楊 勇，魏 博，薛亦聰，于云龍,2，龔志超

(1．西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院，陜西，西安 710055；2．結(jié)構(gòu)工程與抗震教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西，西安 710055)

型鋼混凝土(Steel Reinforced Concrete，SRC)結(jié)構(gòu)具有承載力高、延性和抗震性能好等特點(diǎn)，在大跨重載結(jié)構(gòu)和超高層建筑中被廣泛應(yīng)用。同時(shí)，因其施工復(fù)雜，SRC結(jié)構(gòu)在量大面廣的民用建筑中受到制約[1－3]。本課題組結(jié)合預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)和SRC結(jié)構(gòu)的優(yōu)勢，提出部分預(yù)制裝配型鋼混凝土(Partially Precast Steel Reinforced Concrete，PPSRC)結(jié)構(gòu)體系。PPSRC結(jié)構(gòu)由PPSRC梁柱構(gòu)件及鋼-混凝土組合樓面板組成，PPSRC梁柱構(gòu)件的設(shè)計(jì)思路是在工廠預(yù)制生產(chǎn)SRC構(gòu)件的外殼部分，待養(yǎng)護(hù)完成運(yùn)輸至施工現(xiàn)場安裝后，再根據(jù)工程實(shí)際需求選擇澆筑構(gòu)件的核心部分，形成部分預(yù)制、部分現(xiàn)澆的SRC結(jié)構(gòu)形式。這種結(jié)構(gòu)形式實(shí)現(xiàn)了構(gòu)件工廠化預(yù)制生產(chǎn)，也提升了結(jié)構(gòu)的整體抗震性能，同時(shí)降低了構(gòu)件的運(yùn)輸?shù)跹b成本，具有較好的社會(huì)、經(jīng)濟(jì)效益，并擁有廣闊的使用空間[4－7]?；诖?，課題組提出兩種部分預(yù)制裝配型鋼混凝土柱構(gòu)件，即PPSRC柱和空心預(yù)制裝配型鋼混凝土(Hollow Precast Steel Reinforced Concrete，HPSRC)柱，截面形式如圖1所示，并對其抗震性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究[8]。

火災(zāi)會(huì)對結(jié)構(gòu)構(gòu)件造成不同程度的損傷，目前，國內(nèi)外學(xué)者對型鋼混凝土柱在高溫火災(zāi)下的性能開展了較多的研究。李俊華等[9]對5個(gè)火災(zāi)后型鋼混凝土柱進(jìn)行了軸壓試驗(yàn)研究，結(jié)果表明，火災(zāi)后型鋼混凝土柱在軸壓荷載作用下的破壞形態(tài)與常溫下基本相同，且柱火災(zāi)后軸壓承載力隨混凝土強(qiáng)度增大而增大，隨長細(xì)比增大而減小。譚清華和韓林海[10]采用有限元方法對火災(zāi)后及修復(fù)加固后型鋼混凝土柱的力學(xué)性能進(jìn)行分析，獲得了承載能力和抗彎剛度在火災(zāi)后降低及加固后提高程度。王廣勇等[11]進(jìn)行了5個(gè)高溫作用后型鋼混凝土柱力學(xué)性能試驗(yàn)，并在試驗(yàn)的基礎(chǔ)上提出了考慮升溫、降溫及高溫作用后3個(gè)階段影響的型鋼混凝土柱力學(xué)性能的分析方法。韓林海等[12－14]對鋼管混凝土疊合柱的受火性能進(jìn)行了試驗(yàn)與數(shù)值研究，并提出了其火災(zāi)后剩余承載力計(jì)算方法。

以上研究均針對現(xiàn)澆SRC柱，而在PPSRC及HPSRC柱中，因?yàn)轭A(yù)制混凝土采用活性粉末混凝土(Reactive Powder Concrete，RPC)，且構(gòu)件橫截面存在兩種不同強(qiáng)度混凝土材料，故其受火性能、截面受火損傷演化情況及火災(zāi)后剩余承載力需開展進(jìn)一步試驗(yàn)研究。鑒于此，本文作者開展了3個(gè)PPSRC柱試件和3個(gè)HPSRC柱試件的火災(zāi)試驗(yàn)和火災(zāi)后偏壓試驗(yàn)，以及1個(gè)PPSRC柱試件的常溫下偏壓試驗(yàn)，以考察受火時(shí)間、偏心率和核心混凝土強(qiáng)度這3個(gè)關(guān)鍵因素對部分預(yù)制裝配型鋼混凝土柱火災(zāi)下內(nèi)部溫度及火災(zāi)后剩余承載力、延性等方面的影響。同時(shí)基于試驗(yàn)結(jié)構(gòu)對PPSRC與HPSRC柱試件的截面溫度場進(jìn)行了數(shù)值分析。

圖1 HPSRC柱與PPSRC柱Fig.1 HPSRC column and PPSRC column

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

本試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了7個(gè)試件，包括3個(gè)HPSRC柱試件和4個(gè)PPSRC柱試件，其中1個(gè)PPSRC柱試件為常溫對比試件。試件橫截面尺寸均為300 mm×300 mm，試件高1.5 m，長細(xì)比為5。各試件中型鋼均采用Q235軋制型鋼，型鋼規(guī)格為HN175×90×5×8，內(nèi)部十字型鋼由兩個(gè)型鋼焊接而成。各試件中縱筋采用直徑為20 mm的HRB400級鋼筋；箍筋采用直徑8 mm的HPB300級矩形螺旋箍筋。為保證型鋼與混凝土的粘結(jié)性能，分別在柱頭與柱底型鋼翼緣鉆孔，并按間距70 mm布置4排8.8級高強(qiáng)螺栓；為防止柱端局部混凝土壓壞，在柱端布置了厚度為20 mm的鋼板。試件中型鋼相鄰翼緣點(diǎn)焊3 mm厚的花紋鋼板作為輔助內(nèi)膜，以實(shí)現(xiàn)內(nèi)部混凝土的二次澆筑，因花紋封板點(diǎn)焊在相鄰翼緣間，故其對試件的整體受力影響較小。各試件的主要參數(shù)見表1，試件截面尺寸及配筋見圖2。

表1 試件主要參數(shù)Table 1 Main test matrix

圖2 試件截面尺寸及配筋 /mmFig.2 Dimensions and details of test specimens

1.2 材料性能

試件外部預(yù)制混凝土和內(nèi)部現(xiàn)澆混凝土分別采用不同的強(qiáng)度等級。外部預(yù)制混凝土采用活性粉末混凝土，設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級為C100，主要成分為礦渣粉、石英砂、水泥、硅灰、鋼纖維以及減水劑等，具體配比見表2。RPC中鋼纖維的體積摻量為2%，鋼纖維的力學(xué)性能見表3。內(nèi)部混凝土采用普通強(qiáng)度混凝土或活性粉末混凝土，強(qiáng)度等級為C30和C100。

外部預(yù)制RPC實(shí)測28 d立方體抗壓強(qiáng)度為96.8 MPa；內(nèi)部現(xiàn)澆混凝土實(shí)測28 d立方體抗壓強(qiáng)度為23.1 MPa及96.8 MPa。試件中的實(shí)測型鋼和鋼筋材料強(qiáng)度見表4。

表2 RPC配合比Table 2 Designed mix proportions of RPC

表3 鋼纖維力學(xué)性能Table 3 Mechanical properties of steel fiber

表4 鋼材力學(xué)性能Table 4 Mechanical properties of steel reinforcements

1.3 火災(zāi)試驗(yàn)裝置及測點(diǎn)布置

火災(zāi)試驗(yàn)在華南理工大學(xué)結(jié)構(gòu)耐火實(shí)驗(yàn)室開展?；馂?zāi)試驗(yàn)系統(tǒng)主要由供氣系統(tǒng)、爐體、助燃風(fēng)系統(tǒng)、排煙系統(tǒng)、冷卻系統(tǒng)、點(diǎn)火系統(tǒng)、控制臺(tái)、操作系統(tǒng)和報(bào)警系統(tǒng)等組成。火災(zāi)試驗(yàn)爐爐膛長、寬、高分別為4.0 m、3.0 m、1.5 m，爐內(nèi)交錯(cuò)布置12個(gè)噴嘴，通過燃燒天然氣對爐內(nèi)構(gòu)件進(jìn)行明火升溫，實(shí)現(xiàn)對實(shí)際火災(zāi)燃燒效果及熱對流、熱輻射的模擬。爐內(nèi)南北方向各均勻布置了4個(gè)鎳鉻硅－鎳硅熱電偶，可實(shí)時(shí)測量調(diào)整爐內(nèi)溫度?；馂?zāi)試驗(yàn)裝置如圖3(a)所示。

由于火災(zāi)會(huì)引起混凝土的高溫膨脹，在持荷條件下，外部荷載能有效地抑制混凝土內(nèi)部裂縫的產(chǎn)生和開展，進(jìn)而能有效降低混凝土的高溫?fù)p傷；同時(shí)，因本試驗(yàn)中采用混凝土強(qiáng)度等級較高，試驗(yàn)設(shè)備所提供的軸向荷載與試件軸向設(shè)計(jì)承載力比值較小，故本次火災(zāi)試驗(yàn)采取四面受火方案且不承受外荷載。受火前，用粘鋼法對牛腿部位進(jìn)行加固，在牛腿加固處涂抹20 mm厚的厚涂型防火涂料，并在防火涂料外裹有兩層20 mm厚防火棉，以減少牛腿部位在火災(zāi)實(shí)驗(yàn)過程中收到的影響。試件實(shí)際受火高度為600 mm。爐內(nèi)溫度按ISO-834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線升溫，升溫時(shí)間分別為120 min和150 min[15]。當(dāng)升溫時(shí)間達(dá)到設(shè)定值后，關(guān)閉燃?xì)忾y門終止升溫。24小時(shí)后打開爐蓋，使?fàn)t內(nèi)試件自然冷卻；48小時(shí)后將爐內(nèi)試件逐個(gè)吊出試驗(yàn)爐。為測定試件截面溫度，在每個(gè)試件柱高1/2處布置4個(gè)鎳鉻－鎳硅熱電偶，火災(zāi)試驗(yàn)測點(diǎn)布置見圖4(a)。

1.4 火災(zāi)后試驗(yàn)裝置及測點(diǎn)布置

火災(zāi)后的常溫靜力加載試驗(yàn)在1.8×104kN液壓伺服試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行。靜力試驗(yàn)裝置如圖3(b)所示。試件上、下部采用水泥砂漿找平，并通過輥軸支座來實(shí)現(xiàn)端部鉸接約束，然后進(jìn)行物理對中。試驗(yàn)采用位移控制加載制度進(jìn)行加載，在達(dá)預(yù)計(jì)極限荷載前，加載速度為0.005 mm/s，到達(dá)極限荷載后，加載速度控制在0.003 mm/s。加載至75%極限荷載或者試件整體或局部出現(xiàn)較大變形而無法繼續(xù)加載時(shí)，試驗(yàn)結(jié)束。試驗(yàn)中沿試件長度方向布置5個(gè)位移計(jì)監(jiān)測試件的側(cè)向變形，并在柱中沿柱截面高度方向布置5個(gè)電阻應(yīng)變計(jì)監(jiān)測試件截面應(yīng)變。靜力試驗(yàn)測點(diǎn)布置如圖4(b)所示。

圖3 試驗(yàn)裝置Fig.3 Test devices

圖4 測點(diǎn)布置Fig.4 Layout of gauges

2 火災(zāi)試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 主要試驗(yàn)結(jié)果

火災(zāi)試驗(yàn)結(jié)束并自然冷卻48 h后，將試件吊出試驗(yàn)爐后對試件損傷情況進(jìn)行觀察，各試件受火后損傷情況如圖5所示。各試件受火后損傷情況如下：1) HPSRC組試件火災(zāi)后形態(tài)大致相同。下面以HPSRC-1試件為例說明試件受火后損傷情況，試件表面中部受火區(qū)域呈灰褐色并出現(xiàn)寬約0.5 mm，深約3 mm的細(xì)微龜裂縫，表面少量裸露鋼纖維被燒焦，試件兩側(cè)表面距柱底1000 mm處因火焰燃燒不完全而出現(xiàn)深褐色大裂縫，試件表面下部零散分布深褐色區(qū)域；2) PPSRC-1試件中部受火區(qū)域出現(xiàn)易掉落灰白色起皮物，掉皮之后混凝土呈灰色，表面出現(xiàn)寬約0.3 mm，深約3 mm的細(xì)微龜裂縫，試件兩側(cè)表面距柱底850 mm、900 mm處因火焰燃燒不完全而出現(xiàn)深褐色大裂縫；3) PPSRC-2試件中部受火區(qū)域呈灰褐色，表面出現(xiàn)寬約1 mm，深約5 mm的龜裂縫，試件兩側(cè)表面距柱底700 mm、900 mm處因火焰燃燒不完全而出現(xiàn)深褐色“Y”字形裂縫；4) PPSRC-3試件中部受火區(qū)域出現(xiàn)易掉落灰白色起皮物，掉皮之后混凝土呈灰色，距柱底600 mm處出現(xiàn)橫向貫通裂縫。

由上述各試件火災(zāi)后損傷情況可知，因?yàn)镽PC中鋼纖維的橋連作用，高溫下PPSRC與HPSRC試件表面均未發(fā)生混凝土爆裂現(xiàn)象；受火后試件中部受火區(qū)域呈灰褐色，顏色隨受火時(shí)間加長而加深；試件四周均出現(xiàn)一定程度的龜裂，龜裂程度隨受火時(shí)間加長而加重。

圖5 試件受火后損傷情況Fig.5 Damage patterns of test specimens after fire

2.2 截面溫度

在火災(zāi)試驗(yàn)中對試件內(nèi)部布置的4個(gè)熱電偶進(jìn)行測量，以觀察截面溫度在火災(zāi)升降溫過程中的變化情況。試件各測點(diǎn)的溫度曲線如圖6所示，各試件測點(diǎn)歷史最高溫度及開始降溫時(shí)間見表5。

由圖6可看出：1) 當(dāng)各測點(diǎn)溫度升至100 ℃左右時(shí)，存在一個(gè)明顯的溫度平臺(tái)，這是因?yàn)樵嚰?nèi)部的自由水在受熱蒸發(fā)過程中吸收熱量，導(dǎo)致試件內(nèi)部升溫速度略微減緩。同時(shí)溫度平臺(tái)的出現(xiàn)存在滯后現(xiàn)象，距離試件表面越遠(yuǎn)，溫度平臺(tái)出現(xiàn)得越滯后。2) 測點(diǎn)4的歷史最高溫度最高且顯著高于其余測點(diǎn)溫度，然后是測點(diǎn)1、測點(diǎn)3、測點(diǎn)2。這是因?yàn)闇y點(diǎn)4處于兩面受火位置，且距離受火面較近，受溫度影響更大。3) 升溫時(shí)間對測點(diǎn)4溫度影響較大，升溫時(shí)間越長，測點(diǎn)溫度越高。4) 在終止升溫后，各測點(diǎn)溫度并未隨之馬上降低，而是繼續(xù)升溫一段時(shí)間，測點(diǎn)開始降溫時(shí)間隨截面深度加深而越發(fā)滯后。

圖6 試件各測點(diǎn)的溫度曲線Fig.6 Temperature curves of test points of specimens

表5 試驗(yàn)結(jié)果Table 5 Test results

3 截面溫度場模擬

3.1 熱分析原理

在受火高溫工況下，構(gòu)件與周圍環(huán)境主要以輻射、對流的方式進(jìn)行熱量的傳遞，構(gòu)件內(nèi)部則主要以傳導(dǎo)的方式進(jìn)行熱量傳遞。試件截面溫度場在火災(zāi)下為瞬態(tài)溫度場，整個(gè)熱傳導(dǎo)過程呈非線性，且試件內(nèi)部無熱源，其三維瞬態(tài)熱傳導(dǎo)方程為：

試件的邊界條件為試件受火面與周圍環(huán)境介質(zhì)之間的熱交換條件，包括熱輻射和熱對流，如圖7(a)所示，其中綜合輻射系數(shù)為0.5，對流傳熱系數(shù)為W/(m2·K)。具體表示為：

式中：T/(℃)為測點(diǎn)處的溫度；t/h為試件的受火時(shí)間；c/(kJ/(kg·℃))為材料比熱容；ρ/(kg/m3)為材料的密度；λ/(W/(m·℃))為材料的導(dǎo)熱系數(shù)；α為對流傳熱系數(shù)；ε為綜合輻射系數(shù)；σ為玻爾茲曼常數(shù)，取值為5.67×10?8；Tf/(℃)為構(gòu)件表面溫度；Ts/(℃)為環(huán)境介質(zhì)溫度。

3.2 材料熱工性能

在火災(zāi)高溫工況下，鋼材和混凝土的熱膨脹系數(shù)、導(dǎo)熱系數(shù)和比熱容等材料熱工性能參數(shù)會(huì)隨著溫度的升高而發(fā)生變化。本文中鋼材的材料熱工性能參數(shù)采用歐洲規(guī)范EC3[16]和EC4[17]中建議的取值，普通混凝土的材料熱工性能參數(shù)采用歐洲規(guī)范EC4中的建議取值，RPC的導(dǎo)熱系數(shù)和比熱容取值采用鄭文忠等[18]提出的建議取值。具體熱工參數(shù)取值如表6所示。

圖7 有限元分析及結(jié)果Fig.7 FEM analysis and results

表6 鋼材與混凝土熱工性能Table 6 Thermal properties of steel and concrete

3.3 溫度場有限元模擬

3.3.1 基本假設(shè)

本文采用ABAQUS大型通用有限元分析軟件對試件柱進(jìn)行火災(zāi)升溫模擬，為便于火災(zāi)模擬計(jì)算，基于試驗(yàn)結(jié)果做如下假定：1) 各試件中型鋼與混凝土之間無粘結(jié)滑移；2) 試件內(nèi)部無熱源；3)鋼筋、型鋼以及混凝土均為各向同性材料；4) 不計(jì)試件內(nèi)部封板的影響；5) 不計(jì)各材料之間的接觸熱阻。

3.3.2 建模與計(jì)算結(jié)果分析

試件型鋼及混凝土單元均采用DC3D8(8節(jié)點(diǎn)3維實(shí)體單元)熱分析單元，該分析單元能轉(zhuǎn)化為結(jié)構(gòu)分析單元求解；試件縱筋和箍筋采用DC1D2 (二結(jié)點(diǎn)桿單元)熱分析單元。受火前試件處于室內(nèi)環(huán)境，初始溫度設(shè)定為20 ℃。網(wǎng)格劃分方面，模型網(wǎng)格的劃分直接關(guān)系結(jié)果計(jì)算的精確性，理論上網(wǎng)格劃分越密，結(jié)果越精確，但同時(shí)也增長了計(jì)算時(shí)間。為獲得較理想的結(jié)果，本文最終確定網(wǎng)格大小取為20 mm。試件網(wǎng)格劃分模型如圖7 (b)所示，各試件跨中截面的溫度云圖如圖7 (c)～圖7 (f)所示。

由溫度云圖可知：1) 試件四面受火，截面溫度場呈雙軸對稱分布，外殼部分呈角部渾圓的矩形形狀，越往內(nèi)越趨于圓形；2) 由于型鋼導(dǎo)熱性能好，核心部分處的溫度場呈梅花狀分布，核心填充C100級RPC的試件花瓣飽滿度高于核心填充C30級混凝土試件；3) 截面溫度由表及里逐漸降低，角部溫度損傷嚴(yán)重，核心混凝土溫度相對較低；4) 越靠近截面邊緣溫度變化幅度越大，越往試件內(nèi)部深入，溫度變化幅度越?。?) 對比試件PPSRC-1和PPSRC-2可知，隨著火災(zāi)升溫時(shí)間的增加，全截面溫度越高，溫度傳遞越充分。

4 火災(zāi)后偏壓試驗(yàn)結(jié)果及其分析

4.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

受火損傷后的PPSRC及HPSRC試件的偏壓試驗(yàn)破壞現(xiàn)象較為相似。對于加載偏心率較小的試件PPSRC-1、PPSRC-2、PPSRC-3、HPSRC-1及HPSRC-2，在加載前期試件未出現(xiàn)新的變形和破壞；當(dāng)荷載達(dá)到極限荷載的50%～55%時(shí)，試件內(nèi)部鋼纖維逐漸被拔出；當(dāng)荷載達(dá)到極限荷載的75%～80%時(shí)，試件跨中受壓區(qū)角部混凝土起鼓；當(dāng)荷載達(dá)到極限荷載的82%～88%時(shí)，受拉區(qū)混凝土出現(xiàn)橫向貫通裂縫；隨著荷載的繼續(xù)增大，受壓區(qū)混凝土不斷起鼓剝落，隨后壓潰，荷載急劇下降，試件破壞。試件破壞后，受壓區(qū)壓潰高度為200 mm～280 mm，破壞類型為小偏心受壓破壞。

對于加載偏心率較大的試件，火災(zāi)后試件HPSRC-3在加載前期未出現(xiàn)新的變形和破壞；當(dāng)荷載達(dá)到極限荷載的40%時(shí)，試件內(nèi)部鋼纖維逐漸被拔出；當(dāng)荷載達(dá)到極限荷載的72%時(shí)，試件跨中受壓區(qū)角部混凝土起鼓；當(dāng)荷載達(dá)到極限荷載的80%時(shí)，受拉區(qū)混凝土出現(xiàn)橫向貫通裂縫；隨著荷載的繼續(xù)增大，受拉區(qū)橫向貫通裂縫加寬，受壓區(qū)混凝土不斷起鼓剝落，隨后壓潰，荷載急劇下降，試件破壞后，受壓區(qū)壓潰高度為140 mm，破壞類型為大偏心受壓破壞。

對于未受火的試件PPSRC-4，加載前期試件處于彈性狀態(tài)，表面未出現(xiàn)明顯裂縫；當(dāng)荷載增加至極限荷載的70%時(shí)，試件內(nèi)部鋼纖維逐漸被拔出；荷載增加至極限荷載的90%時(shí)，試件跨中受壓區(qū)上、下角部混凝土起鼓開裂；加載至極限荷載的92%時(shí)，試件受拉區(qū)出現(xiàn)橫向貫通裂縫，隨后受壓區(qū)混凝土壓潰，試件破壞，但未出現(xiàn)大面積起鼓剝落現(xiàn)象。試件破壞后，受壓區(qū)壓潰高度為320 mm，破壞類型為小偏心受壓破壞。試驗(yàn)后各試件的破壞形態(tài)見圖8，圖中從左到右分別為試件的東、西、南、北面破壞形態(tài)。

4.2 試驗(yàn)結(jié)果

4.2.1 火災(zāi)后剩余承載力

各試件靜力加載試驗(yàn)結(jié)果如表5所示。由表5中的試驗(yàn)結(jié)果可以看出：1) 試件火災(zāi)后剩余承載力受偏心率影響顯著，其隨偏心率的增大而顯著降低。2) 核心混凝土類別對試件剩余承載力的影響相對較小，試件剩余承載力隨核心混凝土強(qiáng)度增大而依次增大。3) 試件剩余承載力受火災(zāi)升溫時(shí)間影響明顯，其隨受火時(shí)間增長而降低，受火120 min和150 min時(shí)分別為常溫對比試件極限承載力的59%和51%。

4.2.2 荷載-位移曲線

火災(zāi)后偏壓試驗(yàn)實(shí)測得到的試件的荷載-位移曲線如圖9所示。從圖9的試驗(yàn)結(jié)果可以看出：1)當(dāng)荷載小于50%極限荷載時(shí)，位移與荷載呈線性關(guān)系；當(dāng)荷載大于約50%極限荷載時(shí)，試件內(nèi)部混凝土裂縫在外荷載作用下不斷發(fā)展，撓度與荷載呈非線性關(guān)系曲線；2) 在荷載達(dá)到極限荷載之后，各試件的荷載-位移曲線均出現(xiàn)一段快速下降段，在這之后曲線呈現(xiàn)平緩下降趨勢；出現(xiàn)這一現(xiàn)象主要是由于在荷載-位移曲線峰值前，外殼混凝土起主要承荷作用，達(dá)到峰值時(shí)受壓區(qū)混凝土壓潰退出工作，由內(nèi)部型鋼起主要承荷作用；3) 試件跨中截面的位移隨荷載偏心率增大而增大，隨火災(zāi)升溫時(shí)間增加而增大。

圖8 試件破壞形態(tài)Fig.8 Failure modes of test specimens

圖9 荷載-位移曲線Fig.9 Load-deflection curves

4.2.3 截面應(yīng)變分布

各試件柱中截面的應(yīng)變分布情況如圖10所示。由試件截面應(yīng)變分布情況可以看出，除試件HPSRC-3外，其余火災(zāi)后試件在荷載小于64%極限荷載之前，柱中截面的應(yīng)變分布基本呈線性變化，能較好地符合平截面假定，試件HPSRC-3偏心率大，混凝土較早開裂，其柱中截面應(yīng)變只在48%極限荷載前保持線性分布。常溫下試件PPSRC-4在荷載小于80%極限荷載之前，柱中截面應(yīng)變符合平截面假定。試件受壓區(qū)高度隨偏心率增大而降低，隨受火升溫時(shí)間增長而降低；核心混凝土強(qiáng)度等級對試件受壓區(qū)高度影響不明顯。

4.2.4 延性

通常用位移延性系數(shù)μ來衡量延性的大小，μ=Δu/Δy。屈服位移Δy可由能量法得出，極限位移Δu取荷載下降至85%極限荷載時(shí)所對應(yīng)的位移，Δm為峰值位移[19]，屈服位移的確定如圖11所示。所有試件的位移延性系數(shù)見表5。由表5可知：各試件的位移延性系數(shù)均大于2.7，具有良好的抗震性能；在型鋼的約束下，內(nèi)部澆筑不同強(qiáng)度的混凝土均能表現(xiàn)出較好的變形性能，且內(nèi)部澆筑的強(qiáng)度最高的RPC為配置了鋼纖維的活性粉末混凝土，其受力性能相比于普通高強(qiáng)混凝土有較高提升，在試件內(nèi)部填充RPC和C30混凝土的試件較HPSRC試件的位移延性系數(shù)分別提升了32.8%和23.6%，本試驗(yàn)中火災(zāi)后試件的延性隨核心混凝土的強(qiáng)度增大而增大。

圖10 沿柱高的應(yīng)變分布Fig.10 Strain along the column height

圖11 屈服位移的確定Fig.11 Definition of yield displacement

5 結(jié)論

為進(jìn)一步推進(jìn)建筑工業(yè)化進(jìn)程，本文提出新型部分預(yù)制裝配型鋼混凝土柱 (Partially Precast Steel Reinforced Concrete，PPSRC) 與空心預(yù)制裝配型鋼混凝土 (Hollow Precast Steel Reinforced Concrete，HPSRC) 柱兩種新型預(yù)制裝配SRC柱形式，并對其高溫受火及偏心剩余承載力進(jìn)行了試驗(yàn)研究。試驗(yàn)結(jié)果表明：

(1) 火災(zāi)升溫至100 ℃左右時(shí)，部分預(yù)制裝配型鋼混凝土柱截面存在溫度平臺(tái)，內(nèi)部溫度變化存在明顯的滯后現(xiàn)象?；馂?zāi)后，試件表面未發(fā)生混凝土爆裂現(xiàn)象，混凝土對型鋼具有較好的保護(hù)作用，大幅降低了溫度對型鋼的影響，使其在火災(zāi)后仍具有較好的力學(xué)性能。

(2) 火災(zāi)后部分預(yù)制裝配型鋼混凝土柱偏心受壓破壞過程以及破壞形態(tài)和常溫下類似，在荷載小于64%極限荷載之前，柱跨中截面的應(yīng)變分布基本呈線性，平截面假定仍然適用。

(3) 部分預(yù)制裝配型鋼混凝土柱火災(zāi)后剩余承載力隨偏心率的增大而降低，隨核心混凝土強(qiáng)度增大而提高；且隨受火升溫時(shí)間增長而降低，受火120 min和150 min時(shí)PPSRC柱的剩余承載力分別為常溫下極限承載力的59%和51%。

(4) 火災(zāi)后PPSRC柱的延性較好，在型鋼約束下，內(nèi)部澆筑不同強(qiáng)度的混凝土均能表現(xiàn)出較好的變形性能，且強(qiáng)度最高的RPC受力性能比普通高強(qiáng)混凝土有較高提升，在試件內(nèi)部填充RPC和C30混凝土的試件較HPSRC試件的位移延性系數(shù)分別提升了32.8%和23.6%，本試驗(yàn)中火災(zāi)后試件的延性隨核心混凝土的強(qiáng)度增大而增大。