碳纤维布加固混凝土梁耐火性能试验研究

碳纤维布加固混凝土梁耐火性能试验研究

0碳纤维布加固混凝土梁退火性能纤维布具有强度高、轻、耐用、施工方便等优点，广泛应用于混凝土结构加固领域。然而，相关橡胶的耐火性很差，这可能会导致加固结构的潜在安全风险。Blontrock等进行了碳纤维布加固混凝土梁的耐火试验,考察了防火涂料对加固梁耐火极限的影响,研究表明:设置U型防火涂料对加固梁的保护效果更好。Barnes和Fidell进行了24根缩尺碳纤维布加固混凝土梁的耐火试验,分析了碳纤维布端部锚固形式和防火涂料对加固梁高温性能的影响。Chowdhury等进行了4根碳纤维布受弯加固混凝土T形梁的高温试验,并对其高温后的剩余承载力进行了测试,研究认为在防火涂料保护较好的情况下,加固梁仍能维持加固前的大部分受弯承载力。吴波和万志军通过碳纤维布加固混凝土梁的明火试验表明,常温下发生弯曲破坏的加固梁有可能在高温下出现破坏形态的转变。胡克旭和何桂生通过明火试验,研究了防火涂料设置形式和钢丝网片对碳纤维布加固混凝土梁耐火极限的影响。高皖扬等通过数值分析,分析了防火保护方法、导热系数、比热等参数对碳纤维布加固混凝土梁截面温度场的影响。已有的研究成果均为独立构件,而实际结构中相邻构件之间存在相互约束作用,目前国内外有关碳纤维布加固混凝土约束构件的耐火性能研究尚未见到相关报道。本文对具有端部约束的7根碳纤维布加固混凝土梁和1根未加固梁进行了火灾试验,分析了端部约束、防火涂料厚度、荷载比等参数对约束梁高温变形及内力的影响。1试验总结1.1钢丝网及防火涂料试验设计了8个试件,其中7个为碳纤维布加固混凝土梁(试件L1～L5、L7、L8),1个为未加固混凝土梁(试件L6)作为对比。粘贴于梁底的碳纤维布的宽度和长度分别为200mm和4000mm,在其两端以及集中力作用处各设置1个碳纤维布U型箍。碳纤维布表面分层涂抹厚涂型防火涂料,并在涂料厚度1/2处设置钢丝网。梁底防火涂料宽度250mm,U型箍处的防火涂料宽度取为U型箍宽度加上2倍防火涂料厚度。试件左、右两端各预埋1块钢板,以便与梁端约束系统连结。梁端约束考虑两种工况,即工况1实测的轴向约束刚度与EA/l(A为梁的横截面积,l为梁长,E为混凝土的常温弹性模量)之比为0.034,计算的转动约束刚度与4EI/l(I为梁的截面矩)之比为0.634;工况2则分别为0.066和0.896。试件的几何尺寸及配筋见图1,U型箍的布置见图2。各试件的基本参数见表1。采用硅质骨料混凝土,其配合比为水泥∶水∶粉煤灰∶砂∶碎石=1∶0.59∶0.17∶2.38∶3.58,实测其立方体抗压强度50.4MPa。纵筋和箍筋分别采用HRB335螺纹钢筋和HPB235光圆钢筋。新日本石油株式会社生产的ST200碳纤维布的单层厚度0.111mm,配套胶粘剂采用TH-RESIN型胶粘材料。采用广州市泰堡防火涂料有限公司生产的TB厚型防火涂料。钢筋和碳纤维布的实测常温力学性能分别见表2和表3。1.2试验加载及测量点布置试验在华南理工大学结构耐火实验室进行。采用恒载升温方法,三面受火,升温阶段炉膛内的气体温度-时间曲线遵循ISO834标准升温曲线。图3所示为试件实测炉内温度-时间曲线,可以看出该曲线的升温段与标准升温曲线吻合较好。其它试件与之类似,在此不再赘述。试件实际受火长度3800mm。试件左、右两端各300mm范围内包裹多层防火棉以阻止炉内温度向梁端预埋钢板的传递。试验过程中热电偶的实测结果表明,梁端预埋钢板的最高温度均在60℃内。梁端约束系统由左、右2根竖向钢构件,以及连结它们的1根横向钢构件和上部反力梁组成,具体见图4。通过调整横向钢构件的上下位置,可获得不同的梁端轴向和转动约束刚度。试件左、右两端与该约束系统之间各设置1个连结件。连结件做成箱形并密封,上部只留1小圆孔,内部注满冷水使其兼具水冷箱的功能,从而确保梁端约束系统在整个试验过程中保持常温。通过1个油压千斤顶和3根分配梁实现试件的4点加载,千斤顶下方设置1个量程300kN的压力传感器,以实时监测加载及试验过程中的荷载大小,必要时通过适当调整使荷载保持恒定。试验过程中量测试件的竖向位移,具体测点位置见图5。为监测梁端预埋钢板和梁端约束系统的温度变化,在左、右预埋钢板处分别布置2个热电偶,同时在约束系统的左、右2根竖向钢构件上也各设置2个热电偶,具体见图4。梁端约束系统的左、右2根竖向钢构件的翼缘部分各对称布置8个竖向应变片,腹板部分各布置2个应变花,具体见图4a(图中每根竖向钢构件只示意给出了4个竖向应变片和1个应变花,另外4个竖向应变片和1个应变花布设在图示位置的后方)。根据采集到的应变片和应变花数据,可得到试验过程中梁端轴力和梁端弯矩的变化情况。梁端约束系统的左、右2根竖向钢构件外侧各设置1个位移计(如图4中1和2所示),用以量测梁端轴向位移。试件L2～L5仅在跨中截面布置热电偶,试件L1、L6～L8则分别在跨中和距梁右端1200mm截面处布置热电偶,具体见图6。1.3加载并点火加载至预定荷载的50%并稳压10min,检查各系统和装置是否正常,随后卸载。正式加载至预定荷载并稳压10min后开始点火,升温150min后停火。停火后维持竖向荷载不变继续采集数据120min。2试验结果的分析2.1梁侧混凝土脱强度图7所示为试验后试件的宏观破坏形态。针对加固试件L1～L5和L7、L8,U型箍处防火涂料表面虽然出现较多裂缝,但多数仍未脱落;梁底非U型箍处防火涂料几乎全部脱落,内部钢丝网烧断,梁底碳纤维布基本烧光或分离成丝状悬挂于梁底。混凝土表面由于高温作用呈土黄色。梁侧混凝土脱落较严重,最大脱落深度30～40mm;梁底混凝土几乎没有脱落,个别部位的最大脱落深度也仅2mm左右。试件L1～L5的加密区和非加密区箍筋间距分别为8@80和8@150,各试件梁侧混凝土脱落面积与梁侧总面积之比小于7%;试件L6、L7、L8的箍筋间距为6@200,试件L6梁侧混凝土脱落面积与梁侧总面积之比约为7%,试件L7和L8分别约为24%和17%。总体上箍筋间距越大,混凝土脱落越严重。2.2结果分析2.2.1碳纤维布的加固图8所示为试件内部各测点的实测温度-时间曲线,表4给出了5#测点和6#测点达到约150℃时所对应的时间。从图8和表4中可以看出(测点详见图6):(1)在防火涂料厚度一定的情况下,加固梁的梁底靠外测点(5#测点)的温升速率大于靠内测点(6#测点)。文献的试验结果表明,150℃时碳纤维布与混凝土之间胶粘剂的剪切强度几乎衰减殆尽。据此按表4可知,本文试验中防火涂料厚度分别为10mm(试件L1、L4)和20mm(试件L2、L3、L5、L7、L8)时,平均升温约25min和37min后即可认为碳纤维布的加固作用完全丧失。(2)对于加固梁试件L1和未加固梁试件L6,7#测点和8#测点的温度-时间曲线与截面布设位置相同的2#测点非常接近,表明沿梁轴线方向不同截面的温度分布是一致的,不过试件表面某些部位的混凝土脱落可能改变这一趋势。例如,加固梁试件L8的7#测点和2#测点的温度-时间曲线虽然非常接近,但8#测点的温度却在升温20min后逐渐偏大,就是因为8#测点所在位置的混凝土表面脱落严重所致。(3)对于未加固梁试件L6,布设于箍筋中点处的4#测点与梁底受火面的距离小于布设于纵筋外表面的3#测点与梁侧受火面的距离,同时3#测点还靠近梁顶未受火面,因此4#测点的温度始终大于3#测点。对于加固梁试件L1～L5和L7、L8,虽然3#测点和4#测点的布设位置与未加固梁试件L6相同,但由于梁底防火涂料的保护,4#测点的温度开始都低于3#测点,只是随着升温的继续防火涂料脱落之后,4#测点的温度才逐渐接近甚至超过3#测点。(4)对于未加固梁试件L6,虽然布设于箍筋中线处的2#测点与梁侧受火面的距离小于布设于纵筋外表面的1#测点与梁侧或梁底受火面的距离,但由于1#测点双面受火,使得1#测点的温度大于2#测点。对于加固梁试件L1～L5和L7、L8,由于梁底防火涂料的保护,1#测点开始也仅为单面受火,因此2#测点的温度开始都大于1#测点,但随着防火涂料脱落1#测点的温度逐渐接近甚至超过2#测点。2.2.2温升温过程中梁的刚度变化扣除梁端测点4和5的微小刚体位移之后,测点1、2、3的实测挠度-时间曲线见图9。图10所示为不同试件测点2的实测挠度-时间曲线的对比。从图9和图10中可以看出(测点编号见图5):(1)跨中测点2的挠度大于测点1和测点3,特别是升温后期更为显著;对称布置的测点1和测点3的挠度-时间曲线总体上较为接近,体现出了其测点的对称性。(2)停火降温约50min之后,加固梁试件的挠度-时间曲线总体上呈现出一定的回弹现象(挠度有所减小),表明降温后梁刚度有所恢复。(3)升温150min时,设置防火涂料的加固试件L3、L7和L8的跨中挠度较为接近,且大于未设置防火涂料的非加固梁试件L6的相应挠度。这是因为在荷载比相同的情况下(试件L3、L6～L8的荷载比均为0.3),加固梁试件所承受的竖向荷载大于非加固梁试件。(4)在升降温过程中,荷载比和防火涂料厚度(10mm)均相同而仅梁端约束工况不同的加固梁试件L4和L1相比,升温10min以后L4的跨中挠度始终大于L1,这表明在防火涂料厚度较小时梁端约束对加固梁的高温变形有一定影响。但荷载比和防火涂料厚度(20mm)均相同而仅梁端约束工况不同的加固梁试件L5和L2相比,二者的跨中挠度却总体较为接近,说明上述影响随着防火涂料厚度的增加有所减弱。(5)在升降温过程中,各试件的实测最大跨中挠度大致在12～16mm范围内,远小于文献针对简支梁给出的破坏挠度L/20(L为梁的跨度,对于本文试件若取L=4400mm,则L/20=220mm)。这表明碳纤维布的加固作用虽然提早丧失,但约束梁在长达150min的升温过程和120min的降温过程中,仍能维持较好的耐火性能。由于目前国内外尚未给出约束梁的高温破坏判断依据,因此这里仅借用简支梁的相应判断依据进行初步比较。2.2.3温段消失后的试验件图11所示为试件的实测轴向变形-时间曲线(轴向变形由图4中1、2位移计量测而得),表5给出了各试件轴向变形的最大值。从图11和表5中可以看出:(1)试件的轴向变形总体呈现出升温阶段逐渐增大而降温后有所恢复的趋势,最大值一般发生在停火后10min左右。(2)对于荷载比为0.3的试件L3、L6、L7和L8,前三者轴向变形的最大值均大于L8,这主要是因为L8的轴向约束刚度比大于试件L3、L6和L7的缘故。同理,对于荷载比为0.5的试件L1、L2、L4和L5,前两者轴向变形的最大值也均大于试件L4和L5。(3)在荷载比和轴向约束刚度比相同的情况下,试件L1和L4的轴向变形最大值分别略大于试件L2和L5,这可能是因为试件L1和L4的防火涂料厚度小于试件L2和L5,使得试件L1和L4的内部温度偏高的缘故。2.2.4试验件轴向约束刚度比为0.3的试件l3、l6、l7和l图12所示为试件两端的实测轴力-时间曲线。表6给出了各试件左、右两端轴压力最大值的平均值,以及附加轴压力(当前轴力减去初始轴力)最大值的平均值。从图12和表6中可以看出:(1)试件两端的轴力表现出较好的对称性,且总体呈现出升温阶段逐渐增大而降温后有所减小的趋势,最大值一般出现在停火后10min左右。(2)对于荷载比为0.3的试件L3、L6、L7和L8,前三者左、右两端附加轴力最大值的平均值均明显小于试件L8,这主要是因为试件L8的轴向约束刚度比大于试件L3、L6和L7的缘故。同理,对于荷载比为0.5的试件L1、L2、L4和L5,前两者左、右两端附加轴力最大值的平均值也均明显小于试件L4和L5。(3)在荷载比和轴向约束刚度比相同的情况下,试件L1和L4的左、右两端附加轴力最大值的平均值分别略大于试件L2和L5,这是因为试件L1和L4的防火涂料厚度小于试件L2和L5,使得试件L1和L4的内部温度偏高导致轴向热膨胀相对较大的缘故。同理,由于非加固梁试件L6未设置防火涂料,而加固梁试件L3和L7涂抹有厚度为20mm的防火涂料,致使试件L6左、右两端附加轴力最大值的平均值也分别略大于试件L3和L7。(4)梁端约束在梁内产生的最大轴力比达0.091,且降温时仅少量恢复,致使高温后梁内存在残余轴压力。需要指出的是,表6中最大轴力比是轴压力最大值与梁截面常温受压承载力之比,若改为与高温下梁截面的受压承载力之比,最大轴力比数值将显著加大。2.2.5升温阶段不同加固梁端图13所示为试件两端的实测弯矩-时间曲线。表7给出了各试件左、右两端弯矩最大值的平均值,以及附加弯矩(当前弯矩减去初始弯矩)最大值的平均值。从图13和表7中可以看出:(1)各试件左、右两端的弯矩-时间曲线大体上具有较好的一致性,且呈现出先逐渐增大而后渐渐恢复的总体趋势。这是因为升温前期梁底相对于梁顶更明显的膨胀趋势(梁顶面未受火)以及梁端约束系统的制约作用,使得梁截面产生不均匀分布的附加压应力,截面下部压应力较大,沿截面向上逐渐减小,此不均匀分布的附加压应力的合力可分解为1个沿梁中轴线的附加轴力,以及1个使梁下部受压、上部受拉的附加弯矩。由于此类弯矩的方向与梁端截面的初始弯矩方向相同,从而使得梁端弯矩的数值逐渐增大。升温后期由于梁顶逐渐升温致使该区域附加压应力也渐渐增大,附加弯矩随之降低,从而导致梁端弯矩开始逐渐减小。降温阶段由于梁底相比于梁顶降温更快(通常温度越高,降温越快),使得附加弯矩进一步变小进而导致梁端弯矩继续降低。试验中梁端实测弯矩在升温阶段的变化趋势与文献的数值分析结果是一致的。(2)非加固梁试件L6的梁端弯矩峰值点出现时刻明显早于其它加固试件。这是因为L6未设置防火涂料,其底部温度升高速率明显大于设置有防火涂料的其它加固试件,导致其附加弯矩的增长速率加快,最终使得其梁端弯矩的峰值点出现时间提前。与此同时,非加固梁试件L6左、右两端附加弯矩最大值的平均值也大于其它所有加固梁试件。(3)对于荷载比为0.3的试件L3、L7和L8,虽然试件L8对应的转动约束刚度大于试件L3和L7,但试件L8左、右两端附加弯矩最大值的平均值却只略大于试件L3而明显小于试件L7,前一现象表明转动约束刚度增加可导致附加弯矩略有增大,后一现象则可能与试验过程中试件L7的混凝土脱落程度明显偏大(见第2.1节)导致内部劣化加重有关。对于荷载比为0.5的试件L1、L2、L4和L5,虽然前两者对应的转动约束刚度大于试件L4和L5,但试件L1和L2左、右两端附加弯矩最大值的平均值却与试件L4和L5十分接近。总体来看,在本文参数范围内(工况1和工况2的转动约束刚度比分别为0.634和0.896),转动约束刚度的影响非常有限。(4)在荷载比和梁端约束工况相同的情况下,试件L1和L4的左、右两端附加弯矩最大值的平均值分别略大于试件L2和L5,这是因为试件L1和L4的防火涂料厚度小于试件L2和L5的缘故。(5)在试验参数范围内,约束系统在梁端产生的最大弯矩比达1.09,但高温后梁端弯矩有较大程度的恢复。需要指出的是,表7中最大弯矩比虽达0.77～1.09,但各试件的左、右两端并未发生明显破坏。这一方面是