蔡祖榮， 陳 俊

(湘潭大學(xué) 土木工程與力學(xué)學(xué)院，湖南 湘潭 411105)

火災(zāi)是高頻災(zāi)種[1-2]，中國(guó)每年發(fā)生建筑火災(zāi)約15萬(wàn)起，影響巨大且損失慘重.混凝土工程量大面廣，高溫影響材料性能和結(jié)構(gòu)內(nèi)力，溫度和荷載有耦合作用，溫度-荷載路徑對(duì)材料本構(gòu)關(guān)系和構(gòu)件受力性能有影響[3].鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)在經(jīng)受高溫作用后，性能大大削弱，變形顯著加劇，危及結(jié)構(gòu)安全，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)發(fā)生局部破壞甚至整體倒塌[4].

張家廣等[5]對(duì)火災(zāi)全過(guò)程作用后的鋼筋混凝土短柱進(jìn)行了試驗(yàn)，試驗(yàn)過(guò)程中軸壓力不變，變量有最高溫度和軸壓比.試驗(yàn)結(jié)果表明：鋼筋混凝土短柱在有初始荷載作用后，高溫后的剩余承載力有明顯提高；相同溫度時(shí)，剩余承載力隨著軸壓比增大呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì).

霍靜思等[6]進(jìn)行了混凝土棱柱體試件在不同高溫降溫階段下的軸壓力學(xué)性能試驗(yàn)研究.試驗(yàn)結(jié)果表明，試件在不同高溫降溫階段的軸心抗壓強(qiáng)度值會(huì)有一定的波動(dòng)，但變化范圍不大，波動(dòng)幅度基本不超過(guò)10%，少數(shù)在15%左右.結(jié)果還表明混凝土自由降溫變形隨溫度的下降而升高，并且在下降相同溫度幅值時(shí)，混凝土在升溫段的最高溫度值越大，其降溫變形量越小.

Annerel等[7]對(duì)高溫作用的混凝土施加了預(yù)荷載作用，發(fā)現(xiàn)預(yù)荷載對(duì)高溫后混凝土力學(xué)性能影響顯著，可使高溫后混凝土的剩余強(qiáng)度以及彈性模量有所提高，其中強(qiáng)度可提升3%～9%.當(dāng)最高溫度為500 ℃時(shí)，軸壓比為0.2的試件抗壓強(qiáng)度要高于軸壓比為0.3的試件.

吳波等[8]對(duì)約束鋼筋混凝土柱進(jìn)行了標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)后的剩余承載力以及軸壓剛度的試驗(yàn)研究.結(jié)果表明：隨受火時(shí)間延長(zhǎng)，剩余軸壓剛度減??；軸壓比較大的試件，其剩余承載力較低；提高試件的軸向約束剛度可使剩余承載力下降幅度減小.

吳波等[9]對(duì)高溫后有約束和無(wú)約束高強(qiáng)混凝土的力學(xué)性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究.試驗(yàn)結(jié)果表明，高溫后約束高強(qiáng)混凝土的主要力學(xué)性能均表現(xiàn)出不同程度的降低，無(wú)約束高強(qiáng)混凝土高溫時(shí)爆裂現(xiàn)象嚴(yán)重，約束高強(qiáng)混凝土高溫時(shí)未發(fā)生爆裂.但其采用的是邊長(zhǎng)為100 mm的鋼筋混凝土立方體及棱柱體試件進(jìn)行高溫后力學(xué)性能試驗(yàn)，試件尺寸較小且未考慮高溫過(guò)程對(duì)試件力學(xué)性能的影響.以上是部分國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)高溫下和高溫后鋼筋混凝土的力學(xué)性能指標(biāo)損傷規(guī)律和變形特性進(jìn)行的研究.

實(shí)際工程中，由于鋼筋混凝土柱截面尺寸較大，一般配置較多箍筋，且不同位置配箍率也不完全相同，同時(shí)，真實(shí)火災(zāi)時(shí)，結(jié)構(gòu)柱均承受一定的豎向荷載.而目前對(duì)足尺混凝土柱，在不同軸壓比、不同配箍率下遭受火災(zāi)后的力學(xué)性能研究較少.為此本文開(kāi)展了經(jīng)ISO834-1h標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)高溫全過(guò)程作用后的足尺鋼筋混凝土短柱軸壓力學(xué)性能試驗(yàn)研究，研究配箍率對(duì)其剩余承載力、剛度及延性的影響，為鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)火災(zāi)后的力學(xué)性能評(píng)估和修復(fù)加固提供參考.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)設(shè)計(jì)了12個(gè)短柱試件，試件尺寸和配筋情況如圖1所示，縱筋采用4根直徑18 mm的HRB400級(jí)鋼筋，箍筋分別采用直徑為6 mm，8 mm，10 mm的HPB300級(jí)鋼筋，保護(hù)層厚度為20 mm，分多批澆筑.混凝土配合比為：m(水泥)∶m(水)∶m(砂)∶m(石子)=89∶24∶135∶239 (kg/m3)，坍落度為30～80 mm，原材料采用425#普通硅酸鹽水泥、中砂(河砂)、卵石(粒徑為5～25 mm).圖2為試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)情況.試件詳情如表1所示.

表1 試件表1)

1)試件編號(hào)欄第一個(gè)字母“A、B、C”分別表示試件體積配箍率為0.38%，0.68%，1.06%；第二個(gè)數(shù)字“2、4、6”表示標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)全過(guò)程中施加的軸壓比為0.2，0.4，0.6.n=N0/Nu，N0為試驗(yàn)時(shí)對(duì)試件所施加的軸向初始荷載，Nu為常溫下軸壓極限承載力.

1.2 試驗(yàn)裝置及測(cè)量系統(tǒng)

試驗(yàn)裝置：主要試驗(yàn)裝置為湘潭大學(xué)結(jié)構(gòu)試驗(yàn)室的400 t兩通道電液伺服加載控制系統(tǒng)和多功能結(jié)構(gòu)試驗(yàn)高溫爐，如圖3所示.測(cè)量系統(tǒng)：本試驗(yàn)測(cè)量的內(nèi)容包括三個(gè)方面：(1) 短柱軸壓力的測(cè)量及保持，軸壓力大小由兩通道電液伺服加載系統(tǒng)直接測(cè)量，根據(jù)設(shè)計(jì)軸壓力，由系統(tǒng)自動(dòng)保持.(2) 高溫爐內(nèi)溫度的測(cè)量及保持，在高溫爐壁內(nèi)側(cè)放置熱電偶測(cè)量爐內(nèi)溫度，采用智能溫控儀測(cè)定并控制爐內(nèi)溫度-時(shí)間關(guān)系.(3) 短柱軸向變形的量測(cè)，采用DH3821應(yīng)變測(cè)量系統(tǒng)，配以CDP位移計(jì)測(cè)定試件升降溫全過(guò)程的軸向變形.

1.3 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)分為三個(gè)階段：第一階段為常溫施壓階段，按設(shè)計(jì)方案對(duì)試件施加軸向初始荷載.第二階段為按照設(shè)定的ISO834-1h升降溫曲線(圖4)進(jìn)行升溫、降溫，直至試件完全冷卻至常溫.試驗(yàn)過(guò)程中控制兩通道電液伺服加載系統(tǒng)保持軸向壓力不變，直至高溫?zé)嵝熳兂浞职l(fā)展完成.第三階段為高溫全過(guò)程作用后對(duì)試件進(jìn)行軸壓力學(xué)性能試驗(yàn)，考查試件高溫后的力學(xué)性能.

1.4 試驗(yàn)現(xiàn)象

高溫全過(guò)程試驗(yàn)階段中，約15 min后開(kāi)始有水蒸氣從爐子縫隙或上方防火棉中逸出；約30 min后水蒸氣持續(xù)增多；約70 min后水蒸氣逐漸減少.混凝土柱在試驗(yàn)開(kāi)始后20～40 min時(shí)間段，有明顯的混凝土爆裂聲音.拆爐后發(fā)現(xiàn)混凝土柱角部爆裂較嚴(yán)重.

如圖5所示為高溫全程試驗(yàn)結(jié)束后試件表面裂縫分布情況.高溫后試件表面顏色變黃，部分表面爆裂.隨軸壓比增大，裂縫更多且更寬，爆裂現(xiàn)象也更為嚴(yán)重.

如圖6所示為高溫全過(guò)程作用后軸壓力學(xué)試驗(yàn)完成后試件的破壞形態(tài).破壞主要發(fā)生在試件的中部位置，此處混凝土保護(hù)層全部剝落，核心混凝土破壞嚴(yán)重.破壞處可見(jiàn)內(nèi)部縱筋與箍筋，且縱筋彎曲嚴(yán)重，部分箍筋綁扎處破壞.

2 試驗(yàn)結(jié)果

試驗(yàn)主要結(jié)果如表2所示.N0為施加初始荷載，Nu為試件承載力標(biāo)準(zhǔn)值，NuT為試件高溫后極限承載力，NuT/Nu為強(qiáng)度損傷系數(shù)，EAT為試件高溫后軸壓剛度，EAT/EA為剛度損傷系數(shù).

表2 試驗(yàn)主要結(jié)果

2.1 常溫試件荷載-縱向應(yīng)變關(guān)系

圖7所示為常溫試件的荷載(N)-縱向應(yīng)變(ε)關(guān)系曲線.由圖可見(jiàn)，常溫下隨著體積配箍率的增加，彈性階段增長(zhǎng)，極限承載力呈增大趨勢(shì).試件A、B、C的極限承載力分別是3 386 kN、3 184 kN、3 862 kN，對(duì)應(yīng)峰值應(yīng)力分別為37.6 MPa、35.4 MPa、42.9 MPa.混凝土軸心抗壓強(qiáng)度分別是31.7 MPa、31.1 MPa、35.4 MPa.A、B、C試件所達(dá)到的峰值應(yīng)力相對(duì)其混凝土軸心抗壓強(qiáng)度分別提高18.6%、13.8%、21.2%.由此看出，箍筋的約束作用有效地提高了混凝土的承載力.

2.2 標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)全過(guò)程變形

試件各階段的軸向變形值如表3所示，配箍率與最大膨脹變形關(guān)系及殘余變形關(guān)系如圖8及圖9所示.在升溫結(jié)束后試件進(jìn)一步膨脹，到達(dá)峰值后逐漸減小，最終試件處于壓縮狀態(tài).比較A、B、C三組試件的最大膨脹變形發(fā)現(xiàn)，B組的變形最大，A、C組比較接近.而三組試件的殘余變形則無(wú)明顯規(guī)律.圖10為A、B、C三組試件在相同軸壓比作用下的標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)全過(guò)程作用中的軸向變形(δ)-時(shí)間(t)關(guān)系曲線.由圖可見(jiàn)，隨著軸壓比的增大，三組試件的膨脹變形階段明顯變短，說(shuō)明荷載會(huì)抑制混凝土的受熱膨脹，而配箍率對(duì)試件的火災(zāi)全過(guò)程變形影響不顯著，無(wú)明顯規(guī)律.

表3 高溫全過(guò)程試件變形

圖11為火災(zāi)全過(guò)程試件的軸向變形速率(Vδ)-時(shí)間(t)關(guān)系曲線.《建筑構(gòu)件耐火試驗(yàn)方法》規(guī)定極限軸向壓縮變形量為H/100=9 mm，極限軸向壓縮變形速率為3H/1 000(mm/min) = 2.7(mm/min).試件A6在試驗(yàn)過(guò)程中發(fā)生破壞，其軸向變形速率超過(guò)允許值，其他試件軸向變形速率均未超過(guò)規(guī)范允許值，未發(fā)生破壞.如圖9所示，B組試件的膨脹變形速率略大于A、C組試件，其他無(wú)明顯規(guī)律.試件B2、C2的最大軸向變形率分別是試件A2的1.18、1倍，試件B4、C4的最大軸向變形速率分別是試件A4的1.33、0.77倍，試件C6的最大軸向變形速率是試件B6的1.387倍.總體來(lái)說(shuō)體積配箍率對(duì)軸向變形率及峰值變化影響不大.

2.3 標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)全過(guò)程荷載-應(yīng)變關(guān)系

圖12為試件的荷載(N)-軸向變形(ε)關(guān)系曲線.荷載-軸向應(yīng)變曲線包括三個(gè)階段，即高溫全過(guò)程前的常溫加載階段、高溫全過(guò)程作用階段，以及高溫全過(guò)程作用后的加載階段.由圖可見(jiàn)，N-ε關(guān)系曲線有以下特點(diǎn)：高溫全過(guò)程作用后試件都有明顯的殘余變形，且殘余變形隨著軸壓比的增大而增大.

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 承載力損傷及抗壓強(qiáng)度損傷

如表2所示，隨體積配箍率增大，試件高溫后剩余承載力大部分都有明顯提高，承載力損傷系數(shù)整體呈增大趨勢(shì).如試件B2、C2是試件A2的1.03、1.30倍，試件B4、C4是試件A4的0.91、1.18倍，試件C6是試件B6的1.25倍.

如圖13所示為本試驗(yàn)試件強(qiáng)度損傷系數(shù)fcT/fc與配箍率ρv的關(guān)系，與采用吳波[9]提出的高溫后約束高強(qiáng)混凝土峰值應(yīng)力隨加熱溫度和體積配箍率的變化規(guī)律所得強(qiáng)度損傷系數(shù)與體積配箍率關(guān)系對(duì)比圖.fcT為高溫后約束混凝土的峰值應(yīng)力；fc為常溫下無(wú)約束混凝土的峰值應(yīng)力.通過(guò)比較本試驗(yàn)與吳波[9]試驗(yàn)結(jié)果可知，體積配箍率對(duì)鋼筋混凝土剩余承載力影響很大，強(qiáng)度損傷系數(shù)隨體積配箍率增大而增大.但從圖13中可以看出，本試驗(yàn)結(jié)果均低于吳波[9]試驗(yàn)結(jié)果，主要原因是本文的試件受初始荷載作用，且尺寸較大，造成試件內(nèi)部的溫度梯度較大，應(yīng)力分布不均，從而降低了試件高溫后的承載能力.

3.2 軸壓剛度

如圖14所示為試件軸壓剛度損傷系數(shù)(EAT/EA)與配箍率(ρv)的關(guān)系.EAT為試件高溫后軸壓剛度，取軸壓荷載-應(yīng)變曲線上荷載值為0.4NuT點(diǎn)的切線剛度(NuT為火災(zāi)后試件軸向極限承載力)，當(dāng)初始荷載N0大于0.4NuT時(shí)，取軸壓荷載-應(yīng)變曲線上荷載值為N0點(diǎn)的切線剛度為試件的軸壓剛度，EA為試件施加初始荷載階段的軸壓剛度.由圖9和表1可以看出，不同體積配箍率系列試件，高溫后軸壓剛度系數(shù)隨著體積配箍率的增大呈增大趨勢(shì).試件B2、C2災(zāi)后的剩余承載力剛度損傷系數(shù)是試件A2的1.10，1.46倍，試件B4、C4火災(zāi)后的剩余承載力是試件A4的1.02，1.05倍，試件C6火災(zāi)后的剩余承載力是試件B6的1.04倍.此結(jié)果與吳波[9]所得試驗(yàn)結(jié)果不同.

表4 試件變形

試件編號(hào)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

如圖15為試件高溫后延性損傷系數(shù)(μT/μ0)與配箍率(ρv)的關(guān)系.由圖15和表4可以看出不同體積配箍率系列試件，高溫后延性系數(shù)比值隨著體積配箍率的增大而增大.如試件B2、C2高溫后的延性系數(shù)比值是試件A2的1.23、1.26倍，試件B4、C4高溫后的延性系數(shù)比值是試件A4的1.19、1.19倍，試件C6高溫后的延性系數(shù)比值是試件B6的1.16倍.

4 結(jié)論

本文通過(guò)對(duì)標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)全過(guò)程作用后的鋼筋混凝土短柱軸壓力學(xué)性能的試驗(yàn)研究，分析體積配箍率對(duì)火災(zāi)后鋼筋混凝土短柱的力學(xué)性能的影響規(guī)律，在本試驗(yàn)參數(shù)范圍內(nèi)，得到如下結(jié)論：

(1) 隨著體積配箍率的增大，火災(zāi)后構(gòu)件的剩余承載力、軸壓剛度和延性均有不同程度的增大，表明體積配箍率的增加可提高火災(zāi)后鋼筋混凝土短柱的力學(xué)性能.當(dāng)體積配箍率從0.38%增大到0.68%，試件的承載力損傷系數(shù)無(wú)明顯變化，軸壓剛度損傷系數(shù)提高6%，延性損傷系數(shù)提高21%；體積配箍率從0.68%增大到1.06%，試件的承載力損傷系數(shù)提高27%，軸壓剛度損傷系數(shù)提高13%，延性損傷系數(shù)提高6%.

(2) 隨著體積配箍率增大，構(gòu)件的膨脹變形、殘余變形、變形速率等無(wú)明顯規(guī)律，表明體積配箍率對(duì)火災(zāi)后鋼筋混凝土短柱的變形性能影響不明顯.