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

(1.大连理工大学 海岸与近海工程国家重点实验室，辽宁 大连 116024；

2. 大连理工大学 建筑材料研究所，辽宁 大连 116024)



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1，丁一宁1，曹明莉2

(1.大连理工大学 海岸与近海工程国家重点实验室，辽宁 大连 116024；

2. 大连理工大学 建筑材料研究所，辽宁 大连 116024)

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PP纤维以及细PP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

0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[1]。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，将对火灾后结构的维修和加固具有重要意义[2]。

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[3]。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[4]。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[5]。过镇海等参考欧洲抗火规范给出的T500法[6]，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[7-8]。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[9]。Dotreppe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[10]。

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，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PP纤维以及细PP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。

1实验

1.1原材料

实验原材料包括P·O 52. 5R普通硅酸盐水泥；优质石英砂，0～5 mm，细度模数为2.6，属于中砂；碎石粗骨料，5～15 mm；一级袋装粉煤灰，0.045 mm方孔筛筛余≤9.2%；Sika聚羧酸类高效减水剂(SP)； 纤维采用RC-80/60-BN型钢纤维，纤维长度60 mm，长径比80、WK-8结构型PP纤维，长度45 mm，长径比60以及WK-2细PP纤维，长度9 mm，长径比500，纤维形貌，如图1所示。梁底受拉钢筋为HRB400级螺纹钢，其中Ø10螺纹钢筋实测屈服强度为475 MPa、抗拉强度为643 MPa，Ø8螺纹钢筋实测屈服强度为491 MPa、抗拉强度为651 MPa；架立筋和箍筋为Ø6.5 HPB235级光圆钢筋，箍筋间距为55 mm。

图1　实验中所使用的纤维

实验所采用自密实混凝土的强度等级为C60，基准配合比为水泥400 kg/m3、粉煤灰160 kg/m3、砂子764.8 kg/m3、石子832 kg/m3；其中，水灰比0.45，水胶比0.32，减水剂基准掺量为胶凝材料用量的1.2%，各组配比中减水剂掺量根据新拌混凝土工作性进行微调。共设计了12组简支梁，各梁的配筋情况和纤维掺量如表1所示。

表1　高温简支梁配筋情况与纤维掺量

1.2构件设计

简支梁截面几何尺寸为150 mm×150 mm，计算跨度1 050 mm，混凝土保护层厚度为25 mm，剪跨比为2.9，简支梁配筋如图2所示。

图2　简支梁配筋图

1.3实验设备与方案

简支梁浇筑成型14 d后拆模，养护至28 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3(a)所示。参照德国标准DIN 18160，火灾升温曲线如图3(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(LVDT)测量梁的挠度，如图4所示。加载前，先施加5 kN荷载进行预压，之后分等级力加载，加载速率为0.1 kN/s，荷载等级以10 kN为间隔；每级加载结束持载约10 min，观测试验梁裂缝分布和扩展情况。加载至约0.7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0.5 mm/min，直至实验结束。

2结果与讨论

2.1荷载-挠度曲线

图5给出了各组简支梁高温后的弯曲荷载-挠度曲线。

图3　火灾实验炉与火灾实验用温度-时间曲线

图4简支梁测点布置图

Fig 4 Measure points of simple supported beams

通过对比可以发现：(1) 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0.56%时，相比于无纤维简支梁SSB-1H，掺加30 kg/m3钢纤维以及混掺1 kg/m3细PP纤维+20 kg/m3钢纤维对高温后简支梁屈服前的抗弯刚度影响并不明显；掺加30 kg/m3钢纤维以及混掺1 kg/m3细PP纤维+20 kg/m3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21.1%和9.9%；相比于掺加30 kg/m3钢纤维简支梁SSB-2H以及混掺1 kg/m3细PP纤维+20 kg/m3钢纤维简支梁SSB-3H的荷载-挠度曲线可以发现，梁SSB-3H的峰值荷载低于梁SSB-2H，说明高温后简支梁的承载力主要受钢纤维影响，细PP纤维的影响不大。

图5　各组简支梁高温后的荷载-挠度曲线

但是同时也应看到，相比于单掺30 kg/m3钢纤维简支梁SSB-2H，混掺1 kg/m3细PP纤维+20 kg/m3钢纤维简支梁SSB-3H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SSB-1H；相比于SSB-1H，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0.56%时，掺加30 kg/m3钢纤维以及混掺1 kg/m3细PP纤维+20 kg/m3钢纤维使高温后简支梁的峰值挠度分别减小了28.4%和33.3%。

(2) 在配筋率为0.56%时，混掺6 kg/m3结构型PP纤维+20 kg/m3钢纤维以及三掺0.5 kg/m3细PP纤维+20 kg/m3钢纤维+3 kg/m3结构型PP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16.3%和3.4%；对比掺加30 kg/m3钢纤维简支梁SSB-2H，可以发现混掺6 kg/m3结构型PP纤维+20 kg/m3钢纤维使梁高温后的峰值荷载降低了4.8%；相比于SSB-1H，单掺50 kg/m3钢纤维使梁高温后的屈服荷载和峰值荷载分别提高了18.4%和33.2%，均明显高于SSB-2H、SSB-3H、SSB-4H以及SSB-5H，说明相比于细PP纤维和结构型PP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SSB-1H，在配筋率为0.56%时，混掺6 kg/m3结构型PP纤维+20 kg/m3钢纤、三掺0.5 kg/m3细PP纤维+20 kg/m3钢纤维+3 kg/m3结构型PP纤维以及单掺50 kg/m3钢纤维使简支梁高温后的峰值挠度分别减小了18.8%，17.2%和40.3%，说明提高钢纤维掺量将进一步降低梁高温后的峰值挠度。

(3) 在配筋率为0.56%时，混掺1 kg/m3细PP纤维+40 kg/m3钢纤维、混掺40 kg/m3钢纤维+4 kg/m3结构型PP纤维以及三掺0.5 kg/m3细PP纤维+40 kg/m3钢纤维+2 kg/m3结构型PP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15.3%，22.3%和19.3%；对比于SSB-6H，可以发现不论是混掺1 kg/m3细PP纤维+40 kg/m3钢纤维的简支梁SSB-7H、混掺40 kg/m3钢纤维+4 kg/m3结构型PP纤维的简支梁SSB-8H还是三掺0.5 kg/m3细PP纤维+40 kg/m3钢纤维+2 kg/m3结构型PP纤维的简支梁SSB-9H，其高温后的极限承载力均低于SSB-6H，同样说明相比于细PP纤维和结构型PP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SSB-1H，在配筋率为0.56%时，混掺1 kg/m3细PP纤维+40 kg/m3钢纤维、混掺40 kg/m3钢纤维+4 kg/m3结构型PP纤维以及三掺0.5 kg/m3细PP纤维+40 kg/m3钢纤维+2 kg/m3结构型PP纤维使简支梁高温后的峰值挠度分别减小了23.1%，33.9%和42.2%；对比于SSB-3H、SSB-4H和SSB-5H，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。

(4) 在配筋率为1.31%时，相比于无纤维简支梁SSB-10H，掺加30 kg/m3钢纤维以及混掺1 kg/m3细PP纤维+20 kg/m3钢纤维对高温后简支梁屈服前的抗弯刚度影响并不明显；而掺加30 kg/m3钢纤维以及混掺1 kg/m3细PP纤维+20 kg/m3钢纤维对高温后简支梁峰值荷载并无显著影响；对比于SSB-2H及SSB-4H，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SSB-10H，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1.31%时，掺加30 kg/m3钢纤维以及混掺6 kg/m3结构型PP纤维+20 kg/m3钢纤维使简支梁高温后的峰值挠度分别减小了22.3%和17.7%。

2.2承载力计算方法

参考欧洲规范BS EN1992-1-2∶2004，以500 ℃等温线为混凝土强度折减计算的标准，即假定温度低于500 ℃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500 ℃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PP纤维对高温后RC梁承载力的贡献，而仅考虑钢纤维和结构型PP纤维的影响，可得到无纤维RC梁等效截面为hT5=117 mm，bT5=150 mm；相应地，钢纤维RC梁与混杂纤维RC梁的等效截面分别为127 mm×150 mm和114 mm×150 mm。

2.2.1承载力计算时的基本假定

(1) 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RC梁的截面温度场；(2) 平截面假定依然适用；(3) 钢筋与混凝土之间粘结良好、无滑移，变形协调；(4) 受拉区混凝土采用纤维混凝土的受拉本构模型，应力-应变关系采用式

(1)

式中，εcr为纤维混凝土开裂应变，取0.00015；σf为纤维混凝土开裂后纤维通过桥联作用所承担的拉应力，MPa；εtu为纤维混凝土极限拉应变，取0.025。

(5) 受压区混凝土采用式(2)所示受压本构关系，高温后可按下式计算混凝土极限压应变

T为等效截面受压区最外边缘混凝土所经历的最高温度

(2)

式中，fc为轴心抗压强度，MPa；ε0为与fc对应的混凝土压应变，取0.002；εcu为混凝土极限压应变，取0.0035。

(3)

(4)

(5)

2.2.2高温后极限承载力计算

(6)

(7)

xT=0.8cT

(8)

(9)

(10)

其中，τf,st为钢纤维与混凝土间的界面剪切应力，MPa，对于端部弯钩钢纤维可取为混凝土基体抗拉强度的2.5倍[12]；λst为钢纤维的长径比；Vf,st为钢纤维的体积掺量；Fbe,st为钢纤维的形状特征系数，对于端部弯钩型钢纤维取1.2。

(11)

(12)

其中，τf,sy为结构型PP纤维与混凝土间的界面剪切应力，MPa，对于Double duoform结构型PP纤维可取为1.1 MPa；λsy为结构型PP纤维的长径比；Vf,sy为结构型PP纤维的体积掺量；Fbe,sy为结构型PP纤维的形状特征系数，对于Double duoform结构型PP纤维可取为1.2。此外，在本文中，由于细PP纤维无法用作结构型纤维，因此其对简支梁高温后极限抗弯承载力的影响不予考虑。

图6　高温后钢筋纤维混凝土梁破坏阶段应力应变分布

Fig6Stressandstraindistributionoffiberreinforcedconcretebeamcontainingconventionalsteelrebarafterhightemperature

高温后简支梁极限承载力的计算值与试验值的对比如表2和图7所示，可以看到，采用本文给出的承载力模型的计算结果与实验结果符合程度较高，说明本文的承载力计算方法可以用于混杂纤维自密实混凝土简支梁高温后极限承载力的预测。

表2高温后简支梁极限承载力计算结果与试验结果对比

Table2Comparisonbetweencalculationandexperimentalresultsforultimateloadcapacityofsimplysupportedbeamsafterfireexposure

编号钢纤维Vf/%结构型PP纤维Vf/%fc/MPabT/mmhT/mm钢筋温度/℃fyT/MPaMu,cal/kN·mMu,exp/kN·mMu,cal/Mu,expSSB-1H0063.21501175504495.7818.800.657SSB-2H0.385066.71501275004539.16510.660.860SSB-3H0.256063.51501275004538.0489.680.832SSB-4H0.2560.65968.41501146004458.59410.240.839SSB-5H0.2560.33065.11501146004458.2739.100.909SSB-6H0.641065.315012750045311.38211.730.971SSB-7H0.513067.315012750045310.27310.151.012SSB-8H0.5130.43964.515011460044510.60710.850.978SSB-9H0.5130.22062.215011460044510.39310.500.990SSB-10H0063.215011755043412.74120.830.612SSB-11H0.385066.715012750043816.00522.050.726SSB-12H0.2560.65968.415011460043115.34920.300.756

图7高温后简支梁极限承载力试验结果与计算结果对比

Fig7Comparisonoftheexperimentalresultsandthepredictedresultsforultimateloadcapacityofsimplysupportedbeamsafterhightemperature

3结论

通过研究，可以得到以下结论：

(1)纤维的引入提高了自密实混凝土梁高温后的承载力，峰值荷载所对应的挠度随之变小，刚度随之增大。

(2)相比于结构型PP纤维和细PP纤维，钢纤维对承载力的提高作用更为明显；纤维对于梁承载力和变形的影响随着配筋率的提高而减小。

(3)参考欧洲规范，通过二台阶法对纤维的贡献进行了折减，推导了一种考虑混杂纤维作用的自密实混凝土简支梁高温后抗弯承载力计算模型，计算结果与试验测试结果符合程度较好。

参考文献：

[1]GuoXinjun.Experimentalstudyandnumericalsimulationanalysisoffireresistanceperformanceofconcretesegmentcomponentofshieldtunnel[D].Changsha:CentralSouthUniversity, 2013.

郭信君. 盾构隧道混凝土管片构件抗火性能试验及模拟分析研究 [D]. 长沙：中南大学, 2013.

[2]RustinFike,VenkateshKodur.Enhancingthefireresistanceofcompositefloorassembliesthroughtheuseofsteelfiberreinforcedconcrete[J].EngineeringStructures, 2011, 33: 2870-2878.

[3]LiYinqing,MaDaozhen,XuJian.Designcalculationandconstructionprocessingoffireprotectionforbuildingstructures[M].Beijing:ChinaBuildingIndustryPress, 1991.

李引擎, 马道贞, 徐坚. 建筑结构防火设计计算和构造处理 [M]. 北京: 中国建筑工业出版社, 1991.

[4]QuLijun.BearingcapacitycalculationofRCflexuralmemberduringfirehazard[J].ArchitectureTechnology, 1996, 23(12): 828-830.

屈立军. 火灾时钢筋混凝土受弯构件承载力计算 [J]. 建筑技术, 1996, 23(12): 828-830.

[5]WangXueqian.CalculationfortheultimatebendingmomentofRCbeamssectionunderfire[J].BuildingStructure, 1996, 1(7): 38-42.

王学谦. 火灾高温下钢筋混凝土梁截面极限弯矩的计算 [J]. 建筑结构, 1996, 1(7): 38-42.

[6]ENBS. 1-2: 2004Eurocode2.Designofconcretestructures[S].GeneralRulesandRulesforBuildings, 2004.

[7]YangJianping,ShiXudong,GuoZhenhai.Simplifiedcalculationofultimateloadbearingcapacityofreinforcedconcretebeamsunderhightemperature[J].IndustrialConstruction, 2002, 32(3): 26-28.

杨建平, 时旭东, 过镇海. 高温下钢筋混凝土梁极限承载力的简化计算 [J]. 工业建筑, 2002, 32(3): 26-28.

[8]YangJianping,ShiXudong,GuoZhenhai.Simplifiedcalculationofultimateloadbearingcapacityofreinforcedconcretecompression-bendingmembersunderhightemperature[J].BuildingStructure, 2002, 32(8): 23-25.

杨建平, 时旭东, 过镇海. 高温下钢筋混凝土压弯构件极限承载力简化计算 [J]. 建筑结构, 2002, 32(8): 23-25.

[9]XiongXueyu,ShenShifu,CaiYue.Simplifiedcalculationofdeflectionofcommonconcretestructuresunderfire[J].JournalofNaturalDisasters, 2004, 13(6): 132-137.

熊学玉, 沈士富, 蔡跃. 火灾下普通混凝土结构的挠度计算简化方法 [J]. 自然灾害学报, 2004, 13(6): 132-137.

[10]DotreppeJ.Calculationmethodfordesignofreinforcedconcretecolumnsunderfireconditions[J].ACIStructuralJournal, 1999, 96(1): 9-18.

[11]WuBo.Mechanicalpropertiesofreinforcedconcretestructuresafterfire[M].Beijing:SciencePress, 2003.

吴波. 火灾后钢筋混凝土结构的力学性能 [M]. 北京：科学出版社, 2003.

[12]VooJ,FosterS.Variableengagementmodelforfibrereinforcedconcreteintension[R].UNICIVReportNo.R-420,TheUniversityofNewSouthWales,Sydney,Australia, 2003:1-86.

Experiment and calculation of residual load bearing capacity of hybrid fiber reinforced self-consolidating concrete simply supported beams after fire exposure

ZHANG Cong1，DING Yining1，CAO Mingli2

(1. State Key Laboratory of Coastal and Offshore Engineering,Dalian University of Technology, Dalian 116000, China；2. Institute of Building Materials, School of Civil Engineering,Dalian University of Technology, Dalian 116000, China)

Abstract:In recent years, the building fire occurs very frequently. With the widely use of self-consolidating concrete (SCC) in construction engineering, studying the fire resistance of SCC and fiber reinforced SCC has become particularly important. Focusing on the fire resistance property, the influence of steel fiber, macro PP fiber and micro PP fiber on the load capacity of SCC simply supported beams after fire exposure was investigated in this paper. Meanwhile, a calculation method for load capacity of SCC beams was proposed by taking the effect of hybrid fibers into consideration. It is hoping to provide a reference to the maintenance and reinforcement of structures after fire exposure by quantifying and predicting the residual load bearing capacity of fiber reinforced SCC beams.

Key words:fire resistance; fiber reinforced self-consolidating concrete; high temperature; flexural loading capacity

DOI:10.3969/j.issn.1001-9731.2016.03.028

文献标识码：A

中图分类号：TU528.01

作者简介：张聪(1988-)，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。

基金项目：国家自然科学基金面上资助项目(51578109，51478082)

文章编号：1001-9731(2016)03-03151-07

收到初稿日期：2015-06-12 收到修改稿日期：2015-09-20 通讯作者：曹明莉，E-mail: caomingli3502@163.com