受火后疊合板組合梁受力性能試驗研究

2021-01-27 08:51:30呂俊利周圣楠呂京京蔡永遠陳其超

工程力學 2021年1期

呂俊利，周圣楠，呂京京，蔡永遠，陳其超

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

目前，傳統組合梁在常溫[1?8]及火災[9?17]下的受力性能已有較多的研究，結果表明，不同翼板形式的組合梁，其受彎性能和破壞形態會有顯著差別[3]，各項力學性能均隨剪切連接程度的減小而減小，破壞模式也隨剪切連接程度的減小而改變[6]；而火災下組合梁的力學性能和破壞形態也受到翼板形式的影響[16]，雖然壓型鋼板組合梁和平板組合梁都是通過栓釘連接，但是壓型鋼板組合梁在火災下其鋼梁和壓型鋼板的結合界面會產生分離現象，整體性較差，承載力低，而平板組合梁的整體性較好，抗火能力強。

疊合板組合梁是在傳統組合梁的基礎上發展起來的一種新型組合結構，由鋼梁、疊合板(預制底板和后澆層澆筑而成)、桁架鋼筋和抗剪連接件構成，其中疊合板下部是由多塊預制底板拼接而成，預制底板中設置桁架鋼筋，桁架鋼筋的一部分嵌入后澆層中，可以增加兩者之間的粘結作用。根據規范《裝配式混凝土結構技術規程》(JGJ 1?2014)[18]和《裝配式混凝土結構連接節點構造》(G310?1～2)[19]中給出的兩種拼縫連接方式，將疊合板組合梁分為整體式疊合板組合梁和分離式疊合板組合梁。整體式疊合板組合梁是在相鄰兩預制底板之間留有一定長度的搭接鋼筋，通過澆筑混凝土后澆層(鋼筋搭接部位也是后澆層的一部分)將各預制底板連接成為一個整體，與整體式疊合板不同的是，分離式疊合板組合梁的預制底板是直接拼接在一起，相鄰兩預制底板之間存在接縫。疊合板組合梁不僅具有傳統組合梁承載力高、剛度大等優點，而且還具備“預制裝配”、“快速施工”等特點，因此，推廣疊合板組合梁符合我國當前基本建設的國情。

近年來，建筑火災頻發，給建筑物造成極大損害，但火災發生以后，除倒塌的建筑外，沒有倒塌的建筑結構需要評估其火災后的力學性能，以便確定火災后建筑結構的承載能力和剛度是否滿足原來的設計要求。已有研究發現新舊混凝土結合界面和預制底板拼縫的存在造成火災中疊合板組合梁的抗彎剛度降低[20]，從而可以推斷出火災后疊合板組合梁的受力性能不同于傳統的組合梁，但查閱文獻很少發現關于火災后疊合板組合梁受力性能的研究，因此，本文對火災后的受力性能進行試驗研究，試驗結果可為火災后疊合板組合梁的性能評估提供參考依據。

1 試驗概況

1.1 試件設計

試驗設計并制作了6 個足尺疊合板組合梁試件，編號為SCB-1～SCB-6，其中對試件SCB-1～SCB-5進行靜力加載前，先按照國際標準升溫曲線ISO-834 進行火災升溫試驗，SCB-6 為常溫未受火對比試件；試驗梁全長4800 mm，凈跨4500 mm；翼板寬度參照規范[21]取值為1625 mm，板內鋼筋均采用HRB400 級；栓釘直徑為16 mm，熔焊后長度取80 mm；預制底板和現澆層均采用C30 混凝土；鋼梁采用Q235B 型熱軋H 型鋼焊接而成，規格為HN250 mm×125 mm×6 mm×9 mm。試驗梁具體參數見表1，幾何尺寸和構造見圖1 和圖2。

1.2 材料性能

澆筑混凝土試件時預留邊長為150 mm 的標準立方體試塊，并與試件同條件下養護，養護完成后在液壓試驗機上進行立方體抗壓強度測試，獲取混凝土的抗壓強度；同時根據相關規范對與試件同批次的鋼筋和鋼板進行材料性能試驗，具體試驗結果見表2。

表 1 試件具體參數 /mmTable 1 Main parameters of specimens

圖 1 分離式疊合板組合梁示意圖 /mmFig. 1 Schematic diagram of separated composite beams with laminated slabs

圖 2 整體式疊合板組合梁示意圖 /mmFig. 2 Schematic diagram of integral composite beams with superposed plates

表 2 材料性能Table 2 Material performance

1.3 火災試驗方案

火災升溫試驗在山東建筑大學火災試驗室水平結構構件抗火試驗爐內進行，試驗爐尺寸為5000 mm×4900 mm×1500 mm，通過布置在兩側長邊墻體中的燃燒器燃燒柴油進行升溫，并由布置在爐體四邊的4 個鎧裝熱電偶記錄爐溫曲線。

本次試驗中，試件的升溫分三批進行：第一批包括試件SCB-2；第二批包括試件SCB-3 和試件SCB-4；第三批包括試件SCB-1 和試件SCB-5。設計升溫時間均為90 min。試件受火方式為底面受火且承受均布荷載(通過布置在試件表面的鑄鐵加載塊施加)，按照鋼筋混凝土設計規范要求，樓板活荷載標準值為2.0 kN/m2，鑄鐵加載塊單個重量為20 kg，沿跨度方向均布3 排加載塊，每排跨中加載區放置4 個加載塊，其余加載區放置6 個加載塊，圖3(a)、圖3(b)分別為加載塊布置示意圖和現場布置圖。當升溫達到預定時間后，熄火使試件在火災爐內自然冷卻至室溫，試件的升降溫曲線如圖4 所示，從圖4 中可以看出：三次試驗的爐溫曲線趨勢相同，升溫階段溫度迅速上升，較好地模擬了火災的轟燃現象，但是試件SCB-3 和試件SCB-4 在升溫過程中，試驗爐出現短期故障，導致其升溫曲線出現一個下降段。

試件經過圖4 所示的火災升降溫過程后，變形情況如下：

圖 3 加載布置圖Fig. 3 Loading layout

圖 4 爐溫曲線Fig. 4 Furnace temperature curve

試件SCB-1～SCB-4 的破壞形態相似，均發生向下的彎曲變形，疊合板板側的預制底板接縫處出現細小裂縫，長度約30 mm，新舊混凝土結合界面未產生裂縫，鋼梁與疊合板交界面也無明顯的相對掀起和錯動，試件整體協同工作性能良好，見圖5(a)；鋼梁撓曲現象明顯，但未發生屈曲，見圖5(b)；疊合板板底的混凝土呈淺粉色，表面可見網狀細微裂縫，見圖5(c)；預制底板接縫處的混凝土呈灰白色，表面疏松，存在明顯裂縫，見圖5(d)。

試件SCB-5，整體發生向下的彎曲變形，梁端明顯翹起，見圖6(a)；鋼梁撓曲現象明顯，但未發生屈曲，見圖6(b)；疊合板板側的預制底板接縫處出現寬度為1.2 mm 的豎向裂縫以及沿新舊混凝土結合界面長為50 mm 的水平裂縫，見圖6(c)；疊合板板頂中部出現長約420 mm 的縱向裂縫，見圖6(d)，出現這種現象的原因在于：一是疊合板表面施加的均布荷載所帶來的板面負彎矩的作用；二是高溫下組合梁材料性能劣化。

圖 5 火災后整體式疊合板組合梁的破壞形態Fig. 5 Failure pattern of integral composite beams with superposed slabs after fire

圖 6 火災后分離式疊合板組合梁的破壞形態Fig. 6 Failure pattern of separated composite beams with laminated slabs

1.4 常溫及火災后的加載裝置以及加載方案

加載設備為一臺100 T 級的液壓千斤頂，放置在試驗梁的中點正上方位置，加載時，千斤頂先將集中力施加到一級分配梁上，再通過兩個沿疊合板寬度方向布置在試件表面L/3 位置處(L 為凈跨)的墊梁將力傳遞到疊合板上表面，對試件進行單調加載。試驗模擬兩邊簡支的邊界條件，在鋼梁底部放置鉸支座，支座形式通過墊板、鋼滾軸和限位鋼筋實現，試件端部均外伸150 mm，加載裝置及現場布置見圖7。

正式加載前先進行預加載，以檢查各儀器儀表的運行情況。試驗期間采用力控制加載，每級荷載增量為10 kN，試驗過程中觀察并記錄試驗現象，為保證測試數據的穩定性，試驗中每級荷載持荷5 min 后再進行應變、位移以及裂縫寬度的測量與記錄，當試件的承載力顯著下降或鋼梁與疊合板滑移嚴重甚至分開時，認為試件已達到承載力極限狀態并停止加載。

圖 7 試驗加載裝置Fig. 7 Test set-up

1.5 常溫及火災后的測點布置

選擇跨中截面作為常溫下整體式疊合板組合梁的測試截面，測試內容為鋼梁的縱向應變以及混凝土翼緣板的應變，通過在混凝土截面和鋼梁截面布置應變片進行測量，見圖8(a)～圖8(d)。

受火試件的測試內容主要是加載過程中試件的跨中和加載點處的撓度、支座處疊合板和鋼梁之間的掀起位移，具體位移計布置見圖8(e)。

2 試驗現象及結果分析

2.1 試驗現象

試件SCB-1～SCB-4 的試驗現象以及破壞形態相似，以試件SCB-1 為例，對荷載作用下火災后整體式疊合板組合梁的試驗現象進行描述。其在試驗加載初期，試件原有裂縫變寬，最大寬度為1.5 mm，未產生新裂縫；加載至60 kN 時，加載點區域內疊合板板頂原有縱向裂縫開始向跨中方向延伸；至80 kN 時，跨中疊合板板底出現2 條長約110 mm 的橫向裂縫，間隔13 cm；隨著荷載的持續增大，跨中疊合板板底出現多條橫向裂縫，且裂縫沿疊合板板側向上延伸至后澆層，見圖9(a)；疊合板板頂的原有裂縫逐漸發展聯結成為一條貫通的縱向裂縫；當荷載超過230 kN 后，裂縫基本出齊且發展的速度明顯加快，至250 kN時，試件承載力顯著下降，停止加載。試驗結束后，疊合板板頂的縱向裂縫貫通整個板面，見圖9(b)；鋼梁與疊合板交界面出現滑移現象，見圖9(c)。

圖 8 試件的測點布置 /mmFig. 8 Measuring point locations of specimen

圖 9 試件主要的破壞形態Fig. 9 Main failure characteristics of specimens

試件SCB-5，其在試驗加載初期，試件原有裂縫變寬，最大裂縫寬度為2 mm，未產生新裂縫；加載至50 kN 時，加載點區域內疊合板板頂出現一條長度為200 mm 的縱向裂縫；至120 kN時，在預制底板接縫處，疊合板板側產生一條寬度為6 mm 的豎向裂縫；隨著荷載的持續增大，該豎向裂縫沿新舊混凝土結合界面發展，產生一條長100 mm，寬5 mm 的水平裂縫，最終斜向發展延伸至疊合板板頂，見圖9(d)，板底混凝土不斷地被壓碎掉落下來；至200 kN 時，在L/3(L 為凈跨)處，新舊混凝土結合界面出現一條長180 mm 的水平裂縫；至220 kN 時，試件承載力顯著下降，停止加載。試驗結束后，疊合板板底的預制底板接縫發生開裂，混凝土爆裂現象嚴重，見圖9(e)。

試件SCB-6，其在試驗加載初期，鋼梁和疊合板呈現出良好的組合作用，試件未產生裂縫；加載至90 kN 時，跨中疊合板板底出現2 條通長橫向裂縫，裂縫寬度約為0.3 mm；至160 kN 時，跨中疊合板板底的通長裂縫增加至7 條，最大裂縫寬度為0.6 mm；隨著荷載的持續增加，跨中疊合板板底出現多條橫向裂縫，裂縫沿疊合板板側向上延伸至后澆層，但疊合板中新舊混凝土結合良好，未產生裂縫，見圖9(f)；至260 kN 時，跨中疊合板板底裂縫基本出齊且發展的速度明顯加快；至300 kN 時，試件承載力顯著下降，停止加載。試驗結束后，疊合板板底密布通長橫向裂縫，見圖9(g)；鋼梁與疊合板交界面出現滑移現象，見圖9(h)。

2.2 破壞特征

荷載作用下，火災后分離式疊合板組合梁在疊合板板側的預制底板接縫處產生一條較寬的豎向裂縫，結合界面在豎向拼縫不斷增大的情況下發生粘結破壞，最終在剪力作用下導致后澆層出現斜裂縫，但在遠離拼縫處，試驗梁在加載至接近極限荷載時疊合板內的新舊混凝土結合界面才發生開裂?？梢?，雖然分離式疊合板組合梁中預制底板接縫的存在破壞了預制底板的連續性，造成試件發生粘結破壞，但遠離接縫的疊合板仍為上下兩層混凝土整體受力、協同工作。

火災前后整體式疊合板組合梁在荷載作用下均發生受彎破壞，且破壞形態基本相同。破壞時，鋼梁與疊合板交界面出現滑移現象，跨中純彎段內疊合板板底產生多條橫向裂縫，并延伸至板側，但新舊混凝土結合界面未開裂。與常溫下不同的是，火災后的整體式疊合板組合梁出現裂縫時的荷載水平較低，約為極限荷載的17.4%。出現這種現象的原因在于試驗梁受火后，混凝土強度顯著退化，加載時混凝土所能承擔的荷載與整個疊合板組合梁截面所能承擔的荷載比值較常溫下小，導致截面開裂提前。

通過對火災后整體式疊合板組合梁和火災后分離式疊合板組合梁的破壞形態進行對比可以發現，火災后整體式疊合板組合梁的新舊混凝土結合界面未發生開裂，疊合板板底的裂縫數量更多，寬度更小，說明整體式疊合板組合梁的整體性優于分離式疊合板組合梁，且破壞時的脆性現象得到明顯改善；此外，火災后分離式疊合板組合梁的板底混凝土爆裂現象較整體式疊合板組合梁更顯著，分析是由于分離式疊合板組合梁在火災中受到的損傷較整體式疊合板組合梁大，混凝土劣化嚴重造成。

2.3 荷載-應變曲線

圖10 給出了常溫下整體式疊合板組合梁的應變沿截面分布，從圖10 可以看出，加載初期，試件截面的應變沿高度呈線性分布，鋼梁與疊合板之間無相對滑移，此時疊合板組合梁整體受力性能良好；隨著荷載的增加，鋼梁下翼緣的應變增加較快，呈現出非線性變化，最終鋼梁下翼緣以及腹板下部屈服，而混凝土截面的應變沿高度仍呈線性分布，考慮是由于應變片布置在鋼梁受力最大的截面處，鋼梁塑性發展明顯，而疊合板的應變片布置在板側，受剪力滯效應的影響，應變隨距疊合板中心距離的增大而顯著降低，導致板側混凝土的應變隨截面高度一直呈線性分布。

圖 10 沿跨中截面高度應變分布Fig. 10 Strain distribution along mid span section

2.4 試驗結果特征值

表3 列出了各試驗梁的主要試驗結果。其中，受火后疊合板組合梁試件的延性比在1.2～1.7，平均值為1.37，遠小于未受火試件。出現這種現象的原因在于疊合板組合梁中混凝土翼板承受主要的壓應力，鋼梁承受主要的拉應力，受火后鋼梁與混凝土翼板的材料性能劣化，其承載力和剛度較未受火構件有所降低。隨著靜力荷載的不斷增大，鋼梁受拉屈服，隨后混凝土翼板也達到其極限承載力，試件發生破壞，而未受火構件的鋼梁受拉屈服以后，其混凝土還能繼續承載，從而造成其延性遠大于火災后試件。

表 3 試驗結果特征值Table 3 Characteristic values of test results

對受火試件SCB-4 和未受火試件SCB-6 的試驗結果進行對比，結果表明：受火試件SCB-4 的極限荷載和延性較未受火試件SCB-6 分別降低23.3%和55.4%，說明整體式疊合板組合梁在火災中的延性損失較承載力損失更為嚴重。

2.5 試件參數分析

2.5.1 后澆層厚度的影響

SCB-2 和SCB-3 的后澆層厚度分別為80 mm和60 mm，其余參數均相同。從表3 可以看出SCB-3 的開裂荷載低于SCB-2，出現這種現象的原因在于SCB-3 的疊合板板厚比SCB-2 的疊合板板厚減小了20 mm，使得SCB-3 的總高度比SCB-2 的總高度低了20 mm，從而導致SCB-3 的開裂荷載低于SCB-2；此外圖11(a)對兩試件的跨中荷載-撓度曲線進行對比，可以看出，SCB-2 的初始抗彎剛度和極限承載力均大于試件SCB-3?？梢姡馂暮笳w式疊合板組合梁的開裂承載力、極限承載力和初始抗彎剛度均隨后澆層厚度的增加而提高。

2.5.2 預制底板在鋼梁上翼緣擱置長度的影響

SCB-3 和SCB-4 的預制底板在鋼梁上翼緣擱置長度分別為40 mm 和20 mm，其余參數均相同。結合表 3 和圖 11(b)對 SCB-3 和 SCB-4 兩個試件進行對比，發現試件SCB-3 和試件SCB-4 的初始抗彎剛度相近，但試件SCB-3 的極限荷載大于試件SCB-4，可見，火災后擱置長度為40 mm 的整體式疊合板組合梁的受力性能優于擱置長度為20 mm 的整體式疊合板組合梁。

2.5.3 栓釘間距的影響

SCB-1 和SCB-3 的栓釘間距分別為150 mm 和200 mm，其余參數均相同。結合表3 和圖11(c)對SCB-1 和SCB-3 兩個試件進行對比，發現試件SCB-1 的初始抗彎剛度和極限荷載均大于試件SCB-3，可見，火災后整體式疊合板組合梁的極限承載力和抗彎剛度均隨栓釘間距的增加而增大。

2.5.4 預制底板接縫形式的影響

SCB-3 和SCB-5 的預制底板接縫形式不同，其余參數均相同。結合表3 和圖11(d)對SCB-3 和SCB-5 兩個試件進行對比，結果表明：火災后整體式疊合板組合梁的極限承載力較分離式疊合板組合梁提高9%，其初始抗彎剛度也略有增大。

3 剩余承載力和抗彎剛度計算

圖 11 試件參數分析Fig. 11 Analysis of specimen parameters

升溫試驗時在試件跨中鋼梁截面的上、下翼緣和腹板分別布置一個熱電偶，沿疊合板高度每20 mm 布置一個熱電偶對試件截面溫度進行量測，雖然鋼梁上方混凝土未直接受火，溫度低于直接受火截面，但是兩者相差不大，可認為同一水平截面的溫度一致，因此將混凝土截面沿高度方向每20 mm 分成一個區域，鋼梁截面分成上、下翼緣和腹板三個區域，各區域中熱電偶的最高溫度代表此區域所經歷的最高溫度。

根據吳波教授[22]提出的高溫后鋼梁和混凝土的計算模型求出每個區域所對應的折減系數Ki，最后在整個截面內進行加權平均，從而得到火災后試件截面的折減系數K，即：