钢筋混凝土吊车梁受火后力学性能的试验研究

2020-04-21 04:29韩重庆陈玲珠许清风肖建庄王明谦
结构工程师 2020年1期
关键词:吊车挠度测点

韩重庆 陈玲珠 许清风,* 肖建庄 邵 棚 王明谦

(1.东南大学建筑设计研究院有限公司,南京210096;2.上海市建筑科学研究院上海市工程结构安全重点实验室,上海200032;3.同济大学土木工程学院,上海200092;4.东南大学土木工程学院,南京210096)

0 引 言

钢筋混凝土结构是工业建筑中常用的结构形式之一,针对钢筋混凝土梁火灾后性能的研究已有较多的研究成果。EI-Hawary 等[1]对钢筋混凝土简支梁不同受火时间后抗弯性能进行了试验研究。研究表明,随着受火时间的增加,混凝土梁开裂荷载和极限荷载减小,破坏挠度增大。Kumar等[2]进行了钢筋混凝土简支梁受火后性能试验研究。研究发现,受火后梁初始刚度的下降程度明显大于临近极限时的刚度下降程度;且受火时间越长,梁的截面刚度下降程度越大。Kodur 等[3]进行了3 根钢筋混凝土简支梁火灾后极限承载力的试验研究,试验表明梁受火后的抗弯能力仍大部分保留,并结合有限元分析,提出了一种评估受火后梁残余承载力的方法。张威振[4]进行了高温后钢筋混凝土简支梁的试验及有限元分析,研究了升温时间、配筋率、冷却方式对高温后混凝土梁力学性能的影响。王全凤等[5]进行了5 根HRBF500钢筋混凝土梁受火冷却后力学性能的试验。结果表明,高温后HRBF500钢筋混凝土梁的承载力下降显著,受火时间、配筋率和预加荷载对其耐火性能均有影响。陆洲导等[6]进行受火后钢筋混凝土连续梁受力性能的对比试验研究。结果表明:当截面受压区直接受火时,刚度及承载力都有较大降低;当截面受拉区直接受火时,刚度及承载力变化较小。王国辉等[7]研究了受火时间、剪跨比、混凝土强度、箍筋直径和箍筋间距等对受火后钢筋混凝土梁抗剪承载力和刚度的影响规律。刘桥等[8]对高强钢筋混凝土连续T形梁受火后性能进行了研究。研究表明,随着受火时间增加,受火后连续梁的屈服荷载和极限荷载均明显下降;火灾后连续梁弯曲刚度显著降低。但以上研究并未涉及工业建筑中常用钢筋混凝土吊车梁火灾后的受力性能。

鉴于此,本文进行足尺钢筋混凝土吊车梁受火后力学性能的对比试验研究,并采用有限条带法对其极限承载力进行计算,为钢筋混凝土吊车梁受火后鉴定评估和加固修复提供科学依据。

1 试验概况

1.1 试件设计

共进行了2 根足尺钢筋混凝土吊车梁试验研究,其中,1 根为未受火对比试件CB-1,1 根为ISO 834 等效受火60 min 后自然冷却试件CB-2。为研究既有工业建筑中常用钢筋混凝土吊车梁的力学性能,试件选用图集《钢筋混凝土吊车梁(工作级别A4、A5)》(04 G323-2)[9]中的中级工作制吊车梁DL-3Z。混凝土设计强度等级为C30,钢筋强度等级为HRB400 和HRB335。吊车梁长度为5.95 m,试件尺寸和配筋详见图1 所示。为便于滑触线的安装,在腹板上预留四个直径为25 mm的小圆孔。试件CB-2 受火时,为模拟实际工作状态其持荷为CB-1极限承载力的30%。

图1 试件尺寸及截面配筋图(单位:mm)Fig.1 Geometry and reinforcement arrangement of specimens(Unit:mm)

钢筋混凝土吊车梁采用预拌商品混凝土浇筑,粗骨料为硅质,混凝土实测力学性能详见表1,表中fcu为混凝土立方体抗压强度,fc为混凝土棱柱体抗压强度,Ec为混凝土弹性模量。钢材实测力学性能详见表2,表中fsy为钢筋屈服强度,fst为钢筋极限抗拉强度。

表1 混凝土实测力学性能参数Table 1 Mechanical properties of concrete

表2 钢筋实测力学性能参数Table 2 Mechanical properties of steel rebar

1.3 试验装置

对比试件CB-1 在靠近三分点处进行加载,加载装置如图2(a)所示。试验采用分级加载,每级荷载施加稳定后持荷5~10 min。由于炉膛尺寸的限制,CB-2 受火过程中跨度为5.2 m,在三分点处进行加载,加载装置如图2(b)所示。CB-2 受火试验前,先分级加载至CB-1 极限承载力的30%(根据跨中弯矩等效原则确定),持荷15 min 后再进行受火试验;静载试验加载方案与CB-1 相同,分级加载至试件破坏。静载试验在受火试验结束后3个月左右进行。

图2 试验装置(单位:mm)Fig.2 Test setup(Unit:mm)

考虑到试件的对称性,仅在一侧布置应变片。为量测吊车梁试件跨中截面的应变变化,沿横截面梁高侧面布置应变片,具体测点布置如图3(a)所示;为测量纵筋应变,在常温试件不同位置纵筋上布置应变片,钢筋应变片在混凝土浇筑之前预埋,具体测点布置如图3(b)所示。为量测吊车梁上表面混凝土沿纵向的应变变化,沿梁纵向上表面等距布置应变片,具体测点布置如图4 所示。在试件跨中、加载点处和支座处布置位移传感器以量测其竖向位移,具体布置见图2。荷载、应变和竖向位移均通过动态应变采集系统进行测读。

在受火试验过程中,采用镍铬合金K 型热电偶量测试件不同位置混凝土和钢筋的温度变化,热电偶的量程为-200 ℃~1 100 ℃。热电偶的读数通过水平试验炉电仪控制系统采集。混凝土热电偶布置如图5所示。

图3 跨中截面钢筋和混凝土应变测点布置(单位:mm)Fig.3 Strain measurements layout of steel and concrete at mid-span cross section(Unit:mm)

图4 翼缘上表面混凝土应变测点布置(单位:mm)Fig.4 Concrete strain measurements layout at top surface of flange(Unit:mm)

图5 混凝土热电偶布置(单位:mm)Fig.5 Concrete thermocouple layout(Unit:mm)

2 试验现象

2.1 对比试件CB-1

对比试件CB-1 开始加载时,由于纯弯段弯矩很小,截面没有开裂,试件表现为弹性变形特征。当荷载增加至44 kN时,试件跨中两侧出现3条细直裂纹,宽度在0.05 mm 左右,裂缝基本呈竖直走势,高度约为350 mm。随着荷载继续增加,原有裂缝进一步向上延伸,在已有裂缝相邻区域又出现新的竖直裂缝,部分裂缝向上延伸到一定高度以后开始斜向发展,最大裂缝长度达600 mm,最大的裂缝宽度为0.25 mm。加载至110 kN 时,纯弯段竖向裂缝继续向上延伸,弯剪段在预留孔洞部位开始出现45°向斜裂缝。随着荷载继续增加,纯弯段竖向裂缝的数量和长度趋于稳定,但裂缝宽度继续增大,最大裂宽达4 mm;弯剪段原有斜裂缝不断沿着45°向加载点延伸,同时在原有斜裂缝和支座之间出现新的斜裂缝。加载至220 kN 时,跨中挠度达到16.6 mm,最大裂缝宽度达到1.5 mm。加载至320 kN 时,加载点处受压翼缘混凝土突然压酥剥落,跨中挠度达139.9 mm,最大斜裂缝宽度达9 mm、纯弯段最大竖向裂缝宽度达5.1 mm,试件在加载点处发生混凝土压溃破坏。试件CB-1破坏如图6所示。

图6 CB-1试件破坏图Fig.6 Failure modes of specimen CB-1

2.2 受火后试件CB-2

2.2.1 受火试验

试件CB-2 持荷为105 kN(由于受火试验中受炉膛尺寸限制,梁跨度为5.2 m,持荷值根据跨中弯矩等效原则确定),持荷稳定后跨中挠度为15 mm;受火18 min 后试件翼缘上表面开始有白色水雾冒出。随着受火时间增加,雾气越来越大。受火50 min后加载点至端部区域翼缘上表面开始有液态水溢出,范围逐渐扩大。此时发现火灾试验炉内实测温度明显低于ISO 834 标准升温曲线的对应温度,按照实际输出能量与按ISO 834标准升温曲线升温 60 min 输出能量相等的原则[10],按图7 进行等效计算,需将本次受火试验的受火时间延长至90 min 方代表试件CB-2 按ISO 834 等效受火60 min。

图7 不同升温曲线等效计算Fig.7 Equivalent caculation of different temperature curves

继续受火试验,当受火58 min 时火灾试验炉内发出巨响,推测为混凝土在高温作用下的爆裂。受火60 min后,翼缘上表面溢出水呈条状分布,并逐渐连成一片。受火90 min时(相当于ISO 834受火60 min)停火,此时翼缘上表面水分不断蒸发,此后打开风机,试件自然冷却,冷却过程中继续持荷120 min 后卸载。待炉内温度降至室温时打开炉盖,发现试件表面有较多细微裂缝,分布杂乱无章,腹板底部混凝土疏松但未出现露筋现象,靠近支座处腹板侧面混凝土大面积爆裂、爆裂区箍筋和腰筋外露(图8(b))。

图8 CB-2试件受火试验现象Fig.8 Phenomenon of fire test of specimen CB-2

2.2.2 静载试验

受火后试件CB-2 开始加载后,原有细微裂缝无规律、无方向地延伸,裂缝宽度基本不变。加载至70 kN 时,跨中区域出现4 条新的竖向裂缝,裂缝宽度0.02 mm。随着荷载继续增加,竖向裂缝不断出现和向上延伸,竖向裂缝最大宽度达0.20 mm;弯剪段出现45°向斜裂缝,斜向裂缝最大宽度达0.15 mm。加载至190 kN时,斜向裂缝最大宽度达0.3 mm;加载至240 kN时,斜裂缝最大宽度达2.3 mm。加载至245 kN 时,试件跨中挠度由97.5 mm 迅速增大到129.0 mm,不适宜继续加载,试验发生弯曲破坏。试件CB-2破坏如图9所示。

图9 CB-2试件破坏图Fig.9 Failure modes of specimen CB-2

3 试验结果分析

3.1 温度场分布

在受火试验过程中,各温度测点测得的混凝土温度变化如图10所示。

由图10 可知,各试件升降温趋势大致相同,随着受火时间增加各测点温度升高;停火后,靠近受火面测点温度开始下降,离受火面较远测点温度继续升高;由于混凝土内部残留水分蒸发吸收大量热量,致使距离受火面较远测点在100 ℃出现温升平台段;试件腹板三面受火,沿横截面宽度和高度方向均存在温度梯度;试件翼缘单面受火,仅沿横截面高度方向存在温度梯度。

3.2 荷载-位移曲线

各试件荷载-跨中挠度曲线如图11 所示,主要试验结果如表3所示。表中屈服荷载Py根据等能量法确定[11]。

图10 试件CB-2各测点温度随时间变化图Fig.10 Temperature development of specimen CB-2 with time

图11 各试件荷载-跨中挠度曲线Fig.11 Load-deflection curve of each specimen

表3 主要试验结果Table 3 Main test results

由图11 和表3 可知,试件加载初期均处于弹性状态,荷载-位移曲线近似为直线;随着荷载增加,试件进入弹塑性阶段,呈明显的非线性。受火后试件CB-2 的屈服荷载和屈服挠度较对比试件CB-1 分别降低15.3%和46.2%,极限荷载和极限挠度分别降低23.4%和7.8%。而受火60 min 对900 mm 高钢筋混凝土吊车梁试件初始弯曲刚度影响有限。受火后承载力下降主要是由于受火后钢筋强度下降造成。由于吊车梁高度较高,受火60 min损伤混凝土厚度相对较小,因此,吊车梁初始弯曲刚度下降有限。

3.3 应变分析

3.3.1 混凝土

不同荷载作用下试件跨中截面混凝土应变沿截面高度的变化如图12 所示。加载过程中,腹板受拉区混凝土逐渐开裂,到加载后期,腹板受拉区应变片均损坏。由图12 可知,吊车梁试件混凝土应变基本符合平截面假定。

图12 跨中混凝土应变沿截面高度的变化Fig.12 Variation of concrete strain distribution along height at mid-span cross-section

不同荷载作用下试件翼缘上表面混凝土应变沿跨度方向的变化如图13所示。由图13可知,试件翼缘上表面混凝土压应变最大值在跨中附近,试件破坏时混凝土最大压应变约0.003 3。

3.3.2 钢筋

图13 翼缘上表面混凝土应变沿截面跨度的变化Fig.13 Variation of concrete strain distribution at top surface of flange along span

试件CB-1 跨中截面钢筋应变随荷载变化如图14所示。由图14可知,钢筋应变随荷载增加而增加,当荷载达到220 kN 时底部受力钢筋进入屈服阶段。钢筋最大应变小于极限拉应变0.015,表明钢筋未拉断,与试验现象相符。

图14 试件CB-1荷载-钢筋应变曲线Fig.14 Load-steel rebar strain curves of specimen CB-1

3.4 延性系数

试件延性性能可采用位移延性系数μ或能量延性系数λ评价。其中,位移延性系数为极限荷载时跨中挠度Δu与初始屈服点所对应跨中挠度Δy的比值;而能量延性系数则为达到极限荷载时的能量值Eu和达到屈服荷载时的能量值Ey的比值。延性系数分析结果如表4所示。

表4 延性系数分析结果Table 4 Ductility ratio by analysis

由表4 可知,基于挠度法和能量法计算的延性系数的对应关系一致,受火后吊车梁试件的延性明显高于未受火对比试件。

4 承载力分析

采用广东省标准《建筑混凝土结构耐火设计技术规程》[12]中提出的有限条带法对钢筋混凝土吊车梁试件的承载力进行计算。各试件极限承载力实测值和计算值对比如表5所示。由表5可知,条带法针对受火后吊车梁试件的受弯极限承载力的预测误差在8.6%以内,符合工程精度要求,可用于火灾后截面较高钢筋混凝土吊车梁剩余承载力的计算。

表5 极限承载力计算结果Table 5 Calculation results of ultimate capacity

5 结 论

(1)吊车梁试件受火过程中,升曲线在100 ℃左右有一持续平台;混凝土内部温度达到最高温度的时间较停火时间延后,且距离受火面越远的温度测点,延后效应越明显。

(2)受火后钢筋混凝土吊车梁极限荷载和极限挠度分别降低23.4%和7.8%。吊车梁试件初始刚度并无显著差异。

(3)有限条带法针对受火后钢筋混凝土吊车梁的承载力的预测误差在8.6%以内,符合工程精度要求。

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