火災(zāi)后超高性能混凝土梁斜截面剩余承載性能試驗(yàn)研究*

閆 凱, 劉壯壯, 黃彬超, 徐 成, 閆 巖

(1 山東建筑大學(xué) 建筑結(jié)構(gòu)加固改造與地下空間工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，濟(jì)南 250101；2 山東建筑大學(xué)工程鑒定加固研究院有限公司，濟(jì)南 250013)

0 引言

超高性能混凝土(UHPC)是一種具有超高強(qiáng)度,高耐久性、高抗折性、低滲透性和良好體積穩(wěn)定性的新型水泥基復(fù)合材料[1-4],由于其導(dǎo)熱系數(shù)、比熱分別為普通混凝土的1.25～1.40倍、0.75～0.85倍[5],抗壓、抗拉等力學(xué)性能在相同溫度下比普通混凝土衰減幅度大,故UHPC構(gòu)件火災(zāi)安全風(fēng)險大[6-7]。UHPC構(gòu)件受火后斜截面承載性能是評估其火災(zāi)后安全性及加固修復(fù)的依據(jù),為推進(jìn)UHPC廣泛引用,亟需研究火災(zāi)后UHPC梁斜截面承載性能。

由于UHPC組分中不含粗骨料,斜裂縫間的骨料咬合力微弱[8],UHPC梁的斜截面承載機(jī)理與普通混凝土梁存在較大差異[9-10]。UHPC梁受火災(zāi)高溫作用,裂縫發(fā)展與爆裂剝落產(chǎn)生截面的削弱也會對火災(zāi)后承載性能產(chǎn)生一定的影響[11]。徐海賓等[12]開展了9個UHPC梁抗剪試驗(yàn)得到了適合UHPC梁斜截面承載能力的公式。張浦[13]采用軟化桁架理論研究了混凝土強(qiáng)度、剪跨比等對UHPC梁抗剪性能的影響。戚家南等[14]開展了11個UHPC梁抗剪試驗(yàn),提出了UHPC梁抗剪承載力計(jì)算方法。金凌志等[15]基于4個不同剪跨比預(yù)應(yīng)力活性粉末混凝土梁試驗(yàn)提出了抗剪承載力計(jì)算修正公式。陳鳴等[16]進(jìn)行了8個UHPC梁火災(zāi)后抗剪性能試驗(yàn),建立了有腹筋梁高溫受火后剩余抗剪承載力計(jì)算方法。廖杰洪等[17]開展了8個UHPC梁受火后抗剪試驗(yàn),分析了截面尺寸、受火位置對抗剪性能的影響。李海艷[18]采用多項(xiàng)式回歸方式建立了不同摻量鋼纖維UHPC梁力學(xué)參數(shù)隨受火溫度的變化公式。已有UHPC梁抗剪承載力研究集中于常溫或火災(zāi)下條件,火災(zāi)后不同工況下UHPC梁剩余承載性能研究相對較少。

本文對12個受火后UHPC梁抗剪性能開展了試驗(yàn)研究,得到了試件荷載-位移曲線、破壞模式、裂縫分布及發(fā)展規(guī)律。分析了受火時間、剪跨比、荷載水平、配箍率等因素對火災(zāi)后UHPC梁的抗剪承載性能影響。

1 試驗(yàn)概況

1.1 材料性能及試驗(yàn)設(shè)計(jì)

UHPC原材料如下:P.O52.5硅酸鹽水泥;比表面積800m2的超細(xì)礦粉;硅灰,SiO2含量為93.47%,比表面積24 200m2/kg;天然細(xì)河沙,粒徑范圍為0.15～5.00mm;聚羧酸系高效減水劑,減水率為40%,含固率為95%;葡萄糖酸鈉緩凝劑;I型平直鍍銅鋼纖維,長度13mm,等效直徑0.22mm。UHPC配合比如表1所示,鋼筋力學(xué)性能如表2所示。

表2 鋼筋力學(xué)性能

設(shè)計(jì)并制作了12個足尺UHPC簡支梁,梁截面尺寸均為b×h=250mm×350mm,總長度3 700mm。其中試件UHPCB-10、UHPCB-11配置箍筋,其余試件為無箍筋梁,試驗(yàn)參數(shù)如表3所示。

表3 試驗(yàn)參數(shù)

1.2 試件制作及火災(zāi)試驗(yàn)

試件制作時,先將水泥、硅灰、礦粉、細(xì)砂等依次攪拌混合,再放入鋼纖維、水,將拌合物澆筑至模具,澆筑過程以自密實(shí)為主,輔以振搗至表面出漿。為保證試件在火災(zāi)下試驗(yàn)過程中發(fā)生剪切破壞先于彎曲破壞,在兩端剪壓區(qū)以外區(qū)域均勻涂刷10mm厚的防火涂料,并用耐火棉保護(hù)。對試件施加預(yù)定荷載后,按ISO 834標(biāo)準(zhǔn)升溫,如圖1所示,試驗(yàn)中爐內(nèi)溫度與升溫曲線基本一致。

圖1 時間-爐溫曲線

1.3 火災(zāi)后試驗(yàn)設(shè)備與裝置

UHPC梁受火至預(yù)定時間,停火冷卻至常溫,開展受火后UHPC梁斜截面靜載試驗(yàn),火災(zāi)后靜力加載使用伺服液壓設(shè)備進(jìn)行,火災(zāi)試驗(yàn)加載裝置實(shí)景及示意圖見圖2、3。試件兩端簡支,靜載試驗(yàn)如圖4所示,在梁頂預(yù)定的剪跨處單點(diǎn)施加荷載至破壞。

圖2 火災(zāi)試驗(yàn)加載裝置實(shí)景

圖3 火災(zāi)試驗(yàn)加載裝置示意圖

圖4 火災(zāi)后試驗(yàn)照片

1.4 測點(diǎn)布置及失效準(zhǔn)則

試驗(yàn)采用應(yīng)變片測量加載過程中試件截面應(yīng)變變化,在兩端支座、加載點(diǎn)、跨中設(shè)置百分表測量試件變形增量,通過裂縫測寬儀測量裂縫分布和發(fā)展。應(yīng)變片及位移計(jì)布置見圖5。

圖5 應(yīng)變片及位移計(jì)布置

火災(zāi)后靜載試驗(yàn)采用分階段加載方式,根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50152—2012)[19],采用荷載控制進(jìn)行分級加載,以10kN為增量,每級加載值不大于正常使用荷載值的20%,待試件梁變形穩(wěn)定后記錄各測點(diǎn)的位移數(shù)據(jù),采集應(yīng)變,觀察試件的裂縫。當(dāng)加載至試件斜截面突然發(fā)生破壞,剪壓區(qū)混凝土被壓碎時,判定試件達(dá)到承載力極限狀態(tài),加載結(jié)束。

2 試驗(yàn)現(xiàn)象及分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象與破壞形態(tài)

火災(zāi)后UHPC試驗(yàn)梁破壞形態(tài)與常溫下靜載試驗(yàn)破壞形態(tài)大致相同。由試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析,加載前期,當(dāng)荷載為極限荷載的35%～40%,原有裂紋發(fā)展,且有向支座和加載點(diǎn)處發(fā)展的趨勢;加載中期,達(dá)到極限荷載的40%～70%,部分鋼纖維被拔出,產(chǎn)生窸窣聲;加載中后期,達(dá)到極限荷載的70%以上,斜裂縫發(fā)展至1/2梁高以上,寬度發(fā)展至5mm以上,試件產(chǎn)生明顯響聲,鋼纖維由三維亂向分布演變?yōu)榇怪毙绷芽p方向;加載后期,梁撓度增大,變形明顯,裂縫進(jìn)一步發(fā)展且寬度增加,最寬處可達(dá)15～20mm,加載點(diǎn)處混凝土被壓碎,部分有箍筋試件箍筋被拉斷。

剪跨比為2.0的試件發(fā)生明顯的剪壓破壞,如圖6所示。梁腹部被斜裂縫分割成受壓短柱,隨著荷載的逐步增加,試件下邊緣支座處短裂縫發(fā)展,向加載點(diǎn)延伸形成多條平行方向斜裂縫,裂縫產(chǎn)生后,寬度快速增加,破壞發(fā)生前無明顯征兆,達(dá)到極限荷載時發(fā)出巨響,內(nèi)部鋼纖維被拔出,試件撓度增大,無法繼續(xù)持荷,達(dá)到極限承載能力,試件架立鋼筋和底部縱筋彎折,受壓區(qū)混凝土壓碎,屬于脆性破壞。

圖6 λ=2.0時試件荷載-位移曲線及破壞形態(tài)

剪跨比為2.5、3.0的試件發(fā)生剪壓破壞,如圖7、8所示。火災(zāi)后加載初期細(xì)微裂縫發(fā)展,隨著荷載增加,裂縫向加載點(diǎn)斜向延伸,形成臨界主斜裂縫。當(dāng)主斜裂縫發(fā)展至剪壓區(qū),斜裂縫寬度不斷增大,斜截面咬合及摩擦作用衰退。上部架立筋及底部縱筋發(fā)生彎折,鋼筋的銷栓作用降低,箍筋的錨固作用隨斜裂縫的增大而衰退。裂縫發(fā)展至15～20mm,出現(xiàn)明顯的剪切滑移,剪壓區(qū)混凝土被壓碎,試件破壞。剪壓破壞發(fā)生前臨界斜裂縫已形成,且沿主裂縫方向開展,無其它明顯斜裂縫產(chǎn)生,破壞表現(xiàn)出一定的預(yù)兆。剪跨比為3.0的試件破壞時呈現(xiàn)一定的斜拉破壞特征。表明受火災(zāi)影響,試件有效截面高度降低,實(shí)際剪跨比增加,火災(zāi)后破壞模式向斜拉破壞發(fā)展。

圖7 λ=2.5時試件荷載-位移曲線及破壞形態(tài)

圖8 λ=3.0時試件荷載-位移曲線及破壞形態(tài)

剪跨比為3.5的無箍筋梁發(fā)生斜拉破壞,如圖9所示。隨著荷載的增加,試件底部出現(xiàn)裂縫,且不斷斜向上發(fā)展,在達(dá)到極限荷載的65%時,斜裂縫延伸至梁高的1/2以上。裂縫隨荷載的增大而逐步向加載點(diǎn)處發(fā)展,形成臨界主斜裂縫。臨界主斜裂縫自支座向加載點(diǎn)處延伸,貫穿梁腹部。當(dāng)達(dá)到極限荷載的75%時,裂縫迅速變寬,發(fā)展成為一條貫通導(dǎo)致破壞的主裂縫,使梁沿斜向拉成兩部分而突然破壞。架立筋被壓彎,鋼纖維被拔出,底部縱筋銷栓作用、鋼纖維橋聯(lián)作用喪失,破壞荷載略高于貫通斜裂縫時的荷載。斜拉破壞發(fā)生迅速,屬于明顯的脆性破壞。

圖9 λ=3.5時試件荷載-位移曲線及破壞形態(tài)

UHPC梁火災(zāi)后靜載試驗(yàn)受力過程可分為3個階段:

(1)裂縫開展階段。試驗(yàn)梁受火災(zāi)下高溫影響,火災(zāi)后加載試驗(yàn)過程無新裂縫的產(chǎn)生,在原有火災(zāi)下試驗(yàn)裂縫的基礎(chǔ)上開展,荷載的增加使得高溫后的裂縫再次張裂發(fā)展,此階段試件UHPC材料抗剪強(qiáng)度達(dá)到最大。

(2)裂縫加寬階段。試件受到剪切力的作用加大,裂縫延伸速率降低,縱向加深變寬發(fā)展,主斜裂縫產(chǎn)生。鋼纖維的“橋聯(lián)作用”可以有效地遏制UHPC梁的裂縫開展速率。此階段UHPC梁即使裂縫增大,仍滿足維持一定抗剪承載力的條件。受火災(zāi)高溫影響,部分試件爆裂程度較大,內(nèi)部損傷嚴(yán)重,鋼纖維的“橋聯(lián)作用”降低。

(3)破壞失效階段。鋼纖維“橋聯(lián)作用”失效后,當(dāng)試件裂縫開展變寬形成主斜裂縫后,裂縫沿加載點(diǎn)與支座方向貫通試件,受力模式發(fā)生轉(zhuǎn)變,剪力主要通過箍筋與縱向鋼筋的銷栓作用傳遞,當(dāng)箍筋與縱筋達(dá)到屈服,試件裂縫迅速開展破壞。試驗(yàn)梁幾乎瞬間失去承載能力,此階段試件在荷載增加不大的情況下即發(fā)生脆性破壞。

2.2 火災(zāi)后UHPC梁剩余承載性能分析

根據(jù)試驗(yàn)前期對目前存在的UHPC梁抗剪承載性能公式的驗(yàn)證,張浦的軟化桁架理論[13]更符合本次試驗(yàn)的實(shí)際情況,故抗剪承載力采用張浦的UHPC梁抗剪承載力V計(jì)算公式:

(1.345+0.131λ)×fyvρsvbh0

式中:α1為預(yù)應(yīng)力提高系數(shù),普通鋼筋UHPC梁取α1=1.0;c為受壓翼緣影響系數(shù),矩形梁取c=1;ρ為斜截面內(nèi)普通縱向受拉鋼筋的配筋率;λ為計(jì)算截面的剪跨比,λ=M/Vh0=a/h0;ft為混凝土抗拉強(qiáng)度;fyv為箍筋抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值;ρsv為配箍率。

火災(zāi)后試件剩余承載能力主要是由受火時間、剪跨比、爆裂程度等決定。根據(jù)表4,未爆裂且無明顯裂縫的試驗(yàn)梁削弱程度在8%～13%,火災(zāi)下無明顯裂縫但截面存在局部爆裂的試件削弱程度在15%左右,隨著爆裂程度的增加,火災(zāi)后剩余承載力降幅增大,試件削弱達(dá)24%～27%。試件受火時爆裂,截面尺寸削弱,形成受力薄弱點(diǎn),且爆裂時伴隨著裂縫的迅速發(fā)展,承載性能顯著降低。

表4 火災(zāi)后試驗(yàn)梁剩余承載力與設(shè)計(jì)值對比

火災(zāi)下有裂縫未爆裂的試件由于試件裂縫的發(fā)展,使內(nèi)部較高壓力的水蒸氣有逃逸通道,裂縫的開展能夠在一定程度上降低混凝土的受熱爆裂。

試件受裂縫影響,抗剪承載力削弱程度在14%～18%。試件爆裂嚴(yán)重且斜裂縫明顯,導(dǎo)致鋼纖維的“橋聯(lián)作用”幾近喪失,無法承受斜向拉力,其斜截面承載力削弱程度高達(dá)36.25%。

2.3 影響因素分析

2.3.1 受火時間

UHPC具有比普通混凝土更高的導(dǎo)熱系數(shù)和更低的比熱,受火后材料性能退化更顯著。隨受火時間增加,試件內(nèi)部溫度呈非線性增加,形成非均勻溫度場。鋼纖維的加入加速了熱量由外部向構(gòu)件內(nèi)部傳遞,混凝土彈性模量、強(qiáng)度等力學(xué)性能降低,有效受力截面減小,實(shí)際剪跨比增大,導(dǎo)致混凝土提供剪力能力削弱,致使梁撓曲變形程度加大。

高溫產(chǎn)生的爆裂及裂縫開展對試件的損傷具有不可恢復(fù)性。隨著受火時間增加,試件加載前裂縫開展明顯,火災(zāi)后鋼筋混凝土材料性能衰減增大,剪跨比為3.0的試件受火時間由150min增大到180min,極限承載力由1 505kN變?yōu)? 055kN,降低了30%,如圖10所示。存在破壞模式由剪壓破壞向斜拉破壞發(fā)展的趨勢。

圖10 不同受火時間下荷載-位移曲線

2.3.2 剪跨比

火災(zāi)后加載初期,剪跨比為2.0～3.0的試件均產(chǎn)生細(xì)微裂縫,隨著荷載增加,梁腹被分割成受壓短柱(圖11(a)),裂縫向加載點(diǎn)斜向延伸,形成臨界主斜裂縫。剪壓區(qū)高度逐漸減小,最后混凝土被壓碎而破壞,屬于剪壓破壞。剪跨比為3.5的試件剪跨區(qū)的斜裂縫數(shù)量依次減少,隨著荷載的增加,試件底部支座處出現(xiàn)彎曲裂縫,且不斷向上發(fā)展,形成臨界主斜裂縫,主斜裂縫貫穿梁腹部(圖11(b)),使梁沿斜向拉成兩部分而突然破壞。說明隨著剪跨比的增大,試驗(yàn)梁的破壞模式由剪壓破壞轉(zhuǎn)為斜拉破壞。

圖11 破壞模式

不同剪跨比下試件荷載-位移曲線見圖12。由圖12可知,剪跨比從2.0增加到3.5,試件的極限承載力依次為1 505、1 180、880、808kN,下降幅度分別為27.54%、34.09%、8.9%,發(fā)生響聲與裂縫開展程度所對應(yīng)的荷載存在8%～15%的提前,表明剪跨比對UHPC試件破壞形態(tài)及剩余承載性能影響較為明顯,特別是剪跨比從2.5增加到3.0,承載力下降的幅度最大,剪跨比2.0的試件剩余承載性能約為剪跨比3.5的兩倍。

圖12 不同剪跨比下荷載-位移曲線

2.3.3 荷載水平

荷載水平表示火災(zāi)試驗(yàn)下施加剪力值與試件常溫下抗剪承載力的比值。相同剪跨比、不同荷載水平下,曲線變化明顯(圖13),荷載水平越高,火災(zāi)下?lián)p傷越嚴(yán)重,較大荷載水平產(chǎn)生較大的裂縫,內(nèi)部熱量傳遞速度加快,加速內(nèi)部材料性能退化,高溫后不可恢復(fù)的損傷增大,致使火災(zāi)后試件剩余承載性能降低。

圖13 不同荷載水平下荷載-位移曲線

荷載水平0.45的混凝土試件響聲與裂縫更早發(fā)生,貫通的主裂縫形成時荷載比荷載水平0.25的試件降低25%。剪跨比為2.5的試件在荷載水平為0.45和0.25時極限承載力分別為1 180、920kN;剪跨比為3.5時,極限承載力分別為808、660kN,隨著火災(zāi)下荷載水平由0.25提升到0.45,火災(zāi)后承載性能有18%～22%的降低。與剪跨比相比,荷載水平對剩余承載性能影響較弱。

2.3.4 箍筋

由于試件剪跨比較小,且裂縫前期發(fā)展不明顯。斜裂縫出現(xiàn)前,混凝土主要承受剪壓荷載。加載初期,配箍率為0%的試件抗剪性能較好(圖14),主要是由于火災(zāi)下試驗(yàn)荷載水平較低。試件受剪性能表現(xiàn)由火災(zāi)下荷載水平所影響。鋼纖維在受剪過程中起到了一定箍筋錨固的作用,較低的配筋率對試件承載性能影響較小。

圖14 不同配箍率下荷載-位移曲線

隨著荷載增加,試件撓度加大,混凝土逐步失去抗剪能力,箍筋作用凸顯,能夠有效抵抗試件變形(圖15),提升受剪承載性能。箍筋對抑制斜裂縫的開展、傳遞剪力具有重要作用。若無箍筋,試件破壞時具有一定程度的斜拉破壞的趨勢。一定范圍內(nèi),配箍率越高的試件承受的極限荷載越大。配箍率為0.27%的試件剩余承載性能比無配箍的試件承載性能高出23.4%。

3 結(jié)論

開展了12個UHPC梁火災(zāi)后剩余承載性能靜載試驗(yàn)。獲得了火災(zāi)后UHPC梁的荷載-位移曲線、裂縫分布與發(fā)展、破壞模式,分析了受火時間、剪跨比、荷載水平、配箍率對剩余抗剪性能的影響,得到以下結(jié)論:

(1)受火時間影響試件的爆裂程度與裂縫開展,使UHPC梁材料性能衰減,截面有效高度降低,實(shí)際剪跨比增大,對火災(zāi)后試件承載性能具有關(guān)鍵影響。受火時間由150min增大到180min,極限承載性能降低了30%。

(2)剪跨比是影響UHPC梁火災(zāi)后剩余承載性能及破壞模式的重要因素。剪跨比增大,使試件的破壞模式發(fā)生“剪壓破壞”向“斜拉破壞”的演變,火災(zāi)后試件由于高溫產(chǎn)生結(jié)構(gòu)損傷,有效截面高度降低,實(shí)際剪跨比增大。

(3)爆裂與裂縫對UHPC梁火災(zāi)后抗剪承載性能帶來15%～30%的削弱,荷載水平越大,材料性能退化越嚴(yán)重,配置箍筋可以有效傳遞剪力,抑制裂縫開展,提高UHPC梁抵抗變形能力。