在役預(yù)應(yīng)力混凝土板火災(zāi)后性能理論分析與試驗(yàn)研究

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。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)工作性能等問題尚未見諸報(bào)端。本文通過對(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)域積灰明顯少于周圍，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)性能問題，尚無(wú)專門的試驗(yàn)研究可供參考，文獻(xiàn)[10]對(duì)高溫下各類非預(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)力板的荷載并沒有變化，然而鋼絞線的應(yīng)變?cè)谠黾印４藭r(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噸荷載持荷過程中即聽到“嘭”的異響，在加載2.6噸荷載過程中再次聽到“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200με，板支座處軸線方向應(yīng)變差達(dá)到120με,此時(shí)已超過混凝土的開裂應(yīng)變。鑒于以上情況，為安全起見，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，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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[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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