鋼筋混凝土吊車梁受火后力學性能的試驗研究

韓重慶 陳玲珠 許清風，* 肖建莊 邵 棚 王明謙

（1.東南大學建筑設計研究院有限公司，南京210096；2.上海市建筑科學研究院上海市工程結構安全重點實驗室，上海200032；3.同濟大學土木工程學院，上海200092；4.東南大學土木工程學院，南京210096）

0 引 言

鋼筋混凝土結構是工業建筑中常用的結構形式之一，針對鋼筋混凝土梁火災后性能的研究已有較多的研究成果。EI-Hawary 等［1］對鋼筋混凝土簡支梁不同受火時間后抗彎性能進行了試驗研究。研究表明，隨著受火時間的增加，混凝土梁開裂荷載和極限荷載減小，破壞撓度增大。Kumar等［2］進行了鋼筋混凝土簡支梁受火后性能試驗研究。研究發現，受火后梁初始剛度的下降程度明顯大于臨近極限時的剛度下降程度；且受火時間越長，梁的截面剛度下降程度越大。Kodur 等［3］進行了3 根鋼筋混凝土簡支梁火災后極限承載力的試驗研究，試驗表明梁受火后的抗彎能力仍大部分保留，并結合有限元分析，提出了一種評估受火后梁殘余承載力的方法。張威振［4］進行了高溫后鋼筋混凝土簡支梁的試驗及有限元分析，研究了升溫時間、配筋率、冷卻方式對高溫后混凝土梁力學性能的影響。王全鳳等［5］進行了5 根HRBF500鋼筋混凝土梁受火冷卻后力學性能的試驗。結果表明，高溫后HRBF500鋼筋混凝土梁的承載力下降顯著，受火時間、配筋率和預加荷載對其耐火性能均有影響。陸洲導等［6］進行受火后鋼筋混凝土連續梁受力性能的對比試驗研究。結果表明:當截面受壓區直接受火時，剛度及承載力都有較大降低；當截面受拉區直接受火時，剛度及承載力變化較小。王國輝等［7］研究了受火時間、剪跨比、混凝土強度、箍筋直徑和箍筋間距等對受火后鋼筋混凝土梁抗剪承載力和剛度的影響規律。劉橋等［8］對高強鋼筋混凝土連續T形梁受火后性能進行了研究。研究表明，隨著受火時間增加，受火后連續梁的屈服荷載和極限荷載均明顯下降；火災后連續梁彎曲剛度顯著降低。但以上研究并未涉及工業建筑中常用鋼筋混凝土吊車梁火災后的受力性能。

鑒于此，本文進行足尺鋼筋混凝土吊車梁受火后力學性能的對比試驗研究，并采用有限條帶法對其極限承載力進行計算，為鋼筋混凝土吊車梁受火后鑒定評估和加固修復提供科學依據。

1 試驗概況

1.1 試件設計

共進行了2 根足尺鋼筋混凝土吊車梁試驗研究，其中，1 根為未受火對比試件CB-1，1 根為ISO 834 等效受火60 min 后自然冷卻試件CB-2。為研究既有工業建筑中常用鋼筋混凝土吊車梁的力學性能，試件選用圖集《鋼筋混凝土吊車梁（工作級別A4、A5）》（04 G323-2）［9］中的中級工作制吊車梁DL-3Z。混凝土設計強度等級為C30，鋼筋強度等級為HRB400 和HRB335。吊車梁長度為5.95 m，試件尺寸和配筋詳見圖1 所示。為便于滑觸線的安裝，在腹板上預留四個直徑為25 mm的小圓孔。試件CB-2 受火時，為模擬實際工作狀態其持荷為CB-1極限承載力的30%。

圖1 試件尺寸及截面配筋圖（單位:mm）Fig.1 Geometry and reinforcement arrangement of specimens（Unit:mm）

鋼筋混凝土吊車梁采用預拌商品混凝土澆筑，粗骨料為硅質，混凝土實測力學性能詳見表1，表中fcu為混凝土立方體抗壓強度，fc為混凝土棱柱體抗壓強度，Ec為混凝土彈性模量。鋼材實測力學性能詳見表2，表中fsy為鋼筋屈服強度，fst為鋼筋極限抗拉強度。

表1 混凝土實測力學性能參數Table 1 Mechanical properties of concrete

表2 鋼筋實測力學性能參數Table 2 Mechanical properties of steel rebar

1.3 試驗裝置

對比試件CB-1 在靠近三分點處進行加載，加載裝置如圖2（a）所示。試驗采用分級加載，每級荷載施加穩定后持荷5～10 min。由于爐膛尺寸的限制，CB-2 受火過程中跨度為5.2 m，在三分點處進行加載，加載裝置如圖2（b）所示。CB-2 受火試驗前，先分級加載至CB-1 極限承載力的30%（根據跨中彎矩等效原則確定），持荷15 min 后再進行受火試驗；靜載試驗加載方案與CB-1 相同，分級加載至試件破壞。靜載試驗在受火試驗結束后3個月左右進行。

圖2 試驗裝置（單位:mm）Fig.2 Test setup（Unit:mm）

考慮到試件的對稱性，僅在一側布置應變片。為量測吊車梁試件跨中截面的應變變化，沿橫截面梁高側面布置應變片，具體測點布置如圖3（a）所示；為測量縱筋應變，在常溫試件不同位置縱筋上布置應變片，鋼筋應變片在混凝土澆筑之前預埋，具體測點布置如圖3（b）所示。為量測吊車梁上表面混凝土沿縱向的應變變化，沿梁縱向上表面等距布置應變片，具體測點布置如圖4 所示。在試件跨中、加載點處和支座處布置位移傳感器以量測其豎向位移，具體布置見圖2。荷載、應變和豎向位移均通過動態應變采集系統進行測讀。

在受火試驗過程中，采用鎳鉻合金K 型熱電偶量測試件不同位置混凝土和鋼筋的溫度變化，熱電偶的量程為-200 ℃～1 100 ℃。熱電偶的讀數通過水平試驗爐電儀控制系統采集。混凝土熱電偶布置如圖5所示。

圖3 跨中截面鋼筋和混凝土應變測點布置（單位:mm）Fig.3 Strain measurements layout of steel and concrete at mid-span cross section（Unit:mm）

圖4 翼緣上表面混凝土應變測點布置（單位:mm）Fig.4 Concrete strain measurements layout at top surface of flange（Unit:mm）

圖5 混凝土熱電偶布置（單位:mm）Fig.5 Concrete thermocouple layout（Unit:mm）

2 試驗現象

2.1 對比試件CB-1

對比試件CB-1 開始加載時，由于純彎段彎矩很小，截面沒有開裂，試件表現為彈性變形特征。當荷載增加至44 kN時，試件跨中兩側出現3條細直裂紋，寬度在0.05 mm 左右，裂縫基本呈豎直走勢，高度約為350 mm。隨著荷載繼續增加，原有裂縫進一步向上延伸，在已有裂縫相鄰區域又出現新的豎直裂縫，部分裂縫向上延伸到一定高度以后開始斜向發展，最大裂縫長度達600 mm，最大的裂縫寬度為0.25 mm。加載至110 kN 時，純彎段豎向裂縫繼續向上延伸，彎剪段在預留孔洞部位開始出現45°向斜裂縫。隨著荷載繼續增加，純彎段豎向裂縫的數量和長度趨于穩定，但裂縫寬度繼續增大，最大裂寬達4 mm；彎剪段原有斜裂縫不斷沿著45°向加載點延伸，同時在原有斜裂縫和支座之間出現新的斜裂縫。加載至220 kN 時，跨中撓度達到16.6 mm，最大裂縫寬度達到1.5 mm。加載至320 kN 時，加載點處受壓翼緣混凝土突然壓酥剝落，跨中撓度達139.9 mm，最大斜裂縫寬度達9 mm、純彎段最大豎向裂縫寬度達5.1 mm，試件在加載點處發生混凝土壓潰破壞。試件CB-1破壞如圖6所示。

圖6 CB-1試件破壞圖Fig.6 Failure modes of specimen CB-1

2.2 受火后試件CB-2

2.2.1 受火試驗

試件CB-2 持荷為105 kN（由于受火試驗中受爐膛尺寸限制，梁跨度為5.2 m，持荷值根據跨中彎矩等效原則確定），持荷穩定后跨中撓度為15 mm；受火18 min 后試件翼緣上表面開始有白色水霧冒出。隨著受火時間增加，霧氣越來越大。受火50 min后加載點至端部區域翼緣上表面開始有液態水溢出，范圍逐漸擴大。此時發現火災試驗爐內實測溫度明顯低于ISO 834 標準升溫曲線的對應溫度，按照實際輸出能量與按ISO 834標準升溫曲線升溫 60 min 輸出能量相等的原則［10］，按圖7 進行等效計算，需將本次受火試驗的受火時間延長至90 min 方代表試件CB-2 按ISO 834 等效受火60 min。

圖7 不同升溫曲線等效計算Fig.7 Equivalent caculation of different temperature curves

繼續受火試驗，當受火58 min 時火災試驗爐內發出巨響，推測為混凝土在高溫作用下的爆裂。受火60 min后，翼緣上表面溢出水呈條狀分布，并逐漸連成一片。受火90 min時（相當于ISO 834受火60 min）停火，此時翼緣上表面水分不斷蒸發，此后打開風機，試件自然冷卻，冷卻過程中繼續持荷120 min 后卸載。待爐內溫度降至室溫時打開爐蓋，發現試件表面有較多細微裂縫，分布雜亂無章，腹板底部混凝土疏松但未出現露筋現象，靠近支座處腹板側面混凝土大面積爆裂、爆裂區箍筋和腰筋外露（圖8（b））。

圖8 CB-2試件受火試驗現象Fig.8 Phenomenon of fire test of specimen CB-2

2.2.2 靜載試驗

受火后試件CB-2 開始加載后，原有細微裂縫無規律、無方向地延伸，裂縫寬度基本不變。加載至70 kN 時，跨中區域出現4 條新的豎向裂縫，裂縫寬度0.02 mm。隨著荷載繼續增加，豎向裂縫不斷出現和向上延伸，豎向裂縫最大寬度達0.20 mm；彎剪段出現45°向斜裂縫，斜向裂縫最大寬度達0.15 mm。加載至190 kN時，斜向裂縫最大寬度達0.3 mm；加載至240 kN時，斜裂縫最大寬度達2.3 mm。加載至245 kN 時，試件跨中撓度由97.5 mm 迅速增大到129.0 mm，不適宜繼續加載，試驗發生彎曲破壞。試件CB-2破壞如圖9所示。

圖9 CB-2試件破壞圖Fig.9 Failure modes of specimen CB-2

3 試驗結果分析

3.1 溫度場分布

在受火試驗過程中，各溫度測點測得的混凝土溫度變化如圖10所示。

由圖10 可知，各試件升降溫趨勢大致相同，隨著受火時間增加各測點溫度升高；停火后，靠近受火面測點溫度開始下降，離受火面較遠測點溫度繼續升高；由于混凝土內部殘留水分蒸發吸收大量熱量，致使距離受火面較遠測點在100 ℃出現溫升平臺段；試件腹板三面受火，沿橫截面寬度和高度方向均存在溫度梯度；試件翼緣單面受火，僅沿橫截面高度方向存在溫度梯度。

3.2 荷載-位移曲線

各試件荷載-跨中撓度曲線如圖11 所示，主要試驗結果如表3所示。表中屈服荷載Py根據等能量法確定［11］。

圖10 試件CB-2各測點溫度隨時間變化圖Fig.10 Temperature development of specimen CB-2 with time

圖11 各試件荷載-跨中撓度曲線Fig.11 Load-deflection curve of each specimen

表3 主要試驗結果Table 3 Main test results

由圖11 和表3 可知，試件加載初期均處于彈性狀態，荷載-位移曲線近似為直線；隨著荷載增加，試件進入彈塑性階段，呈明顯的非線性。受火后試件CB-2 的屈服荷載和屈服撓度較對比試件CB-1 分別降低15.3%和46.2%，極限荷載和極限撓度分別降低23.4%和7.8%。而受火60 min 對900 mm 高鋼筋混凝土吊車梁試件初始彎曲剛度影響有限。受火后承載力下降主要是由于受火后鋼筋強度下降造成。由于吊車梁高度較高，受火60 min損傷混凝土厚度相對較小，因此，吊車梁初始彎曲剛度下降有限。

3.3 應變分析

3.3.1 混凝土

不同荷載作用下試件跨中截面混凝土應變沿截面高度的變化如圖12 所示。加載過程中，腹板受拉區混凝土逐漸開裂，到加載后期，腹板受拉區應變片均損壞。由圖12 可知，吊車梁試件混凝土應變基本符合平截面假定。

圖12 跨中混凝土應變沿截面高度的變化Fig.12 Variation of concrete strain distribution along height at mid-span cross-section

不同荷載作用下試件翼緣上表面混凝土應變沿跨度方向的變化如圖13所示。由圖13可知，試件翼緣上表面混凝土壓應變最大值在跨中附近，試件破壞時混凝土最大壓應變約0.003 3。

3.3.2 鋼筋

圖13 翼緣上表面混凝土應變沿截面跨度的變化Fig.13 Variation of concrete strain distribution at top surface of flange along span

試件CB-1 跨中截面鋼筋應變隨荷載變化如圖14所示。由圖14可知，鋼筋應變隨荷載增加而增加，當荷載達到220 kN 時底部受力鋼筋進入屈服階段。鋼筋最大應變小于極限拉應變0.015，表明鋼筋未拉斷，與試驗現象相符。

圖14 試件CB-1荷載-鋼筋應變曲線Fig.14 Load-steel rebar strain curves of specimen CB-1

3.4 延性系數

試件延性性能可采用位移延性系數μ或能量延性系數λ評價。其中，位移延性系數為極限荷載時跨中撓度Δu與初始屈服點所對應跨中撓度Δy的比值；而能量延性系數則為達到極限荷載時的能量值Eu和達到屈服荷載時的能量值Ey的比值。延性系數分析結果如表4所示。

表4 延性系數分析結果Table 4 Ductility ratio by analysis

由表4 可知，基于撓度法和能量法計算的延性系數的對應關系一致，受火后吊車梁試件的延性明顯高于未受火對比試件。

4 承載力分析

采用廣東省標準《建筑混凝土結構耐火設計技術規程》［12］中提出的有限條帶法對鋼筋混凝土吊車梁試件的承載力進行計算。各試件極限承載力實測值和計算值對比如表5所示。由表5可知，條帶法針對受火后吊車梁試件的受彎極限承載力的預測誤差在8.6%以內，符合工程精度要求，可用于火災后截面較高鋼筋混凝土吊車梁剩余承載力的計算。

表5 極限承載力計算結果Table 5 Calculation results of ultimate capacity

5 結 論

（1）吊車梁試件受火過程中，升曲線在100 ℃左右有一持續平臺；混凝土內部溫度達到最高溫度的時間較停火時間延后，且距離受火面越遠的溫度測點，延后效應越明顯。

（2）受火后鋼筋混凝土吊車梁極限荷載和極限撓度分別降低23.4%和7.8%。吊車梁試件初始剛度并無顯著差異。

（3）有限條帶法針對受火后鋼筋混凝土吊車梁的承載力的預測誤差在8.6%以內，符合工程精度要求。