破坏先于弯曲破坏,在两端剪压区以外区域均匀涂刷10mm厚的防火涂料,并用耐火棉保护。对试件施加预定荷载后,按ISO 834标准升温,如图1所示,试验中炉内温度与升温曲线基本一致。

图1 时间-炉温曲线

1.3 火灾后试验设备与装置

UHPC梁受火至预定时间,停火冷却至常温,开展受火后UHPC梁斜截面静载试验,火灾后静力加载使用伺服液压设备进行,火灾试验加载装置实景及示意图见图2、3。试件两端简支,静载试验如图4所示,在梁顶预定的剪跨处单点施加荷载至破坏。

图2 火灾试验加载装置实景

图3 火灾试验加载装置示意图

图4 火灾后试验照片

1.4 测点布置及失效准则

试验采用应变片测量加载过程中试件截面应变变化,在两端支座、加载点、跨中设置百分表测量试件变形增量,通过裂缝测宽仪测量裂缝分布和发展。应变片及位移计布置见图5。

图5 应变片及位移计布置

火灾后静载试验采用分阶段加载方式,根据《混凝土结构试验方法标准》(GB/T 50152—2012)[19],采用荷载控制进行分级加载,以10kN为增量,每级加载值不大于正常使用荷载值的20%,待试件梁变形稳定后记录各测点的位移数据,采集应变,观察试件的裂缝。当加载至试件斜截面突然发生破坏,剪压区混凝土被压碎时,判定试件达到承载力极限状态,加载结束。

2 试验现象及分析

2.1 试验现象与破坏形态

火灾后UHPC试验梁破坏形态与常温下静载试验破坏形态大致相同。由试验数据分析,加载前期,当荷载为极限荷载的35%～40%,原有裂纹发展,且有向支座和加载点处发展的趋势;加载中期,达到极限荷载的40%～70%,部分钢纤维被拔出,产生窸窣声;加载中后期,达到极限荷载的70%以上,斜裂缝发展至1/2梁高以上,宽度发展至5mm以上,试件产生明显响声,钢纤维由三维乱向分布演变为垂直斜裂缝方向;加载后期,梁挠度增大,变形明显,裂缝进一步发展且宽度增加,最宽处可达15～20mm,加载点处混凝土被压碎,部分有箍筋试件箍筋被拉断。

剪跨比为2.0的试件发生明显的剪压破坏,如图6所示。梁腹部被斜裂缝分割成受压短柱,随着荷载的逐步增加,试件下边缘支座处短裂缝发展,向加载点延伸形成多条平行方向斜裂缝,裂缝产生后,宽度快速增加,破坏发生前无明显征兆,达到极限荷载时发出巨响,内部钢纤维被拔出,试件挠度增大,无法继续持荷,达到极限承载能力,试件架立钢筋和底部纵筋弯折,受压区混凝土压碎,属于脆性破坏。

图6 λ=2.0时试件荷载-位移曲线及破坏形态

剪跨比为2.5、3.0的试件发生剪压破坏,如图7、8所示。火灾后加载初期细微裂缝发展,随着荷载增加,裂缝向加载点斜向延伸,形成临界主斜裂缝。当主斜裂缝发展至剪压区,斜裂缝宽度不断增大,斜截面咬合及摩擦作用衰退。上部架立筋及底部纵筋发生弯折,钢筋的销栓作用降低,箍筋的锚固作用随斜裂缝的增大而衰退。裂缝发展至15～20mm,出现明显的剪切滑移,剪压区混凝土被压碎,试件破坏。剪压破坏发生前临界斜裂缝已形成,且沿主裂缝方向开展,无其它明显斜裂缝产生,破坏表现出一定的预兆。剪跨比为3.0的试件破坏时呈现一定的斜拉破坏特征。表明受火灾影响,试件有效截面高度降低,实际剪跨比增加,火灾后破坏模式向斜拉破坏发展。

图7 λ=2.5时试件荷载-位移曲线及破坏形态

图8 λ=3.0时试件荷载-位移曲线及破坏形态

剪跨比为3.5的无箍筋梁发生斜拉破坏,如图9所示。随着荷载的增加,试件底部出现裂缝,且不断斜向上发展,在达到极限荷载的65%时,斜裂缝延伸至梁高的1/2以上。裂缝随荷载的增大而逐步向加载点处发展,形成临界主斜裂缝。临界主斜裂缝自支座向加载点处延伸,贯穿梁腹部。当达到极限荷载的75%时,裂缝迅速变宽,发展成为一条贯通导致破坏的主裂缝,使梁沿斜向拉成两部分而突然破坏。架立筋被压弯,钢纤维被拔出,底部纵筋销栓作用、钢纤维桥联作用丧失,破坏荷载略高于贯通斜裂缝时的荷载。斜拉破坏发生迅速,属于明显的脆性破坏。

图9 λ=3.5时试件荷载-位移曲线及破坏形态

UHPC梁火灾后静载试验受力过程可分为3个阶段:

(1)裂缝开展阶段。试验梁受火灾下高温影响,火灾后加载试验过程无新裂缝的产生,在原有火灾下试验裂缝的基础上开展,荷载的增加使得高温后的裂缝再次张裂发展,此阶段试件UHPC材料抗剪强度达到最大。

(2)裂缝加宽阶段。试件受到剪切力的作用加大,裂缝延伸速率降低,纵向加深变宽发展,主斜裂缝产生。钢纤维的“桥联作用”可以有效地遏制UHPC梁的裂缝开展速率。此阶段UHPC梁即使裂缝增大,仍满足维持一定抗剪承载力的条件。受火灾高温影响,部分试件爆裂程度较大,内部损伤严重,钢纤维的“桥联作用”降低。

(3)破坏失效阶段。钢纤维“桥联作用”失效后,当试件裂缝开展变宽形成主斜裂缝后,裂缝沿加载点与支座方向贯通试件,受力模式发生转变,剪力主要通过箍筋与纵向钢筋的销栓作用传递,当箍筋与纵筋达到屈服,试件裂缝迅速开展破坏。试验梁几乎瞬间失去承载能力,此阶段试件在荷载增加不大的情况下即发生脆性破坏。

2.2 火灾后UHPC梁剩余承载性能分析

根据试验前期对目前存在的UHPC梁抗剪承载性能公式的验证,张浦的软化桁架理论[13]更符合本次试验的实际情况,故抗剪承载力采用张浦的UHPC梁抗剪承载力V计算公式:

(1.345+0.131λ)×fyvρsvbh0

式中:α1为预应力提高系数,普通钢筋UHPC梁取α1=1.0;c为受压翼缘影响系数,矩形梁取c=1;ρ为斜截面内普通纵向受拉钢筋的配筋率;λ为计算截面的剪跨比,λ=M/Vh0=a/h0;ft为混凝土抗拉强度;fyv为箍筋抗拉强度设计值;ρsv为配箍率。

火灾后试件剩余承载能力主要是由受火时间、剪跨比、爆裂程度等决定。根据表4,未爆裂且无明显裂缝的试验梁削弱程度在8%～13%,火灾下无明显裂缝但截面存在局部爆裂的试件削弱程度在15%左右,随着爆裂程度的增加,火灾后剩余承载力降幅增大,试件削弱达24%～27%。试件受火时爆裂,截面尺寸削弱,形成受力薄弱点,且爆裂时伴随着裂缝的迅速发展,承载性能显著降低。

表4 火灾后试验梁剩余承载力与设计值对比

火灾下有裂缝未爆裂的试件由于试件裂缝的发展,使内部较高压力的水蒸气有逃逸通道,裂缝的开展能够在一定程度上降低混凝土的受热爆裂。

试件受裂缝影响,抗剪承载力削弱程度在14%～18%。试件爆裂严重且斜裂缝明显,导致钢纤维的“桥联作用”几近丧失,无法承受斜向拉力,其斜截面承载力削弱程度高达36.25%。

2.3 影响因素分析

2.3.1 受火时间

UHPC具有比普通混凝土更高的导热系数和更低的比热,受火后材料性能退化更显著。随受火时间增加,试件内部温度呈非线性增加,形成非均匀温度场。钢纤维的加入加速了热量由外部向构件内部传递,混凝土弹性模量、强度等力学性能降低,有效受力截面减小,实际剪跨比增大,导致混凝土提供剪力能力削弱,致使梁挠曲变形程度加大。

高温产生的爆裂及裂缝开展对试件的损伤具有不可恢复性。随着受火时间增加,试件加载前裂缝开展明显,火灾后钢筋混凝土材料性能衰减增大,剪跨比为3.0的试件受火时间由150min增大到180min,极限承载力由1 505kN变为1 055kN,降低了30%,如图10所示。存在破坏模式由剪压破坏向斜拉破坏发展的趋势。

图10 不同受火时间下荷载-位移曲线

2.3.2 剪跨比

火灾后加载初期,剪跨比为2.0～3.0的试件均产生细微裂缝,随着荷载增加,梁腹被分割成受压短柱(图11(a)),裂缝向加载点斜向延伸,形成临界主斜裂缝。剪压区高度逐渐减小,最后混凝土被压碎而破坏,属于剪压破坏。剪跨比为3.5的试件剪跨区的斜裂缝数量依次减少,随着荷载的增加,试件底部支座处出现弯曲裂缝,且不断向上发展,形成临界主斜裂缝,主斜裂缝贯穿梁腹部(图11(b)),使梁沿斜向拉成两部分而突然破坏。说明随着剪跨比的增大,试验梁的破坏模式由剪压破坏转为斜拉破坏。

图11 破坏模式

不同剪跨比下试件荷载-位移曲线见图12。由图12可知,剪跨比从2.0增加到3.5,试件的极限承载力依次为1 505、1 180、880、808kN,下降幅度分别为27.54%、34.09%、8.9%,发生响声与裂缝开展程度所对应的荷载存在8%～15%的提前,表明剪跨比对UHPC试件破坏形态及剩余承载性能影响较为明显,特别是剪跨比从2.5增加到3.0,承载力下降的幅度最大,剪跨比2.0的试件剩余承载性能约为剪跨比3.5的两倍。

图12 不同剪跨比下荷载-位移曲线

2.3.3 荷载水平

荷载水平表示火灾试验下施加剪力值与试件常温下抗剪承载力的比值。相同剪跨比、不同荷载水平下,曲线变化明显(图13),荷载水平越高,火灾下损伤越严重,较大荷载水平产生较大的裂缝,内部热量传递速度加快,加速内部材料性能退化,高温后不可恢复的损伤增大,致使火灾后试件剩余承载性能降低。

图13 不同荷载水平下荷载-位移曲线

荷载水平0.45的混凝土试件响声与裂缝更早发生,贯通的主裂缝形成时荷载比荷载水平0.25的试件降低25%。剪跨比为2.5的试件在荷载水平为0.45和0.25时极限承载力分别为1 180、920kN;剪跨比为3.5时,极限承载力分别为808、660kN,随着火灾下荷载水平由0.25提升到0.45,火灾后承载性能有18%～22%的降低。与剪跨比相比,荷载水平对剩余承载性能影响较弱。

2.3.4 箍筋

由于试件剪跨比较小,且裂缝前期发展不明显。斜裂缝出现前,混凝土主要承受剪压荷载。加载初期,配箍率为0%的试件抗剪性能较好(图14),主要是由于火灾下试验荷载水平较低。试件受剪性能表现由火灾下荷载水平所影响。钢纤维在受剪过程中起到了一定箍筋锚固的作用,较低的配筋率对试件承载性能影响较小。

图14 不同配箍率下荷载-位移曲线

随着荷载增加,试件挠度加大,混凝土逐步失去抗剪能力,箍筋作用凸显,能够有效抵抗试件变形(图15),提升受剪承载性能。箍筋对抑制斜裂缝的开展、传递剪力具有重要作用。若无箍筋,试件破坏时具有一定程度的斜拉破坏的趋势。一定范围内,配箍率越高的试件承受的极限荷载越大。配箍率为0.27%的试件剩余承载性能比无配箍的试件承载性能高出23.4%。