夏玉峰 李烏江 苗吉軍 高立堂
摘要:本文結(jié)合在役建筑預(yù)應(yīng)力雙T板火災(zāi)后的靜載試驗(yàn)研究,將在役建筑預(yù)應(yīng)力混凝土板火災(zāi)后承載能力和變形分為3個(gè)階段,分別從混凝土和鋼絞線高溫后的力學(xué)性能、粘結(jié)性能、協(xié)調(diào)變形等方面對(duì)火災(zāi)后預(yù)應(yīng)力板構(gòu)件的承載能力進(jìn)行了理論分析和建模計(jì)算,得出此類(lèi)板火災(zāi)后承載能力降低的主要影響因素是預(yù)應(yīng)力鋼筋的高溫蠕變和粘結(jié)破壞而非混凝土強(qiáng)度降低的結(jié)論,為試驗(yàn)結(jié)果做出了合理解釋,可為預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)的抗火性能分析試驗(yàn)和研究提供參考。
關(guān)鍵詞:在役建筑,預(yù)應(yīng)力雙T板,火災(zāi),極限承載力
1.引言
隨著預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)理論逐步趨于成熟,預(yù)應(yīng)力混凝土構(gòu)件和結(jié)構(gòu)愈來(lái)愈廣泛的應(yīng)用于建筑工程中,然而國(guó)內(nèi)對(duì)預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)的抗火性能試驗(yàn)研究和理論分析尚處于起步階段。近年來(lái),對(duì)預(yù)應(yīng)力構(gòu)件或結(jié)構(gòu)的試驗(yàn)研究日趨增多[1~3],但對(duì)在役建筑構(gòu)件或結(jié)構(gòu)火災(zāi)后的使用性能和極限承載能力試驗(yàn)研究卻十分少見(jiàn)。特別是對(duì)在役建筑結(jié)構(gòu)火災(zāi)后預(yù)應(yīng)力構(gòu)件或結(jié)構(gòu)的協(xié)調(diào)工作性能等問(wèn)題尚未見(jiàn)諸報(bào)端。本文通過(guò)對(duì)火災(zāi)現(xiàn)場(chǎng)的預(yù)應(yīng)力雙T板的使用性能和極限承載能力進(jìn)行理論分析和建模計(jì)算,結(jié)合在役構(gòu)件火災(zāi)現(xiàn)場(chǎng)的靜載試驗(yàn),找到了影響火災(zāi)后預(yù)應(yīng)力板構(gòu)件承載能力的主要影響因素,以期為相關(guān)研究提供參考。
2.火災(zāi)現(xiàn)場(chǎng)勘察[4,5]
受火建筑為冷藏車(chē)間,軸線尺寸為18m×32m。建筑主體為砌體結(jié)構(gòu),橫墻承重,墻厚370mm,砌體結(jié)構(gòu)施工質(zhì)量控制等級(jí)為B級(jí)。在各承重墻體中間和墻頂設(shè)有370mm×300mm圈梁,屋面板采用大型預(yù)制預(yù)應(yīng)力雙T板,板規(guī)格為2.4m×18m,室內(nèi)凈高6.3米。
現(xiàn)場(chǎng)勘察時(shí),室內(nèi)可燃物幾乎燃盡,據(jù)目擊者稱,大火持續(xù)時(shí)間長(zhǎng)達(dá)近兩小時(shí)。由于室內(nèi)貨物堆積較為分散,火焰迅速蔓延,墻體外貼85mm厚PBF保溫
板全部燒毀;屋頂?shù)跹b薄壁冷卻管(與屋面板接近)發(fā)生彎曲變形;部分區(qū)域屋面板發(fā)生大面積剝落,剝落區(qū)域積灰明顯少于周?chē)?,證明混凝土剝落發(fā)生在火災(zāi)后期(圖2.1);刷掉混凝土表面的積灰層,預(yù)應(yīng)力雙T板腹板兩側(cè)混凝土表面顏色為灰白色略顯紅色,存在細(xì)微參差裂縫(圖2.2);支撐圈梁表面出現(xiàn)龜裂。
圖2.1 板混凝土剝落 圖2.2腹板混凝土表面
根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)勘察結(jié)果,初步判定火災(zāi)現(xiàn)場(chǎng)環(huán)境溫度達(dá)到800oC以上,持續(xù)時(shí)間超過(guò)90分鐘。
3.計(jì)算數(shù)據(jù)和理論準(zhǔn)備
3.1預(yù)制預(yù)應(yīng)力雙T板屬性
雙T板的其截面幾何屬性如圖3.1所示,其相關(guān)技術(shù)數(shù)據(jù)如表3.1所示。其中,截面內(nèi)構(gòu)造非預(yù)應(yīng)力筋為?5@150。
圖3.1 雙T板截面幾何屬性
表3.1 試驗(yàn)板技術(shù)數(shù)據(jù)
計(jì)算
跨度 制作
工藝 砼強(qiáng)度
fc (MPa) 鋼絞線
屬性 截面積
Ap 張拉應(yīng)力
σcon(MPa) 保護(hù)層
厚度 額定損失
σl (MPa)
17.8m 先張
有粘結(jié) 40 (2×φs12.7)
×2 4×98.7mm2 1860×0.75 35mm 150
注:后續(xù)計(jì)算均假設(shè)以上條件成立;板撓度限值[f]=60mm;鋼絞線應(yīng)力設(shè)為σ=1245MPa。
3.2混凝土受火后的強(qiáng)度
本文取雙T板的半邊截面,T型截面翼緣部分按單面受火、腹板按雙面受火進(jìn)行簡(jiǎn)化的熱傳遞計(jì)算,求出T型截面內(nèi)混凝土的等溫線[6],相關(guān)計(jì)算參數(shù)和數(shù)據(jù)如表3.2所示。
表3.2截面等溫線的計(jì)算參數(shù)
參數(shù) 時(shí)間
系數(shù)α 擴(kuò)散
率a 時(shí)間
ω 初溫
Θ0 最高
溫Θmax 至受熱
面距離x 層厚
Δx
單位 — mm2/s min oC mm
數(shù)值 1.0 0.8 90 -10 800 0~40 10
則有 ,分別計(jì)算x1=10mm,x2=20mm,x3=30mm,x4=40mm時(shí)溫度值,其中溫度修正系數(shù) 。文獻(xiàn)[7]提供降溫后混凝土殘余強(qiáng)度的經(jīng)驗(yàn)擬合曲線為: 根據(jù)截面等溫線,可求得降溫后T型截面等強(qiáng)線(單位:MPa)。截面等溫線和等強(qiáng)線如圖3.2所示,很明顯,腹板中混凝土強(qiáng)度降低幅度較小。
圖3.2板截面等溫線及等強(qiáng)線示意圖(單位:oC)
3.3高溫下鋼絞線的蠕變
鋼絞線在火災(zāi)期間已達(dá)到300oC以上,須考慮應(yīng)力-高溫耦合作用下預(yù)應(yīng)力鋼絞線的蠕變問(wèn)題。文獻(xiàn)[8]提供了1860級(jí)鋼絞線的短期高溫蠕變應(yīng)變的擬合曲線: 以及高溫下鋼絞線模量降低的擬合曲線: 。相關(guān)參數(shù)和計(jì)算內(nèi)容如表3.3所示。
表3.3預(yù)應(yīng)力鋼筋高溫蠕變計(jì)算
參數(shù) σ t θ fpu a b εcr Es Es(θ) εs εcr/εs
單位 MPa min oC MPa ?10-4 — 10-3 N/mm2 105 10-3 —
數(shù)值 1340 30 329 1860 5.4 0.415 1.44 1.95×105 1.53 6.87 0.21
值得指出的一點(diǎn)是,本文取定的火災(zāi)持續(xù)時(shí)間為90分鐘,但在鋼絞線高溫蠕變計(jì)算中,本文取定埋入混凝土截面中的鋼絞線持續(xù)高溫的時(shí)間為30分鐘,主要考慮高溫下混凝土截面的傳溫速率及明火熄滅后截面內(nèi)的降溫持續(xù)時(shí)間。由表3.3計(jì)算,鋼絞線在高溫下的應(yīng)變和為Σε=εs+εcr=0.00938。而此時(shí)其極限應(yīng)變?yōu)棣舖ax= fpu/ Es(θ)=0.01213。很明顯,在高溫作用下鋼絞線已接近屈服。
3.4鋼絞線高溫后的極限強(qiáng)度和模量[9][15]
火災(zāi)結(jié)束構(gòu)件冷卻后,本文認(rèn)為鋼絞線在火災(zāi)期間的變形不可恢復(fù)。鋼絞線冷卻后的極限強(qiáng)度為: ,冷卻后的彈性模量為: 。其中,20℃<T<900℃,可得 =1704.6MPa,ET=1.79×105N/mm2。
3.5鋼絞線-混凝土的粘結(jié)破壞
對(duì)于高溫后鋼絞線-混凝土間的粘結(jié)性能問(wèn)題,尚無(wú)專門(mén)的試驗(yàn)研究可供參考,文獻(xiàn)[10]對(duì)高溫下各類(lèi)非預(yù)應(yīng)力鋼筋高溫后的粘結(jié)性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究,并提出了粘結(jié)強(qiáng)度變化的擬合曲線。文獻(xiàn)[5]僅給出了預(yù)應(yīng)力鋼筋粘結(jié)強(qiáng)度隨溫度升高而降低的經(jīng)驗(yàn)曲線。
4.建模計(jì)算和試驗(yàn)研究
4.1基本假定
根據(jù)本次試驗(yàn)的實(shí)際情況,預(yù)設(shè)理論計(jì)算的基本假定如下:
(1)板的受力變形分為三階段:1) 從板制作安裝完成到使用至火災(zāi)發(fā)生前的變形;2) 火災(zāi)發(fā)生至試驗(yàn)前的變形;3) 試驗(yàn)荷載引起的變形。
(2) 不考慮應(yīng)力-高溫對(duì)混凝土的耦合作用及火災(zāi)作用期間的變形。
(3) 不考慮標(biāo)準(zhǔn)ISO升溫曲線與實(shí)際火災(zāi)升溫的差異。
(4) 取板半邊截面,不考慮板的剪切變形和扭轉(zhuǎn)變形。
4.2計(jì)算分析[11~13]
本節(jié)仍取雙T板的半邊截面按T型截面進(jìn)行力學(xué)計(jì)算,忽略板截面內(nèi)非預(yù)應(yīng)力鋼絲的作用。
4.2.1制作使用階段變形計(jì)算[12]
=13.79MPa; =245.8kN,其中,A0=9.7×104mm2, =410mm,I0=5.79×109mm4,y0=455mm。
腹板底邊混凝土法向應(yīng)力 ,其中W0=8.95×106mm3,即受拉區(qū)邊緣混凝土應(yīng)力為零時(shí)的彎矩為M0=123.45kNm。使用荷載下的預(yù)應(yīng)力鋼筋拉應(yīng)力為: =1340MPa。其中, =95MPa。制作階段剛度按B=0.85E cI0,使用階段剛度按 =0.53EcI0,其中 >1,取1.0。相關(guān)計(jì)算內(nèi)容與參數(shù)如表4.1所示。
表4.1 制作使用階段變形計(jì)算
參數(shù) 自重
g 面層
重g 跨度
l0 跨中
M1 零應(yīng)力
M0 裂縫
Ml 開(kāi)裂
Mcr ω 反拱
f2l 荷載
撓度f(wàn)1l 荷載
撓度f(wàn)1
單位 kN/m m kN?m — mm
數(shù)值 2.4 1.0 17.8 134.66 123.45 11.21 151.93 9.7 44 79 35
在使用階段,按截面內(nèi)力平衡有 ,可得x=6.4mm。很明顯,從3.2節(jié)混凝土受火后截面等強(qiáng)線來(lái)看,板受壓區(qū)混凝土強(qiáng)度降低較小(≈2%)。
4.2.2火災(zāi)冷卻階段變形計(jì)算
由前述計(jì)算可知,在火災(zāi)發(fā)生至冷卻期間,預(yù)應(yīng)力板的荷載并沒(méi)有變化,然而鋼絞線的應(yīng)變?cè)谠黾?。此時(shí),板的剛度是不可知的,撓度變形不可由彎矩和剛度組合求出,但考慮板變形協(xié)調(diào)的問(wèn)題,板跨中撓度值仍可由板底面鋼絞線的變形曲線求出。
表4.2 冷卻階段變形計(jì)算
參數(shù) 荷載G 計(jì)算跨度l0 跨中彎矩M1 跨中撓度f(wàn)2
單位 kN/m m kN?m mm
數(shù)值 3.4 17.8 134.66 38
4.2.3試驗(yàn)階段變形計(jì)算
在試驗(yàn)開(kāi)始時(shí),板的撓度變形取為4.2.2節(jié)最終值。此時(shí),鋼絞線的應(yīng)力仍為Σσ1=1548MPa。按4.2.2節(jié)計(jì)算公式,試驗(yàn)階段板剛度仍按 計(jì)算,但 ,相關(guān)內(nèi)容與參數(shù)如表4.3~4.4所示,其中 。
表4.3一期試驗(yàn)荷載變形計(jì)算
參數(shù) 自重
g 面層
重g 跨度
l0 荷載
ΔQ1 跨中
M2 ΔM1 Bs1 ω 荷載
撓度Δf1 應(yīng)力
Δσ1 應(yīng)變
Δε1
單位 kN/m m kN/m kN?m Nmm2 — mm MPa 10-3
數(shù)值 2.4 1.0 17.8 0.45 152.48 17.82 1.1×1014 9.7 8.45 151.7 0.848
表4.4二期試驗(yàn)荷載變形計(jì)算
參數(shù) 自重
g 面層
重g 跨度
l0 荷載
ΔQ1 跨中
M2 ΔM2 Bs1 ω 荷載
撓度Δf1 應(yīng)力
Δσ1 應(yīng)變
Δε1
單位 kN/m m kN/m kN?m Nmm2 — mm MPa 10-3
數(shù)值 2.4 1.0 17.8 0.45 170.3 17.82 5.8×1013 9.7 8.45 151.7 0.848
4.3試驗(yàn)研究
4.3.1試驗(yàn)概況
試驗(yàn)測(cè)試內(nèi)容包括:(1)板跨中截面在試驗(yàn)荷載下的撓度及支座沉降變形;(2)板跨中截面、支座邊界截面在試驗(yàn)荷載下的應(yīng)變。為保證該試驗(yàn)板獨(dú)立承載,將相鄰板間屋面的找坡層、保溫層切除,并摘除板下掛件。在T型板四個(gè)支座處和腹板跨中,分別架設(shè)6個(gè)機(jī)械百分表。在板跨中腹板底、支座邊緣腹板處粘貼混凝土應(yīng)變片來(lái)量測(cè)板在試驗(yàn)荷載下的應(yīng)變。每塊試驗(yàn)板在每個(gè)腹板跨中處布置2個(gè)應(yīng)變片,四個(gè)支座處各粘貼6個(gè)應(yīng)變片,以及在支座下圈梁上布置2個(gè),并在相鄰的板粘貼一個(gè)溫度補(bǔ)償片。各測(cè)點(diǎn)平面和剖面布置圖如圖4.1所示。圖中,i表示混凝土應(yīng)變片位置,○i表示位移計(jì)位置。
圖4.1 測(cè)點(diǎn)位置布置平面圖與試驗(yàn)加載現(xiàn)場(chǎng)
本次試驗(yàn)采用袋裝黃砂施加荷載,為模擬板均布受荷,每塊板縱向均勻地分布八個(gè)加載區(qū)。每級(jí)加載1.6噸,相當(dāng)于板縱向均布荷載0.9kN/m。
4.3.2試驗(yàn)現(xiàn)象
試驗(yàn)板在加載完1.6噸荷載持荷過(guò)程中即聽(tīng)到“嘭”的異響,在加載2.6噸荷載過(guò)程中再次聽(tīng)到“嘭、嘭”的異響,說(shuō)明預(yù)應(yīng)力鋼筋已發(fā)生明顯粘結(jié)滑移破壞。2.6噸荷載全部作用在試驗(yàn)板上,10分鐘后讀數(shù),板跨中混凝土應(yīng)變差已達(dá)到近150με,支座混凝土應(yīng)變差也在持續(xù)增長(zhǎng),支座下圈梁發(fā)生破壞。15分鐘后各截面混凝土應(yīng)變?nèi)栽谘杆僭鲩L(zhǎng),跨中截面應(yīng)變差超過(guò)200με,板支座處軸線方向應(yīng)變差達(dá)到120με,此時(shí)已超過(guò)混凝土的開(kāi)裂應(yīng)變。鑒于以上情況,為安全起見(jiàn),立即停止試驗(yàn)。
5.試驗(yàn)結(jié)果和對(duì)比分析
圖5.1為預(yù)應(yīng)力雙T板火災(zāi)后加載撓度實(shí)驗(yàn)結(jié)果及理論計(jì)算結(jié)果,圖可見(jiàn),隨著荷載的加大,理論值和試驗(yàn)值都呈上升的趨勢(shì),二者在加載之初比較接近,未加載時(shí),撓度在測(cè)點(diǎn)2和5的平均值和理計(jì)算結(jié)果誤差在8%左右;加載之后理論值要與實(shí)測(cè)值逐漸偏離,誤差約為16%。圖5.2為預(yù)應(yīng)力雙T板應(yīng)變?cè)隽康膶?shí)測(cè)值和計(jì)算值,由圖可見(jiàn)計(jì)算值比實(shí)測(cè)值要大很多,試驗(yàn)值受位移變化影響呈緩慢上升的趨勢(shì);而計(jì)算應(yīng)變?cè)隽勘3制椒€(wěn),這是由于高溫不但造成混凝土和鋼材的屬性破壞,也造成了鋼材和混凝土之間共同工作屬性的破壞,而我們的計(jì)算假定是粘結(jié)沒(méi)有破壞,預(yù)應(yīng)力鋼絞線與混凝土之間協(xié)同變形,這與實(shí)際不符,實(shí)際上預(yù)應(yīng)力鋼筋與混凝土間粘結(jié)破壞是必然的,他們之間必定存在粘結(jié)滑移。圖5.2計(jì)算值與試驗(yàn)值的差異說(shuō)明在應(yīng)力應(yīng)變計(jì)算中應(yīng)該考慮鋼筋混凝土粘結(jié)滑移的對(duì)板剛度的影響,否則誤差很大。
圖5.1 預(yù)應(yīng)力雙T板撓度值 圖5.2 預(yù)應(yīng)力雙T板應(yīng)變?cè)隽?/p>
由3.2節(jié)的計(jì)算可知,受火后板受壓區(qū)混凝土強(qiáng)度降低很小(≈2%),而由3.3-3.4節(jié)的計(jì)算可知高溫下鋼絞線的蠕變卻很大且高溫后鋼絞線的極限強(qiáng)度和彈性模量降低約10%。由4.3節(jié)試驗(yàn)結(jié)果可知在試驗(yàn)荷載作用下,鋼絞線與混凝土之間已發(fā)生明顯的粘結(jié)滑移破壞,隨后板失去承載能力。
6.結(jié)束語(yǔ)
本文通過(guò)理論分析和建模計(jì)算,結(jié)合火災(zāi)后預(yù)應(yīng)力混凝土構(gòu)件靜載試驗(yàn)研究,可得出如下結(jié)論:
(1)預(yù)應(yīng)力混凝土板構(gòu)件火災(zāi)后承載能力降低的主要影響因素是預(yù)應(yīng)力鋼筋的高溫蠕變、極限強(qiáng)度降低以及粘結(jié)破壞而非混凝土強(qiáng)度降低;
(2)普通預(yù)應(yīng)力混凝土板構(gòu)件保護(hù)層厚度較小,且預(yù)應(yīng)力鋼筋配筋率也明顯小于非預(yù)應(yīng)力構(gòu)件,對(duì)預(yù)應(yīng)力板的抗火性能極為不利;
(3)由于試驗(yàn)準(zhǔn)備倉(cāng)促,如受拉預(yù)應(yīng)力鋼筋的應(yīng)變、板跨中受壓區(qū)混凝土應(yīng)變等問(wèn)題未在試驗(yàn)中進(jìn)行測(cè)試。
(4)本文僅是對(duì)在役建筑火災(zāi)后結(jié)構(gòu)試驗(yàn)的初探,可為后續(xù)的預(yù)制預(yù)應(yīng)力混凝土構(gòu)件的抗火性能試驗(yàn)研究和構(gòu)件設(shè)計(jì)提供一定的參考。
作者說(shuō)明:本文主要實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)由李烏江提供,苗吉軍及高立堂教授予以審核,夏玉峰整理成文。
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[13] [德]F.萊昂哈特著,胡賢章等譯. 鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)裂縫與變形的驗(yàn)算[M]. 水利電力出版社. 1983.4.
[14] 熊學(xué)玉,蔡躍等. 火災(zāi)下預(yù)應(yīng)力結(jié)構(gòu)極限承載力計(jì)算方法[J]. 自然災(zāi)害學(xué)報(bào). 2005.4.
[15] 吳波. 火災(zāi)后鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能[M]. 北京科學(xué)出版社. 2003.9.
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