混杂纤维自密实混凝土简支梁高温后剩余承载力试验与计算.pdf
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1、文章编号: ( ) 混杂纤维自密实混凝土简支梁高温后剩余承载力试验与计算 张 聪, 丁一宁, 曹明莉 ( 大连理工大学 海岸与近海工程国家重点实验室, 辽宁 大连 ; 大连理工大学 建筑材料研究所, 辽宁 大连 ) 摘 要: 近年来建筑火灾频发, 而随着自密实混凝土 在建筑工程中的广泛应用, 开展自密实混凝土以及纤 维自密实混凝土抗火性能的研究已变得尤为重要.针 对自密实混凝土的抗火功能, 研究了钢纤维、 结构性 P P纤维以及细P P纤维对高温作用后自密实混凝土 简支梁剩余承载力的影响, 并推导了一种考虑混杂纤 维作用的简支梁高温后抗弯承载力计算模型, 以期通 过对纤维自密实混凝土构件高温后
2、剩余承载力的量化 与预测, 为火灾后结构的维修和加固提供参考与依据. 关键词: 抗火功能; 纤维自密实混凝土; 高温作用; 抗 弯承载力 中图分类号: TU 文献标识码:A D O I: / j i s s n 引 言 火灾是建筑结构所面临的最为严重的灾害之一, 火灾一旦发生往往造成严重的人员伤亡、 巨大的社会 影响和经济损失.大量的建筑火灾实例表明, 火灾通 常会导致建筑结构混凝土的爆裂和力学性能劣化, 从 而对建筑结构产生严重的损坏, 并降低结构的承载力、 安全性和耐久性 .随着纤维自密实混凝土在建筑结 构中越来越为广泛的应用, 对纤维自密实混凝土构件 的高温承载力劣化程度进行量化, 将对
3、火灾后结构的 维修和加固具有重要意义 . 目前, 对于普通钢筋混凝土构件高温下以及高温 后极限承载力的计算一般采用以下基本假定: 截面温 度场已知; 截面应变依然符合平截面假定; 钢筋与混凝 土之间无相对滑移; 不考虑混凝土的高温抗拉作用. 李引擎等较早得给出了钢筋混凝土构件高温承载力的 计算方法, 通过对截面温度分布进行网格划分并考虑 各网格内材料强度的折减来进行构件高温承载力的计 算 .屈立军等则通过截面宽度折减的方式来计算钢 筋混凝土构件的高温承载力, 将矩形截面等效为阶梯 形截面, 使计算结果与实验结果更为接近 .王学谦 等通过对梁截面的离散化而求得梁截面温度场, 并以 此对混凝土和钢
4、筋的高温性能进行折减, 最后由内力 平衡关系得到梁的高温极限承载力 .过镇海等参考 欧洲抗火规范给出的T 法 , 给出了混凝土强度 折减的二折线方法, 该承载力计算方法较为简便 . 熊学玉等通过将高温截面转化为一个等效匀质截面对 钢筋 混 凝 土 构 件 高 温 下 的 挠 度 进 行 了 计 算 . D o t r e p p e等对钢筋混凝土柱的高温性能进行了分析, 并给出了混凝土和钢筋在四面受火情况下强度的折减 系数 . 目前对于纤维混凝土构件高温承载力的计算方法 研究相对较少, 且普通钢筋混凝土构件高温下以及高 温后极限承载力计算过程中所采用的基本假定并不完 全适用于纤维混凝土构件,
5、由于纤维( 尤其是结构型钢 纤维) 的存在, 并不能简单地忽略其高温抗拉作用, 因 为纤维依然可以通过桥联裂缝而产生影响, 这也是纤 维混凝土构件高温承载力计算过程中需要特别注意的 问题. 本文针对自密实混凝土的抗火功能, 研究了钢纤 维、 结构性P P纤维以及细P P纤维对高温作用后自密 实混凝土简支梁剩余承载力的影响, 并推导了一种考 虑混杂纤维作用的简支梁高温后抗弯承载力计算模 型, 本文研究成果可以为火灾后结构的维修和加固提 供参考与依据. 实 验 原材料 实验原材料包括PO R普通硅酸盐水泥; 优质石英砂, mm, 细度模数为, 属于中砂; 碎 石粗骨料, mm; 一级袋装粉煤灰,
6、mm方 孔筛筛余 ;S i k a聚羧酸类高效减水剂(S P) ;纤 维采用R C / B N型钢纤维, 纤维长度 mm, 长 径比 、WK 结构型P P纤维, 长度 mm, 长径比 以及WK 细P P纤维, 长度mm, 长径比 , 纤 维形貌, 如图所示.梁底受拉钢筋为HR B 级螺 纹钢, 其中 螺纹钢筋实测屈服强度为 MP a、 抗拉强度为 MP a, 螺纹钢筋实测屈服强度为 MP a、 抗拉强度为 MP a; 架立筋和箍筋为 H P B 级光圆钢筋, 箍筋间距为 mm. 张 聪 等: 混杂纤维自密实混凝土简支梁高温后剩余承载力试验与计算 基金项目: 国家自然科学基金面上资助项目( ,
7、) 收到初稿日期: 收到修改稿日期: 通讯作者: 曹明莉,E m a i l:c a o m i n g l i c o m 作者简介: 张 聪 ( ) , 男, 博士研究生, 主要从事纤维混凝土材料与结构的高温研究. 图 实验中所使用的纤维 F i gI m a g e so f f i b e r su s e d i nt h i ss t u d y 实验所采用自密实混凝土的强度等级为C , 基 准配合比为水泥 k g/m 、 粉煤灰 k g /m 、 砂子 k g/m 、 石子 k g /m ; 其中, 水灰比 , 水 胶比 , 减水剂基准掺量为胶凝材料用量的, 各组配比中减水剂掺量
8、根据新拌混凝土工作性进行微 调.共设计了 组简支梁, 各梁的配筋情况和纤维掺 量如表所示. 表 高温简支梁配筋情况与纤维掺量 T a b l eR e i n f o r c e m e n t r a t i oa n df i b e rc o n t e n to f s i m p l es u p p o r t e db e a me x p o s e dt of i r e 梁编号配筋率/配箍率/细P P纤维/ k g m钢纤维/ k g m结构型P P纤维/ k g m S S B H S S B H S S B H S S B H S S B H ( 间距 mm) S S
9、B H S S B H S S B H S S B H S S B H S S B H ( 间距 mm) S S B H 构件设计 简支梁截面几何尺寸为 mm mm, 计算 跨度 mm, 混凝土保护层厚度为 mm, 剪跨比 为 , 简支梁配筋如图所示. 图 简支梁配筋图 F i gR e i n f o r c e m e n t i ns i m p l es u p p o r t e db e a m 实验设备与方案 简支梁浇筑成型 d后拆模, 养护至 d后放入 火灾高温试验台进行高温实验.采用高温试验炉进行 简支梁的明火实验, 如图(a) 所示.参照德国标准 D I N , 火灾升温曲
10、线如图(b) 所示. 实验中通过荷载传感器测量荷载的大小; 在梁跨中 和加载点处采用位移传感器( L V D T) 测量梁的挠度, 如 图所示.加载前, 先施加k N荷载进行预压, 之后分 等级力加载, 加载速率为 k N/s, 荷载等级以 k N为 间隔; 每级加载结束持载约 m i n, 观测试验梁裂缝分 布和扩展情况.加载至约 倍的极限承载力时, 将加 载方式切换至位移加载, 加载速率为 mm/m i n, 直至 实验结束. 结果与讨论 荷载挠度曲线 图给出了各组简支梁高温后的弯曲荷载挠度 曲线. 年第期( ) 卷 图 火灾实验炉与火灾实验用温度时间曲线 F i gF u r n a c
11、 ea n dt e m p e r a t u r e t i m ec u r v e su s e d i nt h e f i r e t e s t 图 简支梁测点布置图 F i gM e a s u r ep o i n t so f s i m p l es u p p o r t e db e a m s 通过对比可以发现: ()高温后简支梁并没有明 显的初裂点, 至梁屈服前, 梁荷载挠度曲线基本呈线 性变化; 在配筋率为 时, 相比于无纤维简支梁 S S B H, 掺加 k g/m 钢纤维以及混掺k g/m 细 P P纤维 k g/m 钢纤维对高温后简支梁屈服前的 抗弯刚度影
12、响并不明显; 掺加 k g/m 钢纤维以及混 掺k g/m 细P P纤维 k g/m 钢纤维对高温后简 支梁的屈服荷载影响不大, 但使梁的峰值荷载分别提高 了 和 ; 相比于掺加 k g/m 钢纤维简支梁 S S B H以及混掺k g/m 细P P纤维 k g/m 钢 纤维简支梁S S B H的荷载挠度曲线可以发现, 梁 S S B H的峰值荷载低于梁S S B H, 说明高温后简支 梁的承载力主要受钢纤维影响, 细P P纤维的影响不 大. 图 各组简支梁高温后的荷载挠度曲线 F i gL o a d d e f l e c t i o nc u r v e so f s i m p l ys
13、 u p p o r t e db e a m sa f t e rh i g ht e m p e r a t u r e 张 聪 等: 混杂纤维自密实混凝土简支梁高温后剩余承载力试验与计算 但是同时也应看到, 相比于单掺 k g/m 钢纤维 简支梁S S B H, 混掺k g/m 细P P纤维 k g/m 钢纤维简支梁S S B H高温后的承载能力并没有明显 降低, 同时也依然高于无纤维简支梁S S B H; 相比于 S S B H, 纤维的掺入使高温后简支梁梁峰值荷载所对 应的挠度减小, 在配筋率为 时, 掺加 k g/m 钢纤维以及混掺k g/m 细P P纤维 k g/m 钢纤 维使高
14、温后简支梁的峰值挠度分别减小了 和 . ( )在配筋率为 时, 混掺k g/m 结构型 P P纤维 k g/m 钢纤维以及三掺 k g /m 细P P 纤维 k g/m 钢纤维k g/m 结构型P P纤维对 高温后简支梁的屈服荷载以及梁屈服前刚度的影响同 样不明显, 但是使高温后简支梁的峰值荷载分别提高 了 和; 对比掺加 k g/m 钢纤维简支梁 S S B H, 可以发现混掺k g/m 结构型P P纤维 k g /m 钢纤维使梁高温后的峰值荷载降低了 ; 相比于S S B H, 单掺 k g/m 钢纤维使梁高温后的 屈服荷载和峰值荷载分别提高了 和 , 均 明显高于S S B H、S S
15、B H、S S B H以及S S B H, 说 明相比于细P P纤维和结构型P P纤维, 钢纤维对于梁 高温后力学性能的改善效果更明显; 相比于S S B H, 在配筋率为 时, 混掺k g/m 结构型P P纤维 k g /m 钢 纤、 三 掺 k g/m 细P P纤 维 k g /m 钢纤维k g /m 结构型P P纤维以及单掺 k g /m 钢纤维使简支梁高温后的峰值挠度分别减 小了 , 和 , 说明提高钢纤维掺量将 进一步降低梁高温后的峰值挠度. ( )在配筋率为 时, 混掺k g/m 细P P纤 维 k g/m 钢 纤 维、 混 掺 k g/m 钢 纤 维 k g /m 结构型P P纤
16、维以及三掺 k g /m 细P P纤 维 k g/m 钢纤维k g/m 结构型P P纤维对高 温后简支梁的屈服荷载以及梁屈服前刚度的影响并不 明显, 但是使高温后简支梁的峰值荷载分别提高了 , 和 ; 对比于S S B H, 可以发现不 论是混掺k g/m 细P P纤维 k g/m 钢纤维的简 支梁S S B H、 混掺 k g/m 钢纤维k g/m 结构 型P P纤维的简支梁S S B H还是三掺 k g /m 细 P P纤维 k g/m 钢纤维k g/m 结构型P P纤 维的简支梁S S B H, 其高温后的极限承载力均低于 S S B H, 同样说明相比于细P P纤维和结构型P P纤 维
17、, 钢纤维对于梁高温后力学性能的改善效果更明显; 相比于S S B H, 在配筋率为 时, 混掺k g/m 细P P纤维 k g/m 钢纤维、 混掺 k g/m 钢纤维 k g /m 结构型 P P纤维以及三掺k g/m 细P P 纤维 k g/m 钢纤维k g/m 结构型P P纤维使 简支梁高温后的峰值挠度分别减小了 , 和 ; 对比于S S B H、S S B H和S S B H, 可以 发现提高钢纤维掺量将进一步降低梁高温后的峰值挠 度. ( )在配筋率为 时, 相比于无纤维简支梁 S S B H, 掺加 k g/m 钢纤维以及混掺k g/m 细 P P纤维 k g/m 钢纤维对高温后简
18、支梁屈服前的 抗弯刚度影响并不明显; 而掺加 k g/m 钢纤维以及 混掺k g/m 细P P纤维 k g/m 钢纤维对高温后 简支梁峰值荷载 并无显著影 响; 对比于S S B H及 S S B H, 可以发现当配筋率增大时, 纤维对于梁高温 后力学性能的改善效果相对减弱; 相比于S S B H, 纤维的掺入使梁高温后峰值荷载所对应的挠度减小, 在配筋率为 时, 掺加 k g/m 钢纤维以及混掺 k g /m 结构型P P纤维 k g/m 钢纤维使简支梁 高温后的峰值挠度分别减小了 和 . 承载力计算方法 参考欧洲规范B SE N , 以 等温线为混凝土强度折减计算的标准, 即假定温度低 于
19、 的混凝土区域其强度同常温强度而不进行折 减, 因此将保留截面的全部面积; 假定温度高于 的混凝土区域其强度为零, 因此将忽略该部分截面面 积.在本文忽略细P P纤维对高温后R C梁承载力的贡 献, 而仅考虑钢纤维和结构型P P纤维的影响, 可得到无 纤维R C梁等效截面为h T mm,bT mm; 相 应地, 钢纤维R C梁与混杂纤维R C梁的等效截面分别 为 mm mm和 mm mm. 承载力计算时的基本假定 ( )截面温度场为已知.本文通过结合实验数据 和数值模拟结果来确定各类型R C梁的截面温度场; ( )平截面假定依然适用; ()钢筋与混凝土之间粘结 良好、 无滑移, 变形协调; (
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