楊志年，齊建全，段開達，王興國

(1.華北理工大學建筑工程學院， 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

鋼筋混凝土梁作為建筑結(jié)構(gòu)應用最廣泛的承重構(gòu)件之一，在火災中將有很大概率與樓板一起直接受火。隨著溫度的升高，梁內(nèi)混凝土和鋼筋材料力學性能下降，會導致梁發(fā)生破壞，甚至引起結(jié)構(gòu)的整體倒塌，因此，研究鋼筋混凝土梁火災下的力學性能意義非常重大。目前國內(nèi)外相關(guān)學者對鋼筋混凝土梁的力學性能進行了大量研究[1-15]，但研究主要針對梁常溫下的力學性能或者火災下梁正截面的抗彎性能，而對梁火災下的斜截面抗剪性能研究較少。火災下，梁內(nèi)鋼筋尤其是箍筋溫度升高，會導致其屈服強度下降，梁斜截面抗剪能力降低，最終發(fā)生剪切破壞，這種破壞發(fā)生時，構(gòu)件延性較小，脆性破壞特征明顯。

基于此，本研究通過對5根足尺鋼筋混凝土梁進行恒載—升溫條件下的標準火災試驗，研究了混凝土保護層厚度和剪跨比等對梁火災下斜截面抗剪性能的影響，得到了梁內(nèi)溫度場分布、梁的豎向及軸向變形，梁的最終破壞形態(tài)以及梁最終的耐火極限。研究成果可以為鋼筋混凝土梁的抗火設計理論提供補充。

1 試件設計

為研究鋼筋混凝土梁火災下的抗剪性能，進行了5根足尺鋼筋混凝土簡支梁的標準火災試驗。試驗梁長均為4.5 m，凈跨4.0 m，梁的截面尺寸為400 mm×200 mm。梁混凝土均采用C30商品混凝土，水泥采用42.5級普通硅酸鹽水泥，細骨料為河砂(中砂)，粗骨料為10～20 mm碎石，粒徑為5～31.5mm?；炷僚浜媳葹樗唷蒙啊檬印盟脫胶狭?粉煤灰)：外加劑(減水劑)=0.78∶2.05∶2.26∶0.46∶0.22∶0.026。試驗當天，混凝土的實測抗壓強度為34.45 MPa，梁表面混凝土含水率為4.2 %。梁內(nèi)縱筋采用直徑為25 mm的HRB400級鋼筋，實測屈服強度為445 MPa，抗拉強度為610 MPa，梁內(nèi)箍筋采用直徑為6 mm的HPB300級鋼筋，實測屈服強度為325 MPa，抗拉強度475 MPa，箍筋間距為200 mm。梁的截面尺寸及配筋見圖1?？紤]不同混凝土保護層厚度及剪跨比對鋼筋混凝土梁火災下抗剪性能的影響，共設計制作了5根足尺鋼筋混凝土梁進行火災下的抗剪性能試驗。其中梁L1、L2、L3的混凝土保護層厚度分別為10 mm、25 mm和40 mm，剪跨比均采用2.0。梁L4和L5的剪跨比分別為1.2和3.4，混凝土保護層厚度均為25 mm，如表1所示。

圖1 試驗梁尺寸及配筋Fig.1 Arrangement of reinforcement of the beam

表1 參數(shù)設計Tab.1 Parameter design

2 試驗方法

所有試驗均為鋼筋混凝土簡支梁在恒定荷載作用下按照ISO834標準升溫曲線進行的火災試驗，對梁的加載形式為兩點加載，試驗中，利用油壓千斤頂、分配鋼梁及鋼輥軸將集中荷載對稱地施加到試驗梁頂部，加載點的位置根據(jù)試驗梁剪跨比的不同進行調(diào)整。根據(jù)歐洲混凝土結(jié)構(gòu)設計規(guī)范，火災作用下，經(jīng)過抗火設計的鋼筋混凝土梁最大容許荷載為：

Fd, ft=ηftFd，

(1)

式中：Fd為常溫設計下梁所能承擔的最大荷載值；

ηft為火災下荷載效應的折減系數(shù)(通常情況下，倉庫取為0.7，其余情況取為0.6)。

為方便試驗結(jié)果對比，本文火災中各梁施加的集中荷載相同，均為按照梁L5計算的經(jīng)抗火設計最大容許荷載80.8 kN(火災折減系數(shù)取為0.7)。為保證火災下各梁靠近支座處的受剪區(qū)域受熱均勻，試驗中各梁的簡支支座均布置在試驗爐體內(nèi)部，為防止支座受熱變形，支座采用特制耐火鋼材加工制作，并且外部以防火硅酸鋁巖棉包裹進行保護。布置好的試驗加載裝置見圖2和圖3。

圖2 試驗加載裝置示意圖Fig.2 Loading equipment of the test

圖3 試驗裝置全貌Fig.3 Full view of the test equipment

試驗中，各梁均采用三面受火，梁混凝土溫度由預先埋入梁內(nèi)的自制K型熱電偶量測，在梁跨中及1/4跨度處選取兩個截面進行熱電偶布置，每個截面沿豎向和橫向分別布置5個測點，每兩個相鄰熱電偶的間距分別為80和50 mm，見圖4。試驗梁鋼筋骨架綁扎時，預先在縱筋和箍筋上安裝固定K型熱電偶，以量測火災中梁內(nèi)鋼筋的溫度，其中梁箍筋在四條邊中點處分別布置一個溫度測點。試驗中，所有數(shù)據(jù)由安捷倫34980A數(shù)控采集儀每5 s采集一次，并接入計算機自動存儲。

圖4 梁內(nèi)熱電偶布置Fig.4 Positions and details of thermocouples in the beam

試驗中，梁的豎向撓度由布置在梁頂?shù)牟顒邮轿灰苽鞲衅鳒y量，每根梁在跨中、加載點及支座處共布置5個位移測點，如圖5所示。梁端的軸向變形由專門設計制作的面內(nèi)位移測量裝置量測，以保證位移量測的準確性。試驗梁軸向變形量測裝置如圖6所示。

圖5 梁的位移計布置Fig.5 Positions of displacement transducers

圖6 梁端軸向變形測量裝置Fig.6 Details of setup to measure the axial deformation of the beam

3 試驗結(jié)果

3.1 試驗爐溫

火災下試驗爐爐溫隨時間變化曲線見圖7，清楚起見，圖中僅繪出了梁L1、L2、L3的實測爐溫曲線，由圖可見，各試驗實測爐溫曲線與標準升溫曲線吻合較好，火災中，試驗爐的最高爐溫超過了1 100 ℃。

3.2 試驗現(xiàn)象

圖7 試驗爐爐溫—時間曲線Fig.7 Furnace temperature versus time

試驗前期，各梁頂部有少量水蒸氣散出，隨著受火時間的增長，梁頂部逐漸有水分滲出。整個試驗過程中未聽見明顯的混凝土爆裂聲，但?；鸷笥^察梁表面，發(fā)現(xiàn)部分區(qū)域混凝土發(fā)生爆裂脫落現(xiàn)象?；馂南?，各試驗梁在靠近梁端支座處均產(chǎn)生了明顯的斜裂縫，梁的破壞形態(tài)均為受剪破壞，梁表面的裂縫開展情況及最終破壞形態(tài)見圖8。由圖可見，受火過程中，各梁除了在表面產(chǎn)生大量龜裂裂縫之外，梁端部均產(chǎn)生了上下貫穿的斜裂縫，裂縫表現(xiàn)出“下寬上窄”的形態(tài)。各梁主裂縫均分布在梁受力的彎剪段，純彎段并未發(fā)現(xiàn)明顯裂縫。對于剪跨比較大的L5梁，斜裂縫沿梁表面發(fā)展較為舒展，在主斜裂縫處可以觀察到部分箍筋屈服，甚至發(fā)生頸縮被拉斷。對于剪跨比較小的梁L4，梁側(cè)靠近支座處出現(xiàn)近似垂直裂縫，梁頂發(fā)現(xiàn)有混凝土壓碎的現(xiàn)象。各梁在斜裂縫處均發(fā)生了上下錯動，導致梁的最終破壞形態(tài)呈“水槽型”。

(a) L1

(b) L2

(c) L3

(e) L5單位：mm

3.3 梁內(nèi)溫度分布

火災下各試驗梁內(nèi)混凝土溫度隨時間變化曲線見圖9，由圖可見，由于梁內(nèi)混凝土水分蒸發(fā)的影響，各梁在100 ℃左右時，溫度曲線出現(xiàn)明顯水平臺階，隨著水分蒸發(fā)完畢，混凝土溫度繼續(xù)上升。梁內(nèi)混凝土溫度沿梁截面高度呈明顯非線性分布，距受火面越近，溫度越高，產(chǎn)生了較大的溫度梯度。至試驗結(jié)束?；饡r，梁頂混凝土與梁底混凝土的溫度差值超過了500 ℃。梁L1在點火后15 min時，梁底混凝土測點處溫度出現(xiàn)短暫下降，這是由于測溫熱電偶出現(xiàn)故障導致，故障排除后，溫度繼續(xù)上升。

(a) L1

(b) L2

(c) L3

(d) L4

(e) L5

圖10為試驗過程中梁內(nèi)鋼筋溫度隨時間變化曲線，由圖可知，隨著保護層的增加，梁內(nèi)鋼筋溫度顯著下降，試驗過程中，保護層厚度為10 mm的梁L1箍筋底部溫度最高達到了800 ℃，梁內(nèi)底部縱筋溫度超過了600 ℃；保護層為25 mm的梁L2箍筋底部及底部縱筋的溫度均超過了550 ℃；梁L3由于保護層厚度較大，臨近停火時，梁內(nèi)箍筋的最高溫度僅為500 ℃。

(a) L1

(b) L2

(c) L3

(d) L4

(e) L5

3.4 梁的變形

試驗中，各梁的豎向撓度隨時間變化曲線見圖11，由圖可知，火災過程中，各梁產(chǎn)生的豎向變形均較小，隨著溫度的升高，梁內(nèi)鋼筋和混凝土材料力學性能下降，梁發(fā)生剪切破壞，梁突然產(chǎn)生較大的豎向變形，宣告梁最終失去承載能力?；馂南?，鋼筋混凝土梁發(fā)生受剪破壞時脆性特征較為明顯。受火過程中，剪跨比對梁的豎向撓度影響較為顯著，剪跨比越小，梁產(chǎn)生的豎向撓度越小，隨著剪跨比的提高，梁的豎向撓度逐漸增大。試驗過程中，各梁端部產(chǎn)生的軸向變形較小，可以忽略不計。

(a) L1

(b) L2

(c) L3

(d) L4

(e) L5

3.5 耐火極限

由于試驗過程中無法觀測試驗爐中鋼筋混凝土梁的裂縫開展情況，因此本文根據(jù)建筑構(gòu)件耐火試驗方法規(guī)定，火災下梁達到耐火極限的標準為梁的撓度突然增大且無法繼續(xù)承擔梁上恒定荷載。各試驗梁得到的最終耐火極限見表2。由表可知，隨著混凝土保護層厚度的增加，試驗梁的耐火極限顯著提高，保護層厚度為40 mm的梁L3耐火極限比保護層厚度為25 mm的梁L2和保護層厚度為10 mm的梁L1分別提高了17.32 %和58.51 %。隨著剪跨比的增加，鋼筋混凝土梁發(fā)生受剪破壞的耐火極限顯著降低，剪跨比為1.2的梁L4耐火極限與剪跨比為2.0的梁L2和剪跨比為3.4的梁L5相比，分別提高9.93 %和25.53 %。

表2 耐火極限Tab.2 Fire resistance of the beams

4 結(jié)論

通過對5根足尺鋼筋混凝土梁進行火災試驗，研究了混凝土保護層厚度、剪跨比對鋼筋混凝土梁火災下抗剪性能的影響，得到以下主要結(jié)論：

① 火災下鋼筋混凝土梁內(nèi)存在較大的溫度梯度，隨著保護層厚度的增加，高溫下混凝土對鋼筋的保護作用增強，梁內(nèi)箍筋和縱筋溫度顯著降低。

② 火災下提高混凝土保護層厚度，能夠顯著提高梁的抗剪性能。相同條件下，保護層厚度為40 mm的梁耐火極限比保護層厚度為25 mm和10 mm的梁分別提高了17.32 %和58.51 %。

③ 隨著剪跨比的增加，鋼筋混凝土梁火災下發(fā)生受剪破壞時的耐火極限逐漸降低，減小梁的剪跨比可以提高梁的耐火極限，但梁發(fā)生破壞時的脆性更為明顯。

④ 進行鋼筋混凝土梁的抗火設計時，為提高其火災下的抗剪性能，應適度增加梁混凝土保護層厚度，同時盡量減小梁的剪跨比。