單向簡支鋼筋桁架混凝土疊合板抗火性能試驗研究

趙考重, 胡云哲, 張 濤

(1 山東建筑大學土木工程學院，濟南 250101；2 山東建筑大學 建筑結(jié)構(gòu)加固改造與地下空間工程教育部重點實驗室，濟南 250101)

0 引言

鋼筋桁架混凝土疊合板由預制混凝土底板、鋼筋桁架及上部現(xiàn)澆混凝土后澆層組成,預制混凝土底板有預應力底板和非預應力底板兩種,是目前國家大力推廣和正在實際工程中廣泛應用的裝配式結(jié)構(gòu)。根據(jù)結(jié)構(gòu)布置不同,實際結(jié)構(gòu)中有四邊支承的雙向板疊合板、對邊支承的單向疊合板等,板的支承形式有固接和簡支。

樓板是結(jié)構(gòu)中的重要構(gòu)件,既要承受結(jié)構(gòu)的豎向荷載,火災時又要起到防火隔斷、防止火災蔓延的作用,而且是受火面積最大、損傷最嚴重的構(gòu)件之一。目前,針對樓板的抗火性能國內(nèi)外學者進行了大量研究。

針對鋼筋混凝土樓板的抗火性能進行了大量的研究。如王勇等[1-3]對鋼筋混凝土現(xiàn)澆樓板的火災行為進行了數(shù)值模擬分析,得到火災工況、骨料類型、保護層厚度等對雙向板火災行為有較大影響,鋼框架結(jié)構(gòu)中受火板格附近鋼梁將產(chǎn)生較大內(nèi)力,火災蔓延行為對連續(xù)板各跨最大彎矩分布和拉壓薄膜效應發(fā)展有重要影響;董毓利等[4-6]對整澆鋼筋混凝土雙向板的火災行為進行了試驗研究和分析,得到了板受火時的溫度場分布規(guī)律及破壞特征,鋼筋混凝土雙向板具有較好的抗火性能;高立堂等[7]研究了無粘結(jié)預應力混凝土連續(xù)板的抗火性能,結(jié)果表明負彎矩筋的長度對板的破壞形式有明顯影響;馬明杰、王魯泉等[8-9]對空心樓蓋抗火性能進行了試驗研究,得到火災時由于空腔內(nèi)空氣膨脹,樓板爆裂嚴重,樓板被燒穿;馬祥林、劉秩、高新宇、盧家森等[10-13]研究了鋼筋桁架疊合板在常溫下的受力性能,得到了疊合板的抗彎承載力和變形能力,提出了設(shè)計計算方法;鄧利斌、吳方伯、許昌等[14-16]對一種設(shè)置混凝土加強肋預制疊合板的抗火性能進行了試驗研究和數(shù)值分析,得到疊合板的溫度場分布規(guī)律和破壞形態(tài)及疊合板的耐火極限,非預應力疊合板的抗火性能優(yōu)于預應力疊合板。魏方旭等[17]對單跨簡支預應力疊合板的抗火性能進行了試驗研究,研究表明鋼桁架對疊合板的抗火性能有重要作用。

之前的學者對現(xiàn)澆樓板和空心樓板的抗火性能已進行了大量研究,研究多為鋼筋混凝土疊合板在常溫下的受力性能和在高溫下的抗火性能,但是缺少對于荷載-高溫耦合作用下鋼筋混凝土疊合板的抗火性能,也缺少針對不同疊合層厚度的疊合板在受火后剩余承載能力的分析與研究?；诖?本文主要通過對單跨簡支非預應力鋼筋桁架疊合板進行抗火性能試驗,研究了不同疊合層厚度的非預應力鋼筋桁架疊合板在荷載-高溫耦合作用下的破壞形態(tài)和受力機理。并通過受火后的靜力加載試驗,研究疊合板在火災后的剩余承載能力。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

試驗共制作了9個鋼筋桁架混凝土疊合板試件(簡稱疊合板試件),試件平面尺寸為3 600×900,預制層厚度均為60mm,后澆疊合層厚度考慮了3種,分別為50、70、90mm。板底受力鋼筋為8@100,分布鋼筋為8@200,板底受力鋼筋保護層厚度為20mm,預制層和后澆疊合層混凝土強度等級均為C30。沿板跨設(shè)有兩道鋼筋桁架,桁架高度為70mm,不隨疊合層厚度變化,支架縱筋直徑為8mm,所有鋼筋均為HRB400。試件構(gòu)造圖如圖1所示。

圖1 疊合板試件尺寸及構(gòu)造

9個試件分為3組進行試驗,每組試件對應一種受火情況,第1組試件(B1-1、B1-2、B1-3)和第2組試件(B2-1、B2-2、B2-3)進行抗火試驗,第1組試件燃燒至耐火極限,第2組試件燃燒90min然后再進行靜載試驗,第3組試件(B3-1、B3-2、B3-3)僅進行靜載試驗,并與受火后板的靜載試驗進行對比,研究火災后非預應力鋼筋桁架混凝土疊合板的受力性能。試件具體參數(shù)見表1。

表1 試件參數(shù)

試件制作時留置混凝土試塊和鋼筋試樣,測得預制層混凝土立方體抗壓強度為31.6MPa,后澆層混凝土立方體抗壓強度為31.9MPa,受力鋼筋屈服強度為506.0MPa,極限強度為603.0MPa。

1.2 受火試驗加載方式及量測

火災試驗采用恒載-升溫的方式,即先施加均布荷載,持荷狀態(tài)下,按照ISO 834標準升溫曲線升溫,直至試驗結(jié)束。根據(jù)實際工程常見的樓板受荷載情況,在疊合板上按2kN/m2施加均布荷載,在試驗中采用沙袋布置均布荷載,如圖2所示。試件采用兩端簡支,直接水平放置在火災試驗爐頂面,兩端支座支承長度均為200mm,受火區(qū)域跨度為3 200mm。板與板之間、板與爐壁之間均留有50mm的間隙,保證試件之間的正常變形。

圖2 板面加載圖

在試件的跨中及支座處布置位移傳感器,量測試件在荷載與火耦合作用下的變形,試件在火災試驗爐上的布置及位移測點布置見圖3。

圖3 位移測點布置

每個試件選取3個控制截面即跨中和1/4跨位置處布置熱電偶量測試件溫度場的變化規(guī)律,每個控制截面布置5個混凝土溫度測點和一個鋼筋溫度測點,混凝土測點A、B、C、D距板底的距離分別為20、40、60、90mm,測點E位于板頂,熱電偶測點沿疊合板高度布置如圖4所示。

圖4 熱電偶測點布置圖

鋼筋測點位置和混凝土測點位置相對應,每個試件3個測點,在跨中和兩邊1/4跨位置各有一個測點,高度為距離板底20mm。

2 受火試驗結(jié)果與分析

2.1 試驗現(xiàn)象

第1組試件(B1-1、B1-2、B1-3)在火災試驗爐上同時進行抗火試驗。受火后首先在板頂及水平疊合面處出現(xiàn)水漬,燃燒至22min時,板的兩端均產(chǎn)生倒八字形斜裂縫,隨著燃燒時間的增加,斜裂縫不斷發(fā)展,甚至貫穿整個疊合板。燃燒至42min時,爐膛內(nèi)部發(fā)出爆裂聲,疊合板產(chǎn)生明顯變形,板跨中產(chǎn)生垂直裂縫。繼續(xù)燃燒,不斷產(chǎn)生新的斜裂縫和垂直裂縫,已有裂縫不斷發(fā)展,板的變形不斷增大,同時沿疊合板疊合面產(chǎn)生水平裂縫,說明疊合板在結(jié)合面處有分離現(xiàn)象,但并非是沿板跨連續(xù)的貫通水平裂縫,而是間斷的水平裂縫,如圖5所示。燃燒至145min時,試件B1-1上表面溫度已達180℃,達到耐火極限[18]。燃燒至147min時,試件B1-1跨中變形達245mm,試件B1-2跨中變形為192mm,試件B1-3跨中變形為107mm,因此,試件B1-2也達到耐火極限,此時試件B1-1、B1-2的變形迅速發(fā)展,停止試驗,此時爐膛內(nèi)溫度達到1 260℃。

圖5 試件裂縫分布

爐溫降低后,觀測到板底均產(chǎn)生不同程度的爆裂現(xiàn)象,試件B1-1和試件B1-2板底跨中裂縫比較明顯,底部出現(xiàn)了明顯的混凝土脫落,鋼筋露出的現(xiàn)象,試件B1-3由于沒有到達耐火極限,其火災表現(xiàn)弱于試件B1-1和試件B1-2,但是也出現(xiàn)了底部露筋表現(xiàn)。第1組試件火災后板底破壞現(xiàn)象如圖6所示。

圖6 第1組疊合板試件破壞形態(tài)

第2組試件(B2-1、B2-2、B2-3)只進行了90min的抗火試驗,試件受火后的火災行為與第1組試件前期階段基本相同,板側(cè)面可觀察到兩端的斜裂縫和跨中垂直裂縫,疊合板疊合面處產(chǎn)生水平裂縫,預制層與后澆層有分離現(xiàn)象,雖然爐膛溫度已達1 000℃,但由于燃燒時間短,分離現(xiàn)象較第1組試件輕,試件B2-1、B2-2板底未產(chǎn)生爆裂,試件B2-3板底局部爆裂,但較第1組試件明顯輕,試件的變形較第1組明顯小?；馂暮笤嚰﨎2-1、B2-2、B2-3板底破壞現(xiàn)象見圖7。

圖7 第2組疊合板試件破壞形態(tài)

由試驗結(jié)果知,疊合板受火后在跨中產(chǎn)生垂直裂縫,板跨兩端產(chǎn)生斜裂縫。分析原因,一方面板受高溫作用后材料性能劣化,鋼筋和混凝土抗拉強度都將降低,另外火災時由于溫度場分布不均,存在溫度梯度,產(chǎn)生溫度應力,在荷載和火災耦合作用下產(chǎn)生的拉應力超過混凝土抗拉強度而開裂;火災時疊合板疊合面將產(chǎn)生水平裂縫,分析原因,火災時沿板的厚度方向溫度分布不同,由板底至板頂溫度逐漸降低,形成溫度梯度,沿疊合面將產(chǎn)生剪切應力。疊合面處由于溫度梯度產(chǎn)生的剪力主要由新舊結(jié)合面混凝土間的粘結(jié)力和鋼筋桁架承擔,但最初新舊結(jié)合面間混凝土的粘結(jié)力起主要作用,疊合面與整澆相比為薄弱截面。隨著溫度升高,溫度應力增大,當由于溫度梯度產(chǎn)生的剪應力達到結(jié)合面的粘結(jié)強度時就會產(chǎn)生水平裂縫。但由于設(shè)置了鋼筋桁架,預制層與后澆疊合層并未完全脫離,因此,鋼筋桁架是保證疊合板火災時預制層與后澆層共同工作的重要措施。

不同疊合層厚度的板在受火時的開裂情況基本相同,但對于疊合層(板)厚度小的試件,火災時的損傷相對嚴重,跨中撓度變形大。

2.2 溫度場試驗結(jié)果分析

2.2.1 試驗爐溫

火災試驗時,每次試驗各布置4個K型鎧裝熱電偶爐溫桿測量爐膛內(nèi)溫度,其中兩個(1#、2#)熱電偶爐溫桿與控制系統(tǒng)相連,通過實時采集的數(shù)據(jù)調(diào)節(jié)爐膛溫度,另外兩個熱電偶爐溫桿連到數(shù)據(jù)采集儀上。兩次火災試驗由控制系統(tǒng)測得的爐膛溫度與ISO 834標準升溫曲線如圖8所示,由圖8可知,火災試驗的爐膛升溫曲線與ISO 834標準升溫曲線基本吻合。第1組火災試驗爐膛最高溫度達1 260℃,第2組火災試驗爐膛最高溫度為1 000℃。

圖8 爐膛升溫曲線與ISO 834標準升溫曲線對比

2.2.2 試件截面混凝土溫度場分布

6塊疊合板跨中截面混凝土溫度測點的溫度隨時間變化曲線如圖9所示,由圖可得知:各試件混凝土溫度隨時間變化趨勢基本一致,疊合層厚度對板內(nèi)溫度梯度無明顯影響;在溫度達到100℃左右時,曲線出現(xiàn)水平段,離板頂越近該現(xiàn)象越明顯。原因是當溫度達到100℃時,試件內(nèi)部水分汽化,在板的上部形成水漬,水分蒸發(fā)吸收大量熱量,導致溫度無法上升,下部溫度高水分蒸發(fā)快,水平段短;同一時間段隨著距板底距離的增加,溫度逐漸降低,溫度變化速率逐漸減小;距板底越近,溫度梯度越大,溫度變化越快;由于?；鸷鬆t膛內(nèi)溫度仍高于試件內(nèi)部溫度,熱傳遞仍在持續(xù),所以?；鸷?測點混凝土溫度并未達到最大值,仍繼續(xù)上升,離受火面越遠這種現(xiàn)象越明顯。

圖9 試件沿截面高度混凝土溫度-時間曲線

2.2.3 受力鋼筋實測溫度

試件中受力鋼筋測點溫度隨燃燒時間變化曲線如圖10所示。鋼筋的溫度-時間曲線與同位置混凝土的溫度-時間曲線相吻合,且每次試驗中各試件曲線趨勢接近,證明爐膛內(nèi)溫度分布均勻,每組試件受火條件相同。

圖10 試件鋼筋溫度-時間曲線

2.3 試件跨中位移

火災時試件跨中位移-時間曲線如圖11所示。由試驗曲線得到兩組抗火試驗的板在爐膛溫度達到600℃前,板的變形非常小,變化速率也非常小,當爐溫超過600℃,板的變形產(chǎn)生突變,說明材料逐步開始劣化,疊合板的變形速率增加,剛度退化越來越快。第1組試件在疊合板達到耐火極限后?；?疊合板的變形還會繼續(xù)發(fā)展,燃燒時間為90min的第2組試件,?；鸷蟀宓淖冃未蟛糠帜軌蚧謴?試件B2-1、B2-2、B2-3跨中位移恢復量分別占跨中最大撓度的64%、67%、71%。對于第1組火災試驗試件已達到耐火極限的疊合層厚度為50mm和70mm的試件B1-1、B1-2,?；鸷蟀宓淖冃螏缀醪辉倩謴?由于試件B1-3在試驗結(jié)束時并未到達耐火極限,所以試件的變形可以恢復。第1組火災試驗試件B1-1、B1-2、B1-3變形恢復量占總變形量的百分比分別是14%、17%、44%。疊合層厚度為50mm和70mm的試件B1-1、B1-2,當燃燒時間達145min時,板的變形迅速發(fā)展。后澆疊合層厚度越大,受火后板變形量越小,變形恢復量越大。

圖11 試件跨中位移-溫度曲線

3 受火試件與未受火試件靜載試驗

3.1 試件破壞形態(tài)

對受火90min后的第2組試件B2-1、B2-2、B2-3和未受火的第3組試件B3-1、B3-2、B3-3進行三分點加載試驗,兩種試件的破壞形態(tài)基本相同,荷載作用下未受火的疊合板產(chǎn)生豎向裂縫,受火后的疊合板在受火時產(chǎn)生的裂縫繼續(xù)發(fā)展,最終受壓區(qū)混凝土被壓碎,構(gòu)件達到最大承載力發(fā)生破壞。疊合層厚度為90mm的試件B2-3、B3-3在加載過程中疊合面產(chǎn)生新的微小水平裂縫,其余試件疊合面完好,說明未受火試件和受火90min的試件,在荷載作用下直到破壞的整個受力過程中,后澆層與預制層均能夠共同工作。所有試件破壞時均產(chǎn)生較大變形,說明鋼筋桁架疊合板具有較好的變形能力。試件靜載下的破壞形態(tài)如圖12所示。

圖12 靜載試驗下試件破壞形態(tài)

3.2 極限承載力

試件極限承載力試驗結(jié)果見表2。由表2可知,非預應力鋼筋桁架混凝土疊合板受火90min后,試件承載力有所降低,后澆疊合層厚度均為50mm時,火災后試件的剩余承載能力約為81%。后澆疊合層厚度為70mm時,火災后試件的剩余承載能力約為86%。后澆疊合層厚度為90mm時,火災后試件的剩余承載能力約為89%。疊合板越厚,火災后剩余承載力相對越大,相對損傷越輕。

表2 試件極限承載力試驗結(jié)果

試件荷載-位移曲線如圖13所示。對第2組試驗受火90min之后降溫冷卻至室溫狀態(tài)的疊合板和第3組疊合板在常溫下進行載荷試驗。第2組疊合板和第3組疊合板荷載-位移曲線趨勢大致相同,當達到極限荷載時,試件B2-1、B2-2、B2-3的跨中位移分別是207、149、141mm,試件B3-1、B3-2、B3-3的跨中位移分別是172、137、151mm。在荷載相同的情況下,疊合層越厚,疊合板的跨中位移越小,受火試件的跨中要大于未受火試件的跨中位移;在預制層厚度一定的條件下,疊合板后澆層厚度越大,試件的承載力越強;試件受火后,由于混凝土和鋼筋力學性能均受到一定程度影響,導致試件剛度降低,相同荷載作用下,受火后試件比未受火試件的位移大;無論是受火災作用后的疊合板,還是未受火的疊合板,試件破壞時均產(chǎn)生了較大的位移,說明設(shè)置鋼筋桁架后可顯著提高板的變形能力。

圖13 試件荷載-位移曲線

4 結(jié)論

(1)鋼筋桁架混凝土疊合板在高溫-荷載耦合作用下,由于受火后材料性能的劣化及溫度梯度產(chǎn)生的溫度應力,疊合板會產(chǎn)生跨中垂直裂縫和端部斜裂縫,疊合面會出現(xiàn)分離現(xiàn)象,沿疊合面產(chǎn)生水平裂縫。沿疊合面的水平裂縫并未形成沿結(jié)合面的貫通裂縫,預制層與疊合層仍結(jié)合在一起共同工作,說明鋼筋桁架起到關(guān)鍵作用,鋼筋桁架是保證疊合板火災時預制層和后澆層共同工作的重要措施。

(2)不同疊合層厚度的板火災行為基本相同,溫度場分布規(guī)律也無較大差別。但疊合層(板)越厚,其耐火極限越長。對于保護層厚度為20mm、預制層厚度為60mm、疊合層厚度不小于50mm的非預應力鋼筋桁架疊合板,其耐火極限可達145min以上。

(3)疊合板受火90min后仍具有較好的變形能力和一定的承載力,對于未達到耐火極限的疊合板,后澆疊合層厚度越大,受火后板變形量越小,變形恢復量越大。疊合層越厚火災后的剩余承載力越大,疊合層厚度不小于50mm,疊合板受火90min的剩余承載能力仍能達到80%以上。

(4)在荷載相同的情況下,疊合層的厚度越厚,疊合板的跨中位移越小,受火試件的跨中位移要大于未受火試件的跨中位移;在預制層厚度一定的條件下,鋼筋混凝土疊合板后澆層厚度越大,構(gòu)件的承載力越強。