火災(zāi)后鋼筋混凝土剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究

劉桂榮， 宋玉普， 曲福來

（1.大連理工大學(xué)海岸和近海工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧大連 116024；2.華北水利水電學(xué)院土木與交通學(xué)院，河南鄭州 450011）

0 引 言

鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)遭受火災(zāi)后，大部分結(jié)構(gòu)修復(fù)加固后仍可繼續(xù)使用.為了對(duì)火災(zāi)后的混凝土結(jié)構(gòu)進(jìn)行經(jīng)濟(jì)有效的修復(fù)加固，首先必須確定其剩余承載力，而對(duì)于地震區(qū)的建筑物來說，確定其火災(zāi)后的抗震性能對(duì)于結(jié)構(gòu)的安全性更是十分必要的.國(guó)內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)對(duì)鋼筋混凝土梁［1、2］、柱［3、4］構(gòu)件及框架結(jié)構(gòu)［5］火災(zāi)后的靜力性能和抗震性能進(jìn)行了相關(guān)研究.由于混凝土剪力墻是高層建筑結(jié)構(gòu)中的主要抗側(cè)力構(gòu)件，研究火災(zāi)后剪力墻的抗震性能，對(duì)于火災(zāi)后混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)的損傷評(píng)估與抗震加固具有重要意義.然而，目前對(duì)于火災(zāi)后混凝土剪力墻的抗震性能研究極少，文獻(xiàn)［6］對(duì)礦渣高性能混凝土剪力墻火災(zāi)后的抗震性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)高溫作用降低了其抗震能力，摻加聚丙烯纖維可提高火災(zāi)后高性能混凝土剪力墻抗震性能.研究表明，高溫后普通混凝土和高性能混凝土力學(xué)性能不同［7］.文獻(xiàn)檢索未發(fā)現(xiàn)針對(duì)普通混凝土剪力墻高溫后抗震性能相關(guān)研究報(bào)道.

常溫下對(duì)混凝土剪力墻抗震性能的研究表明：軸壓比是影響其抗震性能的一個(gè)重要因素，隨著軸壓比增加，剪力墻延性逐漸降低，抗震性能變差［8、9］.因此，我國(guó)抗震設(shè)計(jì)規(guī)范中，對(duì)剪力墻的軸壓比做了一定的限制［10］.同樣地，軸壓比對(duì)火災(zāi)后混凝土剪力墻抗震性能的影響亦具有重要研究意義.為此，本文進(jìn)行常溫及受火自然冷卻后，不同軸壓比下普通鋼筋混凝土剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究，期望得到剪力墻火災(zāi)后抗震性能的一般規(guī)律，并為混凝土剪力墻的抗火設(shè)計(jì)和火災(zāi)后的損傷評(píng)估提供一定的依據(jù).

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

本次試驗(yàn)共設(shè)計(jì)6榀鋼筋混凝土剪力墻，墻兩端設(shè)置100 mm×100 mm暗柱，頂部設(shè)計(jì)橫梁以方便加載，底部設(shè)計(jì)了剛度較大的基礎(chǔ)，以便固定在試驗(yàn)臺(tái)座上.試件具體幾何尺寸、配筋如圖1所示.剪力墻鋼筋保護(hù)層厚度為15 mm，實(shí)測(cè)鋼筋常溫下屈服強(qiáng)度為377 MPa（16鋼筋）和360 MPa（6.5鋼筋）.試驗(yàn)主要研究參數(shù)及混凝土強(qiáng)度如表1所示.

圖1 試件尺寸及配筋（單位：mm）Fig.1 Dimensions and reinforcement details of specimens（unit：mm）

表1 試件主要參數(shù)Tab.1 Test specimen properties

1.2 受火試驗(yàn)

試件N2T9、N4T9及N6T9在自然條件下養(yǎng)護(hù)約4個(gè)月后，進(jìn)行火災(zāi)試驗(yàn).試驗(yàn)中通過燃燒液化石油氣產(chǎn)生明火模擬真實(shí)火災(zāi)，加熱90 min后熄火并自然冷卻，剪力墻迎火面混凝土遭受最高溫度超過了500℃.

火災(zāi)試驗(yàn)裝置如圖2所示：試驗(yàn)過程中，試件水平放置于爐頂，單面受火.為了模擬剪力墻在實(shí)際中承受的上部荷載，所有試件在受火時(shí)承受如表1所示的軸壓力，并在火災(zāi)試驗(yàn)過程中保持不變.

1.3 荷載試驗(yàn)

加載裝置如圖3所示，每榀墻均承受豎向荷載和水平低周反復(fù)荷載的共同作用.豎向荷載由豎向油壓千斤頂提供，千斤頂?shù)箳旃潭ㄔ诨瑒?dòng)支座上并與加載架橫梁連接.千斤頂?shù)那岸诉B接壓力傳感器，通過球鉸作用在剪力墻截面的中心.水平荷載由固定在鋼架上的左右兩個(gè)千斤頂施加，千斤頂?shù)那岸诉B接壓力傳感器，并通過球鉸作用在剪力墻頂部的加載梁上.

圖2 受火試驗(yàn)裝置Fig.2 Sketch of fire test

圖3 加載裝置照片F(xiàn)ig.3 Photo of testing setup

試驗(yàn)時(shí)，首先在墻體頂部施加軸壓力，并在試驗(yàn)過程中保持不變.然后再反復(fù)加卸水平荷載，水平荷載的施加采用荷載－位移混合控制加載制度：在構(gòu)件達(dá)到屈服之前，采用荷載控制，每級(jí)荷載循環(huán)1次；在構(gòu)件達(dá)到屈服荷載后，采用屈服位移的整數(shù)倍控制，每級(jí)位移幅值下循環(huán)3次，直至試件破壞.

試驗(yàn)過程中，主要量測(cè)內(nèi)容包括：（1）頂部水平荷載；（2）不同墻高處的水平位移（已消除了底座轉(zhuǎn)動(dòng)的影響）；（3）墻體剪切變形，通過布置差動(dòng)變壓式位移傳感器（LVDT）實(shí)現(xiàn)；（4）混凝土表面應(yīng)變.所有試驗(yàn)數(shù)據(jù)均由動(dòng)態(tài)采集系統(tǒng)自動(dòng)采集.

2 試驗(yàn)現(xiàn)象及試件破壞形態(tài)

在加載初期，試件處于彈性階段，卸載后，變形基本可以恢復(fù).當(dāng)水平荷載為極限荷載的45%左右時(shí)，首先在暗柱內(nèi)出現(xiàn)一條水平裂縫.隨著試驗(yàn)的進(jìn)行，不斷有新的水平裂縫出現(xiàn)，且原有水平裂縫斜向下發(fā)展，進(jìn)入墻腹之內(nèi).當(dāng)水平荷載為極限荷載的65%左右時(shí)，出現(xiàn)了一條剪切斜裂縫.對(duì)于遭受過火災(zāi)作用的試件，此時(shí)，火災(zāi)下背火面出現(xiàn)過的裂縫亦加寬.當(dāng)水平荷載接近極限荷載時(shí)，根部受壓區(qū)出現(xiàn)豎向受壓裂縫.隨著位移幅值的不斷增大，剛度不斷退化.所有試件最終破壞形態(tài)如圖4所示.

圖4 試件最終破壞形態(tài)Fig.4 Final failure mode of specimens

由圖4可以看出，火災(zāi)作用及軸壓比對(duì)剪力墻破壞形態(tài)具有明顯影響.對(duì)于未受火試件，最終破壞時(shí)具有一條或數(shù)條明顯主斜裂縫，且隨著軸壓比增大，主斜裂縫傾斜角度逐漸變大，破壞形態(tài)由彎剪破壞向剪切破壞轉(zhuǎn)化.破壞時(shí)，所有試件根部混凝土被壓碎，暗柱縱筋外露，試件N6T0（軸壓比最大）的墻體上下兩部分還發(fā)生了錯(cuò)動(dòng)，呈現(xiàn)出較高的脆性破壞特征.而對(duì)于受火試件，最終破壞時(shí)主斜裂縫相對(duì)不明顯或者無主斜裂縫（試件N6T9），隨著軸壓比的增加，破壞形態(tài)的轉(zhuǎn)化并不明顯.主要原因可能是：（1）高溫后混凝土強(qiáng)度降低而變形能力卻有所提高.（2）高溫和軸壓力的共同作用，導(dǎo)致混凝土剪力墻在進(jìn)行荷載試驗(yàn)之前，內(nèi)部已有較大損傷，并在背火面形成了一定數(shù)量的宏觀斜向裂縫.當(dāng)剪力墻遭受低周反復(fù)荷載作用時(shí)，原有的微觀、宏觀裂縫不斷擴(kuò)展，最終破壞時(shí)沒有形成明顯主斜裂縫.

同一受火試件最終破壞時(shí)，迎火面存在明顯的混凝土酥松及剝落現(xiàn)象，這主要是由于迎火面遭受溫度較高，混凝土強(qiáng)度下降（混凝土遭受500℃高溫自然冷卻后，抗壓強(qiáng)度只有常溫下的70%左右［12］）.

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 承載力及延性分析

各試件的主要試驗(yàn)結(jié)果如表2所示.其中，F(xiàn)cr為開裂水平荷載，取受拉區(qū)出現(xiàn)肉眼可見第一條裂縫時(shí)對(duì)應(yīng)的上一級(jí)荷載；Fy為屈服水平荷載，依據(jù)“能量面積等效法”確定；Fmax為最大水平荷載；Δy為屈服水平荷載對(duì)應(yīng)的位移值；Δu為極限位移，取荷載降為85%最大水平荷載時(shí)對(duì)應(yīng)的位移值；μ為位移延性系數(shù)，μ＝Δu／Δy；Ep為試件累積滯回耗能.

表2 試件主要試驗(yàn)結(jié)果Tab.2 Summary of main test results

由于高溫冷卻后混凝土強(qiáng)度降低，尤其是鋼筋與混凝土之間的黏結(jié)強(qiáng)度大幅下降（光圓鋼筋遭受300℃高溫自然冷卻后，黏結(jié)強(qiáng)度只有常溫的40%左右［13］），造成了火災(zāi)作用后剪力墻承載能力的明顯降低.火災(zāi)后各試件開裂荷載、屈服荷載和極限荷載較常溫下均有明顯降低.試件N2T9較其未受火試件的開裂荷載、屈服荷載及極限荷載分別下降了29.1%、8.2%和7.1%.

另一方面，混凝土高溫后強(qiáng)度的降低導(dǎo)致構(gòu)件截面有效寬度減小，從而增大了截面受壓區(qū)高度，致使火災(zāi)后剪力墻延性降低.火災(zāi)后試件N2T9、N4T9、N6T9位移延性系數(shù)較未受火試件分別下降了25.1%、13.3%和7.7%.當(dāng)軸壓力為400 k N時(shí)，常溫下滿足延性需求μ＝3的剪力墻（N4T0），火災(zāi)后不再滿足.

與常溫下剪力墻相似，火災(zāi)后剪力墻承載能力均隨著軸壓力的增加而增加，而變形能力隨著軸壓力的增加而降低：當(dāng)軸壓力從200 k N增加到600 k N時(shí)，常溫下及受火后剪力墻極限荷載分別提高了30.8%和26.6%，位移延性系數(shù)分別降低了29.2%和12.7%.從抗剪機(jī)理上來解釋：增加軸壓力加大了截面受壓區(qū)高度，增大了混凝土參與抗剪的面積，從而在一定程度上延遲了斜裂縫的出現(xiàn)，并限制了其發(fā)展，提高了剪力墻的承載力，但是降低了其延性性能.

3.2 滯回曲線與耗能特征

圖5為試件的水平荷載－位移滯回曲線，對(duì)比各試件滯回曲線圖可以看出，火災(zāi)作用和軸壓比對(duì)試件滯回曲線有重要影響：與未受火試件相比，受火后試件的滯回環(huán)較狹窄，包圍面積較小，試件滯回圈數(shù)較少，且軸壓比越大，滯回圈數(shù)的減少越明顯；隨著軸壓比的增加，滯回曲線的豐滿程度逐漸減小，滯回圈數(shù)逐漸減少.

圖5 水平荷載－位移滯回曲線Fig.5 Lateral load－displacement hysteretic curves

構(gòu)件的累積滯回耗能是反映其耗能能力的一個(gè)重要參數(shù)，以滯回曲線所包圍的總面積來表示.各試件累積滯回耗能Ep如表2所示.火災(zāi)后剪力墻的承載能力及變形能力降低，導(dǎo)致其累積滯回耗能大大降低，這對(duì)結(jié)構(gòu)抗震極為不利.受火90 min后，試件N2T9、N4T9及N6T9累積滯回耗能比未受火試件分別降低了49.5%、59.2%和57.4%.

當(dāng)軸壓力從200 k N增加到400 k N時(shí)，未受火試件累積滯回耗能變化不大，但是受火后試件耗能明顯下降，試件N4T0比N2T0（未受火）累積滯回耗能下降了1.3%，N4T9比N2T9（受火）下降了20.3%；而當(dāng)軸壓力從400 k N增加到600 k N時(shí)，無論是否遭受火災(zāi)作用，累積滯回耗能均大幅下降，試件N6T0比N4T0（未受火）累積滯回耗能下降了57.1%，N6T9比N4T9（受火）下降了55.2%.

3.3 骨架曲線

各試件的水平荷載－位移骨架曲線如圖6所示.對(duì)比各試件骨架曲線可以看出：軸壓比對(duì)混凝土剪力墻骨架曲線形狀影響較大，低軸壓比試件（N2T0、N2T9、N4T0及N4T9）骨架曲線可以分為彈性、彈塑性、塑性及破壞4個(gè)階段.而高軸壓比試件（N6T0及N6T9）的骨架曲線基本沒有屈服平直段，達(dá)到極限承載力后，荷載下降突然，其骨架曲線只能分為彈性、彈塑性及破壞3個(gè)階段.與未受火試件相比，火災(zāi)后試件的極限承載力和剛度下降，低軸壓比試件的塑性段較未受火試件明顯變短，塑性變形能力明顯減弱.

圖6 水平荷載－位移骨架曲線Fig.6 Lateral load－displacement skeleton curves

3.4 剛度分析

取每一循環(huán)過程中正、負(fù)向最大荷載下割線剛度的平均值，繪制成剛度退化曲線如圖7所示.

圖7 試件剛度退化曲線Fig.7 Stiffness degradation curves of specimens

高溫后混凝土彈性模量大幅下降（混凝土遭受500℃高溫后，初始彈性模量較常溫下降了70%［14］），導(dǎo)致相同水平荷載下火災(zāi)后剪力墻的側(cè)向位移增加，剛度降低.由圖7可以看出：火災(zāi)作用對(duì)剪力墻初始剛度（取第一滯回環(huán)峰值荷載對(duì)應(yīng)的割線剛度）的降低作用尤為顯著.試件N2T9、N4T9及N6T9的初始剛度較其未受火試件分別下降了45.8%、51.8%和50.5%.

無論是否遭受火災(zāi)作用，剪力墻剛度均隨著軸壓比的增加而增加.例如，當(dāng)軸壓力從200 k N增加到600 k N時(shí)，試件N6T0初始剛度比N2T0（未受火）增加了38.7%，試件N6T9初始剛度比N2T9（受火）增加了26.7%.

4 結(jié)論與建議

（1）火災(zāi)作用改變了剪力墻的破壞形態(tài)：隨著軸壓比增加，常溫下剪力墻破壞形態(tài)由彎剪破壞向剪切破壞轉(zhuǎn)化，且破壞時(shí)形成了數(shù)條或者一條主斜裂縫，而受火后剪力墻破壞形態(tài)轉(zhuǎn)化并不明顯，且隨著軸壓比的增大，主斜裂縫的破壞特征變得不明顯直至完全消失.

（2）火災(zāi)作用降低了鋼筋混凝土剪力墻的抗震性能：火災(zāi)后鋼筋混凝土剪力墻的承載力、延性、耗能能力及剛度均降低，且耗能能力和初始剛度的下降幅度明顯大于承載力和延性系數(shù).在本文試驗(yàn)條件下，火災(zāi)后剪力墻極限荷載降低了10%左右，位移延性系數(shù)下降不超過25%，而累積滯回耗能和初始剛度都下降了50%左右.

（3）無論是否遭受火災(zāi)作用，隨著軸壓比在一定范圍內(nèi)增加，剪力墻承載能力和剛度逐漸提高，但位移延性和耗能能力逐步降低，其總體抗震性能變差.

（4）本文試驗(yàn)條件下，當(dāng)軸壓比超過0.3以后，常溫下滿足延性要求為3的剪力墻高溫后不滿足要求，且隨著軸壓比的增加，耗能能力下降加快.因此，建議對(duì)于地震區(qū)火災(zāi)威脅較大的建筑物，適當(dāng)控制剪力墻的軸壓比，以保證結(jié)構(gòu)火災(zāi)后的抗震安全性.

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