火災后鋼筋混凝土剪力墻抗震性能試驗研究

劉桂榮， 宋玉普， 曲福來

（1.大連理工大學海岸和近海工程國家重點實驗室，遼寧大連 116024；2.華北水利水電學院土木與交通學院，河南鄭州 450011）

0 引 言

鋼筋混凝土結構遭受火災后，大部分結構修復加固后仍可繼續使用.為了對火災后的混凝土結構進行經濟有效的修復加固，首先必須確定其剩余承載力，而對于地震區的建筑物來說，確定其火災后的抗震性能對于結構的安全性更是十分必要的.國內外學者已經對鋼筋混凝土梁［1、2］、柱［3、4］構件及框架結構［5］火災后的靜力性能和抗震性能進行了相關研究.由于混凝土剪力墻是高層建筑結構中的主要抗側力構件，研究火災后剪力墻的抗震性能，對于火災后混凝土剪力墻結構的損傷評估與抗震加固具有重要意義.然而，目前對于火災后混凝土剪力墻的抗震性能研究極少，文獻［6］對礦渣高性能混凝土剪力墻火災后的抗震性能進行了試驗研究，發現高溫作用降低了其抗震能力，摻加聚丙烯纖維可提高火災后高性能混凝土剪力墻抗震性能.研究表明，高溫后普通混凝土和高性能混凝土力學性能不同［7］.文獻檢索未發現針對普通混凝土剪力墻高溫后抗震性能相關研究報道.

常溫下對混凝土剪力墻抗震性能的研究表明：軸壓比是影響其抗震性能的一個重要因素，隨著軸壓比增加，剪力墻延性逐漸降低，抗震性能變差［8、9］.因此，我國抗震設計規范中，對剪力墻的軸壓比做了一定的限制［10］.同樣地，軸壓比對火災后混凝土剪力墻抗震性能的影響亦具有重要研究意義.為此，本文進行常溫及受火自然冷卻后，不同軸壓比下普通鋼筋混凝土剪力墻抗震性能試驗研究，期望得到剪力墻火災后抗震性能的一般規律，并為混凝土剪力墻的抗火設計和火災后的損傷評估提供一定的依據.

1 試驗概況

1.1 試件設計

本次試驗共設計6榀鋼筋混凝土剪力墻，墻兩端設置100 mm×100 mm暗柱，頂部設計橫梁以方便加載，底部設計了剛度較大的基礎，以便固定在試驗臺座上.試件具體幾何尺寸、配筋如圖1所示.剪力墻鋼筋保護層厚度為15 mm，實測鋼筋常溫下屈服強度為377 MPa（16鋼筋）和360 MPa（6.5鋼筋）.試驗主要研究參數及混凝土強度如表1所示.

圖1 試件尺寸及配筋（單位：mm）Fig.1 Dimensions and reinforcement details of specimens（unit：mm）

表1 試件主要參數Tab.1 Test specimen properties

1.2 受火試驗

試件N2T9、N4T9及N6T9在自然條件下養護約4個月后，進行火災試驗.試驗中通過燃燒液化石油氣產生明火模擬真實火災，加熱90 min后熄火并自然冷卻，剪力墻迎火面混凝土遭受最高溫度超過了500℃.

火災試驗裝置如圖2所示：試驗過程中，試件水平放置于爐頂，單面受火.為了模擬剪力墻在實際中承受的上部荷載，所有試件在受火時承受如表1所示的軸壓力，并在火災試驗過程中保持不變.

1.3 荷載試驗

加載裝置如圖3所示，每榀墻均承受豎向荷載和水平低周反復荷載的共同作用.豎向荷載由豎向油壓千斤頂提供，千斤頂倒掛固定在滑動支座上并與加載架橫梁連接.千斤頂的前端連接壓力傳感器，通過球鉸作用在剪力墻截面的中心.水平荷載由固定在鋼架上的左右兩個千斤頂施加，千斤頂的前端連接壓力傳感器，并通過球鉸作用在剪力墻頂部的加載梁上.

圖2 受火試驗裝置Fig.2 Sketch of fire test

圖3 加載裝置照片Fig.3 Photo of testing setup

試驗時，首先在墻體頂部施加軸壓力，并在試驗過程中保持不變.然后再反復加卸水平荷載，水平荷載的施加采用荷載－位移混合控制加載制度：在構件達到屈服之前，采用荷載控制，每級荷載循環1次；在構件達到屈服荷載后，采用屈服位移的整數倍控制，每級位移幅值下循環3次，直至試件破壞.

試驗過程中，主要量測內容包括：（1）頂部水平荷載；（2）不同墻高處的水平位移（已消除了底座轉動的影響）；（3）墻體剪切變形，通過布置差動變壓式位移傳感器（LVDT）實現；（4）混凝土表面應變.所有試驗數據均由動態采集系統自動采集.

2 試驗現象及試件破壞形態

在加載初期，試件處于彈性階段，卸載后，變形基本可以恢復.當水平荷載為極限荷載的45%左右時，首先在暗柱內出現一條水平裂縫.隨著試驗的進行，不斷有新的水平裂縫出現，且原有水平裂縫斜向下發展，進入墻腹之內.當水平荷載為極限荷載的65%左右時，出現了一條剪切斜裂縫.對于遭受過火災作用的試件，此時，火災下背火面出現過的裂縫亦加寬.當水平荷載接近極限荷載時，根部受壓區出現豎向受壓裂縫.隨著位移幅值的不斷增大，剛度不斷退化.所有試件最終破壞形態如圖4所示.

圖4 試件最終破壞形態Fig.4 Final failure mode of specimens

由圖4可以看出，火災作用及軸壓比對剪力墻破壞形態具有明顯影響.對于未受火試件，最終破壞時具有一條或數條明顯主斜裂縫，且隨著軸壓比增大，主斜裂縫傾斜角度逐漸變大，破壞形態由彎剪破壞向剪切破壞轉化.破壞時，所有試件根部混凝土被壓碎，暗柱縱筋外露，試件N6T0（軸壓比最大）的墻體上下兩部分還發生了錯動，呈現出較高的脆性破壞特征.而對于受火試件，最終破壞時主斜裂縫相對不明顯或者無主斜裂縫（試件N6T9），隨著軸壓比的增加，破壞形態的轉化并不明顯.主要原因可能是：（1）高溫后混凝土強度降低而變形能力卻有所提高.（2）高溫和軸壓力的共同作用，導致混凝土剪力墻在進行荷載試驗之前，內部已有較大損傷，并在背火面形成了一定數量的宏觀斜向裂縫.當剪力墻遭受低周反復荷載作用時，原有的微觀、宏觀裂縫不斷擴展，最終破壞時沒有形成明顯主斜裂縫.

同一受火試件最終破壞時，迎火面存在明顯的混凝土酥松及剝落現象，這主要是由于迎火面遭受溫度較高，混凝土強度下降（混凝土遭受500℃高溫自然冷卻后，抗壓強度只有常溫下的70%左右［12］）.

3 試驗結果與分析

3.1 承載力及延性分析

各試件的主要試驗結果如表2所示.其中，Fcr為開裂水平荷載，取受拉區出現肉眼可見第一條裂縫時對應的上一級荷載；Fy為屈服水平荷載，依據“能量面積等效法”確定；Fmax為最大水平荷載；Δy為屈服水平荷載對應的位移值；Δu為極限位移，取荷載降為85%最大水平荷載時對應的位移值；μ為位移延性系數，μ＝Δu／Δy；Ep為試件累積滯回耗能.

表2 試件主要試驗結果Tab.2 Summary of main test results

由于高溫冷卻后混凝土強度降低，尤其是鋼筋與混凝土之間的黏結強度大幅下降（光圓鋼筋遭受300℃高溫自然冷卻后，黏結強度只有常溫的40%左右［13］），造成了火災作用后剪力墻承載能力的明顯降低.火災后各試件開裂荷載、屈服荷載和極限荷載較常溫下均有明顯降低.試件N2T9較其未受火試件的開裂荷載、屈服荷載及極限荷載分別下降了29.1%、8.2%和7.1%.

另一方面，混凝土高溫后強度的降低導致構件截面有效寬度減小，從而增大了截面受壓區高度，致使火災后剪力墻延性降低.火災后試件N2T9、N4T9、N6T9位移延性系數較未受火試件分別下降了25.1%、13.3%和7.7%.當軸壓力為400 k N時，常溫下滿足延性需求μ＝3的剪力墻（N4T0），火災后不再滿足.

與常溫下剪力墻相似，火災后剪力墻承載能力均隨著軸壓力的增加而增加，而變形能力隨著軸壓力的增加而降低：當軸壓力從200 k N增加到600 k N時，常溫下及受火后剪力墻極限荷載分別提高了30.8%和26.6%，位移延性系數分別降低了29.2%和12.7%.從抗剪機理上來解釋：增加軸壓力加大了截面受壓區高度，增大了混凝土參與抗剪的面積，從而在一定程度上延遲了斜裂縫的出現，并限制了其發展，提高了剪力墻的承載力，但是降低了其延性性能.

3.2 滯回曲線與耗能特征

圖5為試件的水平荷載－位移滯回曲線，對比各試件滯回曲線圖可以看出，火災作用和軸壓比對試件滯回曲線有重要影響：與未受火試件相比，受火后試件的滯回環較狹窄，包圍面積較小，試件滯回圈數較少，且軸壓比越大，滯回圈數的減少越明顯；隨著軸壓比的增加，滯回曲線的豐滿程度逐漸減小，滯回圈數逐漸減少.

圖5 水平荷載－位移滯回曲線Fig.5 Lateral load－displacement hysteretic curves

構件的累積滯回耗能是反映其耗能能力的一個重要參數，以滯回曲線所包圍的總面積來表示.各試件累積滯回耗能Ep如表2所示.火災后剪力墻的承載能力及變形能力降低，導致其累積滯回耗能大大降低，這對結構抗震極為不利.受火90 min后，試件N2T9、N4T9及N6T9累積滯回耗能比未受火試件分別降低了49.5%、59.2%和57.4%.

當軸壓力從200 k N增加到400 k N時，未受火試件累積滯回耗能變化不大，但是受火后試件耗能明顯下降，試件N4T0比N2T0（未受火）累積滯回耗能下降了1.3%，N4T9比N2T9（受火）下降了20.3%；而當軸壓力從400 k N增加到600 k N時，無論是否遭受火災作用，累積滯回耗能均大幅下降，試件N6T0比N4T0（未受火）累積滯回耗能下降了57.1%，N6T9比N4T9（受火）下降了55.2%.

3.3 骨架曲線

各試件的水平荷載－位移骨架曲線如圖6所示.對比各試件骨架曲線可以看出：軸壓比對混凝土剪力墻骨架曲線形狀影響較大，低軸壓比試件（N2T0、N2T9、N4T0及N4T9）骨架曲線可以分為彈性、彈塑性、塑性及破壞4個階段.而高軸壓比試件（N6T0及N6T9）的骨架曲線基本沒有屈服平直段，達到極限承載力后，荷載下降突然，其骨架曲線只能分為彈性、彈塑性及破壞3個階段.與未受火試件相比，火災后試件的極限承載力和剛度下降，低軸壓比試件的塑性段較未受火試件明顯變短，塑性變形能力明顯減弱.

圖6 水平荷載－位移骨架曲線Fig.6 Lateral load－displacement skeleton curves

3.4 剛度分析

取每一循環過程中正、負向最大荷載下割線剛度的平均值，繪制成剛度退化曲線如圖7所示.

圖7 試件剛度退化曲線Fig.7 Stiffness degradation curves of specimens

高溫后混凝土彈性模量大幅下降（混凝土遭受500℃高溫后，初始彈性模量較常溫下降了70%［14］），導致相同水平荷載下火災后剪力墻的側向位移增加，剛度降低.由圖7可以看出：火災作用對剪力墻初始剛度（取第一滯回環峰值荷載對應的割線剛度）的降低作用尤為顯著.試件N2T9、N4T9及N6T9的初始剛度較其未受火試件分別下降了45.8%、51.8%和50.5%.

無論是否遭受火災作用，剪力墻剛度均隨著軸壓比的增加而增加.例如，當軸壓力從200 k N增加到600 k N時，試件N6T0初始剛度比N2T0（未受火）增加了38.7%，試件N6T9初始剛度比N2T9（受火）增加了26.7%.

4 結論與建議

（1）火災作用改變了剪力墻的破壞形態：隨著軸壓比增加，常溫下剪力墻破壞形態由彎剪破壞向剪切破壞轉化，且破壞時形成了數條或者一條主斜裂縫，而受火后剪力墻破壞形態轉化并不明顯，且隨著軸壓比的增大，主斜裂縫的破壞特征變得不明顯直至完全消失.

（2）火災作用降低了鋼筋混凝土剪力墻的抗震性能：火災后鋼筋混凝土剪力墻的承載力、延性、耗能能力及剛度均降低，且耗能能力和初始剛度的下降幅度明顯大于承載力和延性系數.在本文試驗條件下，火災后剪力墻極限荷載降低了10%左右，位移延性系數下降不超過25%，而累積滯回耗能和初始剛度都下降了50%左右.

（3）無論是否遭受火災作用，隨著軸壓比在一定范圍內增加，剪力墻承載能力和剛度逐漸提高，但位移延性和耗能能力逐步降低，其總體抗震性能變差.

（4）本文試驗條件下，當軸壓比超過0.3以后，常溫下滿足延性要求為3的剪力墻高溫后不滿足要求，且隨著軸壓比的增加，耗能能力下降加快.因此，建議對于地震區火災威脅較大的建筑物，適當控制剪力墻的軸壓比，以保證結構火災后的抗震安全性.

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