火灾后钢筋混凝土剪力墙抗震性能试验研究

刘桂荣， 宋玉普， 曲福来

（1.大连理工大学海岸和近海工程国家重点实验室，辽宁大连 116024；2.华北水利水电学院土木与交通学院，河南郑州 450011）

0 引 言

钢筋混凝土结构遭受火灾后，大部分结构修复加固后仍可继续使用.为了对火灾后的混凝土结构进行经济有效的修复加固，首先必须确定其剩余承载力，而对于地震区的建筑物来说，确定其火灾后的抗震性能对于结构的安全性更是十分必要的.国内外学者已经对钢筋混凝土梁［1、2］、柱［3、4］构件及框架结构［5］火灾后的静力性能和抗震性能进行了相关研究.由于混凝土剪力墙是高层建筑结构中的主要抗侧力构件，研究火灾后剪力墙的抗震性能，对于火灾后混凝土剪力墙结构的损伤评估与抗震加固具有重要意义.然而，目前对于火灾后混凝土剪力墙的抗震性能研究极少，文献［6］对矿渣高性能混凝土剪力墙火灾后的抗震性能进行了试验研究，发现高温作用降低了其抗震能力，掺加聚丙烯纤维可提高火灾后高性能混凝土剪力墙抗震性能.研究表明，高温后普通混凝土和高性能混凝土力学性能不同［7］.文献检索未发现针对普通混凝土剪力墙高温后抗震性能相关研究报道.

常温下对混凝土剪力墙抗震性能的研究表明：轴压比是影响其抗震性能的一个重要因素，随着轴压比增加，剪力墙延性逐渐降低，抗震性能变差［8、9］.因此，我国抗震设计规范中，对剪力墙的轴压比做了一定的限制［10］.同样地，轴压比对火灾后混凝土剪力墙抗震性能的影响亦具有重要研究意义.为此，本文进行常温及受火自然冷却后，不同轴压比下普通钢筋混凝土剪力墙抗震性能试验研究，期望得到剪力墙火灾后抗震性能的一般规律，并为混凝土剪力墙的抗火设计和火灾后的损伤评估提供一定的依据.

1 试验概况

1.1 试件设计

本次试验共设计6榀钢筋混凝土剪力墙，墙两端设置100 mm×100 mm暗柱，顶部设计横梁以方便加载，底部设计了刚度较大的基础，以便固定在试验台座上.试件具体几何尺寸、配筋如图1所示.剪力墙钢筋保护层厚度为15 mm，实测钢筋常温下屈服强度为377 MPa（16钢筋）和360 MPa（6.5钢筋）.试验主要研究参数及混凝土强度如表1所示.

图1 试件尺寸及配筋（单位：mm）Fig.1 Dimensions and reinforcement details of specimens（unit：mm）

表1 试件主要参数Tab.1 Test specimen properties

1.2 受火试验

试件N2T9、N4T9及N6T9在自然条件下养护约4个月后，进行火灾试验.试验中通过燃烧液化石油气产生明火模拟真实火灾，加热90 min后熄火并自然冷却，剪力墙迎火面混凝土遭受最高温度超过了500℃.

火灾试验装置如图2所示：试验过程中，试件水平放置于炉顶，单面受火.为了模拟剪力墙在实际中承受的上部荷载，所有试件在受火时承受如表1所示的轴压力，并在火灾试验过程中保持不变.

1.3 荷载试验

加载装置如图3所示，每榀墙均承受竖向荷载和水平低周反复荷载的共同作用.竖向荷载由竖向油压千斤顶提供，千斤顶倒挂固定在滑动支座上并与加载架横梁连接.千斤顶的前端连接压力传感器，通过球铰作用在剪力墙截面的中心.水平荷载由固定在钢架上的左右两个千斤顶施加，千斤顶的前端连接压力传感器，并通过球铰作用在剪力墙顶部的加载梁上.

图2 受火试验装置Fig.2 Sketch of fire test

图3 加载装置照片Fig.3 Photo of testing setup

试验时，首先在墙体顶部施加轴压力，并在试验过程中保持不变.然后再反复加卸水平荷载，水平荷载的施加采用荷载－位移混合控制加载制度：在构件达到屈服之前，采用荷载控制，每级荷载循环1次；在构件达到屈服荷载后，采用屈服位移的整数倍控制，每级位移幅值下循环3次，直至试件破坏.

试验过程中，主要量测内容包括：（1）顶部水平荷载；（2）不同墙高处的水平位移（已消除了底座转动的影响）；（3）墙体剪切变形，通过布置差动变压式位移传感器（LVDT）实现；（4）混凝土表面应变.所有试验数据均由动态采集系统自动采集.

2 试验现象及试件破坏形态

在加载初期，试件处于弹性阶段，卸载后，变形基本可以恢复.当水平荷载为极限荷载的45%左右时，首先在暗柱内出现一条水平裂缝.随着试验的进行，不断有新的水平裂缝出现，且原有水平裂缝斜向下发展，进入墙腹之内.当水平荷载为极限荷载的65%左右时，出现了一条剪切斜裂缝.对于遭受过火灾作用的试件，此时，火灾下背火面出现过的裂缝亦加宽.当水平荷载接近极限荷载时，根部受压区出现竖向受压裂缝.随着位移幅值的不断增大，刚度不断退化.所有试件最终破坏形态如图4所示.

图4 试件最终破坏形态Fig.4 Final failure mode of specimens

由图4可以看出，火灾作用及轴压比对剪力墙破坏形态具有明显影响.对于未受火试件，最终破坏时具有一条或数条明显主斜裂缝，且随着轴压比增大，主斜裂缝倾斜角度逐渐变大，破坏形态由弯剪破坏向剪切破坏转化.破坏时，所有试件根部混凝土被压碎，暗柱纵筋外露，试件N6T0（轴压比最大）的墙体上下两部分还发生了错动，呈现出较高的脆性破坏特征.而对于受火试件，最终破坏时主斜裂缝相对不明显或者无主斜裂缝（试件N6T9），随着轴压比的增加，破坏形态的转化并不明显.主要原因可能是：（1）高温后混凝土强度降低而变形能力却有所提高.（2）高温和轴压力的共同作用，导致混凝土剪力墙在进行荷载试验之前，内部已有较大损伤，并在背火面形成了一定数量的宏观斜向裂缝.当剪力墙遭受低周反复荷载作用时，原有的微观、宏观裂缝不断扩展，最终破坏时没有形成明显主斜裂缝.

同一受火试件最终破坏时，迎火面存在明显的混凝土酥松及剥落现象，这主要是由于迎火面遭受温度较高，混凝土强度下降（混凝土遭受500℃高温自然冷却后，抗压强度只有常温下的70%左右［12］）.

3 试验结果与分析

3.1 承载力及延性分析

各试件的主要试验结果如表2所示.其中，Fcr为开裂水平荷载，取受拉区出现肉眼可见第一条裂缝时对应的上一级荷载；Fy为屈服水平荷载，依据“能量面积等效法”确定；Fmax为最大水平荷载；Δy为屈服水平荷载对应的位移值；Δu为极限位移，取荷载降为85%最大水平荷载时对应的位移值；μ为位移延性系数，μ＝Δu／Δy；Ep为试件累积滞回耗能.

表2 试件主要试验结果Tab.2 Summary of main test results

由于高温冷却后混凝土强度降低，尤其是钢筋与混凝土之间的黏结强度大幅下降（光圆钢筋遭受300℃高温自然冷却后，黏结强度只有常温的40%左右［13］），造成了火灾作用后剪力墙承载能力的明显降低.火灾后各试件开裂荷载、屈服荷载和极限荷载较常温下均有明显降低.试件N2T9较其未受火试件的开裂荷载、屈服荷载及极限荷载分别下降了29.1%、8.2%和7.1%.

另一方面，混凝土高温后强度的降低导致构件截面有效宽度减小，从而增大了截面受压区高度，致使火灾后剪力墙延性降低.火灾后试件N2T9、N4T9、N6T9位移延性系数较未受火试件分别下降了25.1%、13.3%和7.7%.当轴压力为400 k N时，常温下满足延性需求μ＝3的剪力墙（N4T0），火灾后不再满足.

与常温下剪力墙相似，火灾后剪力墙承载能力均随着轴压力的增加而增加，而变形能力随着轴压力的增加而降低：当轴压力从200 k N增加到600 k N时，常温下及受火后剪力墙极限荷载分别提高了30.8%和26.6%，位移延性系数分别降低了29.2%和12.7%.从抗剪机理上来解释：增加轴压力加大了截面受压区高度，增大了混凝土参与抗剪的面积，从而在一定程度上延迟了斜裂缝的出现，并限制了其发展，提高了剪力墙的承载力，但是降低了其延性性能.

3.2 滞回曲线与耗能特征

图5为试件的水平荷载－位移滞回曲线，对比各试件滞回曲线图可以看出，火灾作用和轴压比对试件滞回曲线有重要影响：与未受火试件相比，受火后试件的滞回环较狭窄，包围面积较小，试件滞回圈数较少，且轴压比越大，滞回圈数的减少越明显；随着轴压比的增加，滞回曲线的丰满程度逐渐减小，滞回圈数逐渐减少.

图5 水平荷载－位移滞回曲线Fig.5 Lateral load－displacement hysteretic curves

构件的累积滞回耗能是反映其耗能能力的一个重要参数，以滞回曲线所包围的总面积来表示.各试件累积滞回耗能Ep如表2所示.火灾后剪力墙的承载能力及变形能力降低，导致其累积滞回耗能大大降低，这对结构抗震极为不利.受火90 min后，试件N2T9、N4T9及N6T9累积滞回耗能比未受火试件分别降低了49.5%、59.2%和57.4%.

当轴压力从200 k N增加到400 k N时，未受火试件累积滞回耗能变化不大，但是受火后试件耗能明显下降，试件N4T0比N2T0（未受火）累积滞回耗能下降了1.3%，N4T9比N2T9（受火）下降了20.3%；而当轴压力从400 k N增加到600 k N时，无论是否遭受火灾作用，累积滞回耗能均大幅下降，试件N6T0比N4T0（未受火）累积滞回耗能下降了57.1%，N6T9比N4T9（受火）下降了55.2%.

3.3 骨架曲线

各试件的水平荷载－位移骨架曲线如图6所示.对比各试件骨架曲线可以看出：轴压比对混凝土剪力墙骨架曲线形状影响较大，低轴压比试件（N2T0、N2T9、N4T0及N4T9）骨架曲线可以分为弹性、弹塑性、塑性及破坏4个阶段.而高轴压比试件（N6T0及N6T9）的骨架曲线基本没有屈服平直段，达到极限承载力后，荷载下降突然，其骨架曲线只能分为弹性、弹塑性及破坏3个阶段.与未受火试件相比，火灾后试件的极限承载力和刚度下降，低轴压比试件的塑性段较未受火试件明显变短，塑性变形能力明显减弱.

图6 水平荷载－位移骨架曲线Fig.6 Lateral load－displacement skeleton curves

3.4 刚度分析

取每一循环过程中正、负向最大荷载下割线刚度的平均值，绘制成刚度退化曲线如图7所示.

图7 试件刚度退化曲线Fig.7 Stiffness degradation curves of specimens

高温后混凝土弹性模量大幅下降（混凝土遭受500℃高温后，初始弹性模量较常温下降了70%［14］），导致相同水平荷载下火灾后剪力墙的侧向位移增加，刚度降低.由图7可以看出：火灾作用对剪力墙初始刚度（取第一滞回环峰值荷载对应的割线刚度）的降低作用尤为显著.试件N2T9、N4T9及N6T9的初始刚度较其未受火试件分别下降了45.8%、51.8%和50.5%.

无论是否遭受火灾作用，剪力墙刚度均随着轴压比的增加而增加.例如，当轴压力从200 k N增加到600 k N时，试件N6T0初始刚度比N2T0（未受火）增加了38.7%，试件N6T9初始刚度比N2T9（受火）增加了26.7%.

4 结论与建议

（1）火灾作用改变了剪力墙的破坏形态：随着轴压比增加，常温下剪力墙破坏形态由弯剪破坏向剪切破坏转化，且破坏时形成了数条或者一条主斜裂缝，而受火后剪力墙破坏形态转化并不明显，且随着轴压比的增大，主斜裂缝的破坏特征变得不明显直至完全消失.

（2）火灾作用降低了钢筋混凝土剪力墙的抗震性能：火灾后钢筋混凝土剪力墙的承载力、延性、耗能能力及刚度均降低，且耗能能力和初始刚度的下降幅度明显大于承载力和延性系数.在本文试验条件下，火灾后剪力墙极限荷载降低了10%左右，位移延性系数下降不超过25%，而累积滞回耗能和初始刚度都下降了50%左右.

（3）无论是否遭受火灾作用，随着轴压比在一定范围内增加，剪力墙承载能力和刚度逐渐提高，但位移延性和耗能能力逐步降低，其总体抗震性能变差.

（4）本文试验条件下，当轴压比超过0.3以后，常温下满足延性要求为3的剪力墙高温后不满足要求，且随着轴压比的增加，耗能能力下降加快.因此，建议对于地震区火灾威胁较大的建筑物，适当控制剪力墙的轴压比，以保证结构火灾后的抗震安全性.

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