預應力混凝土梁橋過火后的材料性能

郝朝偉 劉康 李洪印 王來永

摘要：火場最高溫度、持續時間、擴散條件以及高溫下混凝爆裂等因素增加了利用溫度獲得材料性能的難度。針對火災后評估預應力混凝土梁橋時需快速、準確、真實地獲得其材料性能的需求，對在役高速公路預應力混凝土橋梁過火后拆除的32塊空心板進行表觀分類和材料試驗，通過實測過火后材料性能，獲得常用檢測指標與材料性能的關系，并利用極限承載能力試驗及有限元模擬驗證其適用性。結果表明：混凝土高溫爆裂剝落，致使空心板截面損失，并進一步降低該區域混凝土及預應力鋼絞線強度，是導致該截面抗彎承載能力降低的主要原因;當過火后混凝土剝落深度超過2/3鋼絞線凈保護層時，混凝土抗壓強度、預應力鋼筋線拉伸強度折減系數達0.7，將嚴重影響結構極限承載能力;火災作用將改變空心板極限破壞形態，由延性轉為脆性破壞;利用常規檢測指標與材料性能的折減關系，并結合有限元模擬分析過火后預應力空心板梁的極限承載能力，滿足工程精度。

關鍵詞：橋梁工程;空心板;試驗研究;保護層厚度;火災

中圖分類號：U444; U445.7 文獻標志碼：A 文章編號：20966717（2020）03010609

Abstract： The factors such as maximum temperature， duration， diffusion condition and concrete bursting at high temperature increase the difficulty of obtaining material properties by using temperature. In order to quickly obtain the real performance parameters of the materials of the prestressed concrete beam bridge in the postdisaster bridge evaluation， the appearance classification and material test of 32 hollow slabs demolished after the fire of the existing beam bridge in a highway were carried out. The relationship between the commonly used testing indexes and the properties of materials is obtained by measuring the properties of materials after fire. The applicability of these indexes is verified by the ultimate bearing capacity test and finite element simulation. The results show cracking and spalling of concrete at high temperature not only results in significant loss of section， but also significantly reduces the strength of concrete and prestressing steel strand in this area， which leads to the reduction of bearing capacity. When the spalling depth of concrete exceeds 2/3 of the net protective layer of steel strand after overfire， the reduction coefficient of compressive strength and tensile strength of prestressed steel wire reaches 0.7， which will seriously affect the ultimate bearing capacity. Fire action will change the ultimate failure form of hollow slab from ductility to brittleness. The ultimate bearing capacity of the prestressed hollow beam after fire is analyzed by using the reduction relationship between the conventional inspection indexes and the material properties， and the finite element simulation， so as to meet the engineering precision.

Keywords：bridge engineering; hollow slab beams; experimental research; cover thickness; fire

近年來，隨著大交通體系的統籌發展，公路交通領域中橋梁迸發火災的頻數也在增加[12]。橋梁受火不僅帶來巨大經濟損失，而且給橋梁安全帶來潛在隱患，影響其正常服役性能。根據交通運輸部公路局的統計，在己建成橋梁中，預應力混凝土橋梁占很大比重，而空心板梁是中小跨度公路橋梁上部結構最常見的形式，因此，非常有必要系統地研究其抗火性能。

眾多學者對火災后結構性能損傷和抗火設計進行過不同深度的研究。目前，結構抗火相關研究已覆蓋局部構件和結構整體，并將研究熱點逐漸轉向局部過火與系統抗火性能方面。另外，對抗火計算方法、災后承載能力評估及防火新技術方面的研究也較多。Kodur等[34]針對火災對鋼筋混凝土之間黏結滑移性能的影響，提出溫度場分布的計算與抗火驗算數值方法，并揭露了結構抗火受混凝土強度、斷面尺寸、混凝土骨料類別等因素影響的規律。Bailey等[5]研究了后張無粘結預應力混凝土單向板抗火性能，并以主要影響參數：不同骨料類別（硅質、鈣質）、板端不同邊界約束（固定端、板端自由轉動）等為敏感因素，研究其對結構綜合抗火的影響，結果表明，在高溫下，不同板端約束和骨料類型對預應力混凝土板的變形影響不可忽略。Majorana等[6]基于對美國各州發生火災的橋梁事故調查、統計及回歸分析，提出一種可操作性非常強的橋梁過火后安全鑒定檢測方法。Kim等[7]通過具有高準確度的雙沖孔試驗，研究影響暴露于高溫的鋼纖維增強混凝土的機械拉伸性能的因素，結果表明，樣品的殘余抗壓強度、DPT拉伸強度和斷裂能隨著加熱的增加而降低。鋼纖維混凝土暴露于高溫后，在抗張強度的相對損失比在抗壓強較高，但破裂能量的相對損耗較低。暴露于高溫后，樣品的行為對纖維的體積分數和長徑比比對纖維的類型更為敏感。張曉棟等[8]對車致火災下預應力混凝土T形截面梁橋進行抗火性能評估，研究火災和結構自身參數的隨機性問題，并基于中心復合試驗設計對參數進行抽樣，形成試驗樣本和檢驗樣本，建立基于RSMMCS的易損性分析方法，并以此開展預應力混凝土T形截面梁的易損性分析。鄭雪松[9]以大跨徑預應力混凝土箱梁橋為研究對象，采用統計及數值模擬方法，歸納并提出了一套有限元模擬大跨徑PC箱梁橋火損效應的分析方法。鄭文忠等[10]對超高性能混凝土（UHPC）的抗火性能進行初步研究，通過對UHPC各溫度段熱工系數實測并總結規律，結果表明，UHPC的導熱系數高于普通混凝土，不同組成成分的UHPC熱工參數差異也較大。以上研究中，材料性能與溫度場的關系是大多數學者研究過火后橋梁材料性能的出發點。受火場最高溫度、持續時間、擴散條件等影響，火災后較難真實還原火場溫度分布，進而增加通過確定火災溫度判斷材料性能的難度。另外，利用數值模擬確定溫度場分布時，不考慮混凝土開裂、爆裂等因素引起的溫度場變化，認為溫度分布與應力無關。然而，在真實的高溫下，當混凝土開裂（爆裂）后，裂縫處的溫度較未開裂處有所提高，不考慮此因素將影響該方法推測過火后材料性能的適用性。

筆者對一座運營中的預應力空心板梁過火后材料性能進行測試，通過統計分析，獲得了常用檢測指標與材料性能的關系，并通過有限元模擬及極限承載能力試驗驗證其適用性。

1工程概況及火災現場溫度

某高速公路一座9 m×20 m簡支先張預應力混凝土預制板結構橋梁，分幅設計，單幅橋梁設置16片空心板梁，橋梁交角為52.74°，混凝土的強度等級為C50，每片梁14根鋼束（有效長度780～1 996 cm），每根預應力鋼束由6×ΦJ15.2組成，凈保護層37.4 mm，采用直線布置。預應力鋼束的屈服強度為1 860 MPa，張拉控制應力1 395 MPa，立面及中板配筋見圖1。某日凌晨2點15分，一輛油罐車在該橋下（右幅第7孔）發生側翻，罐體破裂并燃燒，因第8孔地面較低，燃油隨即順路面流淌至第8孔，導致該橋相鄰兩孔梁板底面發生大面積燃燒，火源中心示意見圖2。大火約凌晨4點10分左右撲滅，過火時間近2 h。依據檢測結果，該橋被評定為四類橋，橋梁受火后損傷情況見圖3，經專家評估后，右幅第7、8孔主梁拆除重建，為研究提供了樣本。

火災現場的溫度確定主要依據火災后受損混凝土的顏色、燒疏厚度及燃料外焰溫度等綜合確定，判定依據見表1、表2。通過現場肉眼及觸摸逐一判斷空心板火災后混凝土顏色改變情況可知，多片梁過火后混凝土略顯淡黃色或粉紅色，局部燒疏厚度大于6 mm。另外，汽油燃燒的時最高溫度可達到1 000 ℃。因此，確定火災現場溫度為900～1 000 ℃。

2樣本分類

為了方便現場取樣及滿足樣本分類，對空心板梁底進行劃分并編號，縱橋向0.5 m一格，橫橋向0.5 m一格。現場材料取樣時，依據底板剝落深度、面積、爆裂裂縫及回彈值將樣本分為7類，見表3。測定每一區域內混凝土的強度及彈性模量、鋼絞線的強度及彈性模量、普通鋼筋強度及彈性模量。

對于出現火災爆裂區域，通過肉眼及便攜式裂縫寬度對比卡逐一檢測測區內出現的裂縫，僅考慮由火災導致的裂縫。混凝土爆裂的典型照片見圖5。未出現混凝土剝落及火災爆裂裂紋區域，僅通過回彈值區分，考慮測試角度和測試面修正后的回彈值若小于Rim，認為材料受損不可忽略，對該區域的材料取樣。現場回彈測定情況見圖6。

3測試結果及分析

按照文獻[11]的相關要求，開展該橋上部結構過火后混凝土強度和彈性模量試件的現場取樣工作，芯樣尺寸采用直徑70 mm、高度70 mm的圓柱形試樣，長徑比1.0，文獻[12]研究表明，對于小直徑芯樣，試件的高徑比不得超過0.85～1.20范圍，否則試驗結果誤差較大。

鋼材的屈服強度、抗拉強度和彈性模量等性能都可以通過拉伸試驗獲得，拉伸試驗按照中國國家標準[13]進行。測定鋼材彈性模量時，試驗的一般標距長度l0為20、50、100 mm，試驗的總長度l應使試驗機兩夾頭間距不小于150 mm，試驗現場取樣長度l=400 mm。

鋼絞線力學性能試驗按照文獻[14]的有關規定進行，取樣長度l=0.5 m。試驗在夾頭內距鉗口2倍鋼絞線公稱直徑內斷裂達不到標準要求時，試驗無效，則重新增補芯樣。

3.1混凝土測試結果

混凝土抗壓強度測試結果見表4，表中立方體抗壓強度值為剔除差異較大數據后的算術平均值。由表4可知，未過火前，底板混凝土立方體抗壓強度為58.5 MPa，過火后，當剝落深度小于1/3鋼絞線凈保護層時，強度折減系數為0.85，當剝落深度大于2/3鋼絞線凈保護層時，強度折減系數為0.68，即過火后強度折減系數與剝落深度成正相關。過火后出現輕微裂縫網的區域和回彈值低于正常值的區域，其混凝土強度過火后折減較小。

高溫灼燒底板混凝土時，將導致其材料內部組成成分物理、化學及力學性能的變化：混凝土內部水份蒸發，水化和未水化的水泥顆粒之間的結合力松弛，含水氫氧化鈣脫水形成氧化鈣，水化物分解使水泥石的組織破壞，水化物由高堿向低堿產物轉化，水泥石內部裂紋增多且疏散多孔，巖石中石英的晶態由αβ型，轉化為β型造成體積增大，產生裂紋，高溫中碳酸鈣分解體積增大等，這些原因降低了混凝土的抗壓強度。

3.2鋼絞線測試結果

預應力鋼絞線中晶體缺陷較大，晶體的點缺陷使得材料強度增大，但高溫時有恢復的趨勢，火災溫度超過500 ℃時，強度降低很多。另外，由于高溫下其他的物理化學作用，如原子間結合力降低（高溫后部分能恢復）和脫碳現象，進一步降低其強度，增加其塑性[15]。高溫作用后，材料的不等性增大，試驗數據離散較大，測試結果見表5。

由表5知，高溫后脫落深度小于1/3區域、出現輕微裂縫網區域、回彈值低于正常值區域內鋼絞線過火后強度折減系數不大，其原因主要為混凝土內部熱傳導性能差，隨著離受火面（梁底）距離的增大，溫度迅速下降，當離受火梁底4 cm左右時，最高溫度下降非常明顯[13]。當過火后剝落深度大于1/3鋼絞線凈保護層時，鋼絞線過火后屈服強度降低明顯;剝落深度大于2/3鋼絞線凈保護層時，屈服強度平均折減系數約0.75，個別鋼絞線強度折減系數為0.52，將嚴重危及橋梁結構安全。

3.3普通鋼筋測試結果

先張法預應力混凝土空心板底板區域僅配1根公稱直徑為12 mm的HRB400普通鋼筋，熱軋帶肋鋼筋強度測試結果見表6。由表6可知，7個區域內的熱軋帶肋鋼筋高溫后極限強度折減系數非常小，基本接近1.00，僅個別區域鋼筋屈服強度略有下降，相比鋼絞線過火后強度折減系數可以忽略。主要原因是：混凝土內部熱傳導性能差，隨著離受火面（梁底）距離的增大，溫度迅速下降，HRB400普通鋼筋實際凈保護層略大于鋼絞線，即火災中實際過火溫度低于鋼絞線;鋼材內部組織中晶體的點缺陷使得材料強度增大，但高溫時有恢復的趨勢，由于預應力鋼筋晶體的缺陷大，所以預應力筋比普通鋼筋在高溫中強度降低得更多[16]。

4實例驗證

通過實測混凝土、鋼絞線及鋼筋過火后的材料強度，給出了常用檢測指標與材料性能的關系，通過上述關系，可進一步評定此類橋梁過火后承載能力。現通過實例說明。選定的實例梁外觀情況見表8及圖7。

4.1有限元模擬

通過數值模擬較真實地獲得空心板梁的抗彎承載能力，需準確獲得材料過火后的性能，根據材料物理性能與檢測指標試驗數據可知，實例梁100%區域混凝土脫落，剝落平均深度為3.6 cm，已超過鋼絞線凈保護層厚度的2/3。文獻[16]表明，僅底板直接受火時，火災最高溫度控制在800 ℃，當混凝土距離受火面大于15 cm后，火災過程中混凝土最高溫度已低于50 ℃，火災溫度作用可以忽略。故建模時，距梁底15 cm以上采用完好區域的材料參數，15 cm以下區域采用脫落混凝土區域的材料參數。文獻[17]對高溫后481根預應力鋼筋彈性模量進行實測，結果表明，高溫后預應力鋼筋彈性模量幾乎不隨所經歷溫度、初始應力水平的變化而發生明顯變化。故高溫后鋼絞線彈性模量取材料常溫時的彈性模量。

采用有限元軟件ANSYS建模，混凝土應采用SOLID65單元，過火后混凝土應力應變關系的準確模擬是利用數值模擬獲得抗彎承載能力的重要環節。模擬時采用隨動硬化模型，混凝土破壞準則中，張開裂縫的剪切傳遞系數根據相關經驗并試算后取0.7，閉合裂縫的剪切傳遞系數經多次調整后取0.95。混凝土單軸應力應變關系綜合了Hognestad和GB 50010—2002的規定。鋼筋和鋼絞線采用LINK8單元模擬，不考慮鋼筋與混凝土之間的黏結滑移，鋼絞線采用考慮強化的雙線性等向強化模型BISO模擬。將普通鋼筋以定義實常數（縱向、橫向鋼筋和箍筋的配筋率）的方式彌散到混凝土單元中考慮其作用。為杜絕應力集中導致計算提前跳出，加載位置及支座處設置了彈性模量為混凝土100倍的單元。劃分單元時，采用六面體映射網格，全橋單元數5 918，節點數8 266。模型見圖8。

4.2承載能力試驗

為了驗證常用檢測指標與材料性能的關系以及結合有限元模擬分析過火后空心板梁的適用性，對選定的實例梁進行極限承載能力對比試驗。加載試驗現場見圖9。

試驗加載布置需同時考慮正截面最大彎矩及1/3l～2/3l處截面抗剪承載能力的要求，最終確定分配梁間距為3 m，加載布置詳見圖10。加載裝置采用反力架油壓千斤頂加載，采用擴大混凝土塊作為錨固基礎，通過精軋螺紋鋼和橫向反力梁進行傳力。試驗加載流程和終止條件見有關規范。

由于照顧前期外觀及無損檢測的需要，試驗臺座凈高1.2 m，出于安全考慮及千斤頂行程原因，試驗并未加載至空心板梁完全破壞，因而未出現混凝土壓碎梁體斷裂、梁板坍塌等結構徹底被摧毀的現象，試驗過程中，結構的主要現象為：隨著荷載增加，梁體撓度不斷變大，變形從線性逐步向非線性發展;原有裂縫逐漸變寬，新裂縫首次出現區域為縱向距跨中5 m范圍內，并隨著加載的進行逐漸向支點方向延伸，裂縫平均間距隨著加載量增大逐漸變小。當縱向距跨中5.5 m的受拉主筋處斜裂縫垂直首先超寬1.5 mm時，停止加載。

4.3結果對比

有限元模擬結果及試驗結果對比見表9（表中加載總重為雙荷載之和）及圖12，圖13為終止加載時跨中附近裂縫情況，圖14為終止加載時實際裂縫（荷載試驗）分布圖，圖15為對應鋼絞線應力（有限元模擬）分布圖。綜合圖13～圖15可知，破壞時鋼絞線先屈服，而抗壓區混凝土未出現壓碎現象，頂緣最大壓應變僅為814 με，即表現出少筋梁脆性破壞特點。經復核原設計，該梁為適筋梁，火災作用后因底板鋼絞線強度降低而成為少筋梁。綜上，通過常用檢測指標獲得材料性能，進而通過有限元方法獲得先張法預應力混凝土梁橋過火后極限承載能力是可行的，滿足工程精度。

5結論

1）混凝土高溫爆裂剝落，致使空心板截面損失，并進一步降低該區域混凝土及預應力鋼絞線強度，是導致該截面抗彎承載能力降低的主要原因。

2）當過火后混凝土剝落深度超過2/3鋼絞線凈保護層時，混凝土抗壓強度、預應力鋼筋線拉伸強度折減系數達0.7，將嚴重影響結構極限承載能力。

3）火災作用將改變空心板極限破壞形態，由延性轉為脆性破壞。

4）利用常規檢測指標與材料性能的折減關系，并結合有限元模擬分析過火后預應力空心板梁的極限承載能力，滿足工程精度。

5）提出的常用檢測指標與材料性能折減系數的關系，僅為小跨徑預應力混凝土空心板梁底面直接受火，其他類型橋梁以及不同面受火情形需進一步研究。參考文獻：

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（編輯胡玲）