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

文章编号: １ ０ ０ １ Ｇ ９ ７ ３ １(２ ０ １ ６)０ ３ Ｇ ０ ３ １ ５ １ Ｇ ０ ７ 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１ １ ６ ０ ２ ４; ２．大连理工大学 建筑材料研究所, 辽宁 大连１ １ ６ ０ ２ ４) 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 ５ ２ ８． ０ １ 文献标识码:A D O I:１ ０．３ ９ ６ ９/ j ． i s s n ．１ ０ ０ １ Ｇ ９ ７ ３ １．２ ０ １ ６．０ ３．０ ２ ８ 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T ５ ０ ０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 Ｇ 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]. 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[ １ ０]. 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. １ 实 验 １．１ 原材料 实验原材料包括P􀅱O５ ２． ５ R普通硅酸盐水泥; 优质石英砂, ０~５mm, 细度模数为２．６, 属于中砂; 碎 石粗骨料, ５~１ ５mm; 一级袋装粉煤灰,０．０ ４ ５mm方 孔筛筛余≤９． ２％;S i k a聚羧酸类高效减水剂(S P) ;纤 维采用R C Ｇ ８ ０/６ ０ Ｇ B N型钢纤维, 纤维长度６ ０mm, 长 径比８ ０、WK Ｇ ８结构型P P纤维, 长度４ ５mm, 长径比 ６ ０以及WK Ｇ ２细P P纤维, 长度９mm, 长径比５ ０ ０, 纤 维形貌, 如图１所示.梁底受拉钢筋为HR B ４ ０ ０级螺 纹钢, 其中 １ ０螺纹钢筋实测屈服强度为４ ７ ５ MP a、 抗拉强度为６ ４ ３ MP a, ８螺纹钢筋实测屈服强度为 ４ ９ １MP a、 抗拉强度为６ ５ １MP a; 架立筋和箍筋为 ６．５ H P B ２ ３ ５级光圆钢筋, 箍筋间距为５ ５mm. １５１３０ 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(５ １ ５ ７ ８ １ ０ ９,５ １ ４ ７ ８ ０ ８ ２) 收到初稿日期: ２ ０ １ ５ Ｇ ０ ６ Ｇ １ ２ 收到修改稿日期: ２ ０ １ ５ Ｇ ０ ９ Ｇ ２ ０ 通讯作者: 曹明莉,E Ｇ m a i l:c a o m i n g l i ３ ５ ０ ２＠１ ６ ３． c o m 作者简介: 张 聪 (１ ９ ８ ８－) , 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１ 实验中所使用的纤维 F i g１I 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 ６ ０, 基 准配合比为水泥４ ０ ０k g/m ３、 粉煤灰１ ６ ０k g /m ３、 砂子 ７ ６ ４．８k g/m ３、 石子８ ３ ２k g /m ３; 其中, 水灰比０． ４ ５, 水 胶比０． ３ ２, 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１ ２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 T a b l e１R 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－３钢纤维/ k g 􀅱m－３结构型P P纤维/ k g 􀅱m－３ S S B Ｇ １ H０００ S S B Ｇ ２ H０３ ００ S S B Ｇ ３ H１２ ００ S S B Ｇ ４ H０２ ０６ S S B Ｇ ５ H０．５ ６０．３ ７ ９( 间距１ ２ ０mm)０．５２ ０３ S S B Ｇ ６ H０５ ００ S S B Ｇ ７ H１４ ００ S S B Ｇ ８ H０４ ０４ S S B Ｇ ９ H０．５４ ０２ S S B Ｇ １ ０ H０００ S S B Ｇ １ １ H１．３ １０．７ ５ ８( 间距６ ０mm)０３ ００ S S B Ｇ １ ２ H０２ ０６ １．２ 构件设计 简支梁截面几何尺寸为１ ５ ０mm１ ５ ０mm, 计算 跨度１０ ５ ０mm, 混凝土保护层厚度为２ ５mm, 剪跨比 为２． ９, 简支梁配筋如图２所示. 图２ 简支梁配筋图 F i g２R 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 １．３ 实验设备与方案 简支梁浇筑成型１ ４d后拆模, 养护至２ ８d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 D I N１ ８ １ ６ ０, 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( L V D T) 测量梁的挠度, 如 图４所示.加载前, 先施加５k N荷载进行预压, 之后分 等级力加载, 加载速率为０ ． １k N/s, 荷载等级以１ ０k N为 间隔; 每级加载结束持载约１ ０m i n, 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 ． ５mm/m i n, 直至 实验结束. ２ 结果与讨论 ２．１ 荷载Ｇ挠度曲线 图５给出了各组简支梁高温后的弯曲荷载Ｇ挠度 曲线. ２５１３０２ ０ １ ６年第３期(４ ７) 卷 图３ 火灾实验炉与火灾实验用温度Ｇ时间曲线 F i g３F u r n a c ea n dt e m p e r a t u r e Ｇ 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４ 简支梁测点布置图 F i g４M 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: (１)高温后简支梁并没有明 显的初裂点, 至梁屈服前, 梁荷载Ｇ挠度曲线基本呈线 性变化; 在配筋率为０． ５ ６％时, 相比于无纤维简支梁 S S B Ｇ １ H, 掺加３ ０k g/m ３ 钢纤维以及混掺１k g/m ３ 细 P P纤维＋２ ０k g/m ３ 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３ ０k g/m ３ 钢纤维以及混 掺１k g/m ３ 细P P纤维＋２ ０k g/m ３ 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２ １ ． １ ％和９ ．９ ％; 相比于掺加３ ０k g/m ３ 钢纤维简支梁 S S B Ｇ ２ H以及混掺１k g/m ３ 细P P纤维＋２ ０k g/m ３ 钢 纤维简支梁S S B Ｇ ３ H的荷载Ｇ挠度曲线可以发现, 梁 S S B Ｇ ３ H的峰值荷载低于梁S S B Ｇ ２ 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５ 各组简支梁高温后的荷载Ｇ挠度曲线 F i g５L o a d Ｇ d e f l e c t i o nc u r v e so f s i m p l ys 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 ３５１３０ 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３ ０k g/m ３ 钢纤维 简支梁S S B Ｇ ２ H, 混掺１k g/m ３ 细P P纤维＋２ ０k g/m ３ 钢纤维简支梁S S B Ｇ ３ 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 Ｇ １ H; 相比于 S S B Ｇ １ 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０． ５ ６％时, 掺加３ ０k g/m ３ 钢纤维以及混掺１k g/m ３ 细P P纤维＋２ ０k g/m ３ 钢纤 维使高温后简支梁的峰值挠度分别减小了２ ８． ４％和 ３ ３．３％. ( ２)在配筋率为０．５ ６％时, 混掺６k g/m ３ 结构型 P P纤维＋２ ０k g/m ３ 钢纤维以及三掺０． ５k g /m ３ 细P P 纤维＋２ ０k g/m ３ 钢纤维＋３k g/m ３ 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１ ６． ３％和３．４％; 对比掺加３ ０k g/m ３ 钢纤维简支梁 S S B Ｇ ２ H, 可以发现混掺６k g/m ３ 结构型P P纤维＋ ２ ０k g /m ３钢纤维使梁高温后的峰值荷载降低了４． ８％; 相比于S S B Ｇ １ H, 单掺５ ０k g/m ３ 钢纤维使梁高温后的 屈服荷载和峰值荷载分别提高了１ ８． ４％和３ ３．２％, 均 明显高于S S B Ｇ ２ H、S S B Ｇ ３ H、S S B Ｇ ４ H以及S S B Ｇ ５ 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 Ｇ １ H, 在配筋率为０． ５ ６％时, 混掺６k g/m ３ 结构型P P纤维 ＋２ ０k g /m ３ 钢 纤、 三 掺０． ５k g/m ３ 细P P纤 维＋ ２ ０k g /m ３钢纤维＋３k g /m ３ 结构型P P纤维以及单掺 ５ ０k g /m ３ 钢纤维使简支梁高温后的峰值挠度分别减 小了１ ８． ８％,１ ７．２％和４ ０．３％, 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０．５ ６％时, 混掺１k g/m ３ 细P P纤 维＋４ ０k g/m ３ 钢 纤 维、 混 掺４ ０ k g/m ３ 钢 纤 维＋ ４k g /m ３结构型P P纤维以及三掺０． ５k g /m ３ 细P P纤 维＋４ ０k g/m ３ 钢纤维＋２k g/m ３ 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 １ ５．３％,２ ２．３％和１ ９．３％; 对比于S S B Ｇ ６ H, 可以发现不 论是混掺１k g/m ３ 细P P纤维＋４ ０k g/m ３ 钢纤维的简 支梁S S B Ｇ ７ H、 混掺４ ０k g/m ３ 钢纤维＋４k g/m ３ 结构 型P P纤维的简支梁S S B Ｇ ８ H还是三掺０． ５k g /m ３ 细 P P纤维＋４ ０k g/m ３ 钢纤维＋２k g/m ３ 结构型P P纤 维的简支梁S S B Ｇ ９ H, 其高温后的极限承载力均低于 S S B Ｇ ６ H, 同样说明相比于细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 Ｇ １ H, 在配筋率为０． ５ ６％时, 混掺１k g/m ３ 细P P纤维＋４ ０k g/m ３ 钢纤维、 混掺４ ０k g/m ３ 钢纤维 ＋４k g /m ３结构型 P P纤维以及三掺０．５k g/m ３ 细P P 纤维＋４ ０k g/m ３ 钢纤维＋２k g/m ３ 结构型P P纤维使 简支梁高温后的峰值挠度分别减小了２ ３． １％,３ ３．９％ 和４ ２． ２％; 对比于S S B Ｇ ３ H、S S B Ｇ ４ H和S S B Ｇ ５ 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. ( ４)在配筋率为１．３ １％时, 相比于无纤维简支梁 S S B Ｇ １ ０ H, 掺加３ ０k g/m ３ 钢纤维以及混掺１k g/m ３ 细 P P纤维＋２ ０k g/m ３ 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３ ０k g/m ３ 钢纤维以及 混掺１k g/m ３ 细P P纤维＋２ ０k g/m ３ 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 Ｇ ２ H及 S S B Ｇ ４ 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 Ｇ １ ０ 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１． ３ １％时, 掺加３ ０k g/m ３ 钢纤维以及混掺 ６k g /m ３ 结构型P P纤维＋２ ０k g/m ３ 钢纤维使简支梁 高温后的峰值挠度分别减小了２ ２． ３％和１ ７．７％. ２．２ 承载力计算方法 参考欧洲规范B SE N １ ９ ９ ２ Ｇ １ Ｇ ２∶２ ０ ０ ４, 以５ ０ ０ ℃ 等温线为混凝土强度折减计算的标准, 即假定温度低 于５ ０ ０℃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５ ０ ０℃ 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 ５＝１ １ ７mm,bT ５＝１ ５ ０mm; 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１ ２ ７mm １ ５ ０mm和１ １ ４mm １ ５ ０mm. 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R C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Ｇ应变关系采用式(１) σc t＝ Ecεc t ０≤εc t≤εc r σf εc r＜εs≤εt u { ( １) 式中,εc r为纤维混凝土开裂应变, 取０．０ ０ ０ １ ５;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,MP a; εt u为纤维混凝土极限拉应变, 取０．０ ２ ５. ( 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 ε T c u＝ １＋５ T １ ０ ０ ０ １． ７ εc u T为等效截面受压区最外边缘混凝土所经历的最 高温度 σc＝ fc１－ １－ε ε０ ２ ε≤ε０ fc ε０≤ε≤εc u ( ２) 式中,fc为轴心抗压强度,MP a;ε０为与fc对应 的混凝土压应变, 取０． ０ ０ ２;εc u为混凝土极限压应变, 取 ０．０ ０ ３ ５. ( ６)高温后可按下式计算钢筋的屈服强度fT y 和 弹性模量[ １ １] ４５１３０２ ０ １ ６年第３期(４ ７) 卷 f T y＝(１ ０ ０．１ ９－０．０ １ ５ ８ ６T)１ ０ － ２ fy２ ０℃ ≤T＜６ ０ ０℃ ( ３) f T y＝(１ ２ １．３ ９ ５－０．０ １ ５ ２T)１ ０ － ２ fy６ ０ ０℃ ＜T≤９ ０ ０℃ ( ４) ETs＝(１ ０ ０．５ ３－０．０ ２ ６ ５T)１ ０ － ２E s２ ０℃ ≤T≤９ ０ ０℃ ( ５) ２．２．２ 高温后极限承载力计算 在承载力极限状态时, 高温后钢筋纤维混凝土梁 正截面受弯应力与应变分布如图６所示.根据传统钢 筋混凝土梁正截面抗弯承载力理论的平截面假定、 力 平衡以及弯矩平衡关系, 并考虑纤维对受拉区混凝土 的影响, 高温后极限抗弯承载力MT u可按下式计算 MTu＝AsfT yh０－x T ２ ＋σT f １bT ５hT ５－c T () hT ５ ２ ＋c T ２ －x T ２ ＋σT f ２bT ５(h－h T)h ２ ＋h T ５ ２ －c T ( ６) 其中,As为受拉钢筋面积,mm ２; f T y 为高温后钢 筋的屈服强度,MP a; h０为梁截面有效高度,mm;xT 高温后梁受压区等效应力矩形高度,mm; bT ５为高温后 梁等效截面的宽度,mm; h为梁高,mm;c T 为高温后 梁中和轴高度,mm.梁高温后中和轴高度cT以及等 效应力矩形高度xT可分别按下式计算 f T yAs＋σ T f １bT ５(hT ５－c T) ＋σ T f ２bT ５(h－h T) ＝α１fcbT ５x T ( ７) xT＝０．８c T ( ８) 对于单掺钢纤维的简支梁, 高温后σ T f 按下式计算, 即 σ T f １＝１ ２ τf,s tλs tVf,s tFb e,s t(１＋f１) (１＋f２)T＜５ ０ ０℃ ( ９) σ T f ２＝１ ４ τf,s tλs tVf,s tFb e,s t(１＋f１) (１＋f２)T≥５ ０ ０℃ ( １ ０) 其中,τf,s t为钢纤维与混凝土间的界面剪切应力, MP a, 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 [１ ２]; λs t为钢纤维的长径比;Vf,s t为钢纤维的 体积掺量; Fb e,s t为钢纤维的形状特征系数, 对于端部弯 钩型钢纤维取１． ２. 对于钢纤维混杂结构型P P纤维的简支梁, 高温 后σ T f的取值按下式计算, 即 σ T f １＝１ ２( １＋f１) (１＋f２) ( τf,s tλs tVf,s tFb e,s t＋τf, s y λ s y Vf, s y Fb e, s y ) T＜５ ０ ０℃ ( １ １) σ T f ２＝１ ４ τf,s tλs tVf,s tFb e,s t(１＋f１) (１＋f２)T≥５ ０ ０℃ ( １ ２) 其中,τf, s y 为结构型P P纤维与混凝土间的界面剪 切应力,MP a, 对于D o u b l ed u o f o r m结构型P P纤维可 取为１． １MP a;λ s y 为结构型P P纤维的长径比; Vf, s y 为 结构型P P纤维的体积掺量;Fb e, s y 为结构型P P纤维的 形状特征系数, 对于D o u b l ed u o f o r m结构型P P纤维 可取为１． ２.此外, 在本文中, 由于细P P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 F i g６S t r e s sa n ds t r a i nd i s t r i b u t i o no f f i b e rr e i n f o r c e dc o n c r e t eb e a mc o n t a i n i n gc o n v e n t i o n a ls t e e lr e b a ra f t e r h i g ht e m p e r a t u r e 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. ５５１３０ 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 表２ 高温后简支梁极限承载力计算结果与试验结果对比 T a b l e２C o m p a r i s o nb e t w e e nc a l c u l a t i o na n de x p e r i m e n t a l r e s u l t s f o ru l t i m a t e l o a dc a p a c i t yo f s i m p l ys u p p o r t e d b e a m sa f t e r f i r ee x p o s u r e 编号 钢纤维 Vf/％ 结构型P P纤维 Vf/％ fc /MP a b T /mm hT /mm 钢筋温度 /℃ f y T /MP a Mu,c a l /k N􀅱m Mu,e x p /k N􀅱m Mu,c a l /Mu, e x p S S B Ｇ １ H００６ ３．２１ ５ ０１ １ ７５ ５ ０４ ４ ９５．７ ８ １８．８ ００．６ ５ ７ S S B Ｇ ２ H０．３ ８ ５０６ ６．７１ ５ ０１ ２ ７５ ０ ０４ ５ ３９．１ ６ ５１ ０．６ ６０．８ ６ ０ S S B Ｇ ３ H０．２ ５ ６０６ ３．５１ ５ ０１ ２ ７５ ０ ０４ ５ ３８．０ ４ ８９．６ ８０．８ ３ ２ S S B Ｇ ４ H０．２ ５ ６０．６ ５ ９６ ８．４１ ５ ０１ １ ４６ ０ ０４ ４ ５８．５ ９ ４１ ０．２ ４０．８ ３ ９ S S B Ｇ ５ H０．２ ５ ６０．３ ３ ０６ ５．１１ ５ ０１ １ ４６ ０ ０４ ４ ５８．２ ７ ３９．１ ００．９ ０ ９ S S B Ｇ ６ H０．６ ４ １０６ ５．３１ ５ ０１ ２ ７５ ０ ０４ ５ ３１ １．３ ８ ２１ １．７ ３０．９ ７ １ S S B Ｇ ７ H０．５ １ ３０６ ７．３１ ５ ０１ ２ ７５ ０ ０４ ５ ３１ ０．２ ７ ３１ ０．１ ５１．０ １ ２ S S B Ｇ ８ H０．５ １ ３０．４ ３ ９６ ４．５１ ５ ０１ １ ４６ ０ ０４ ４ ５１ ０．６ ０ ７１ ０．８ ５０．９ ７ ８ S S B Ｇ ９ H０．５ １ ３０．２ ２ ０６ ２．２１ ５ ０１ １ ４６ ０ ０４ ４ ５１ ０．３ ９ ３１ ０．５ ００．９ ９ ０ S S B Ｇ １ ０ H００６ ３．２１ ５ ０１ １ ７５ ５ ０４ ３ ４１ ２．７ ４ １２ ０．８ ３０．６ １ ２ S S B Ｇ １ １ H０．３ ８ ５０６ ６．７１ ５ ０１ ２ ７５ ０ ０４ ３ ８１ ６．０ ０ ５２ ２．０ ５０．７ ２ ６ S S B Ｇ １ ２ H０．２ ５ ６０．６ ５ ９６ ８．４１ ５ ０１ １ ４６ ０ ０４ ３ １１ ５．３ ４ ９２ ０．３ ００．７ ５ ６ 图７ 高温后简支梁极限承载力试验结果与计算结果 对比 F i g７C o m p a r i s o no f t h ee x p e r i m e n t a l r e s u l t sa n dt h e p r e d i c t e dr e s u l t sf o ru l t i m a t el o a dc a p a c i t yo f s i m p l ys 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 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P P纤维和细P P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] G u oX i n j u n ． E x p e r i m e n t a l s t u d ya n dn u m e r i c a l s i m u l a t i o n a n a l y s i so f f i r e r e s i s t a n c ep e r f o r m a n c eo f c o n c r e t e s e g m e n t c o m p o n e n to f s h i e l dt u n n e l[D]． C h a n g s h a:C e n t r a l S o u t h U n i v e r s i t y,２ ０ １ ３． 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,２ ０ １ ３． [ ２] R u s t i nF i k e,V e n k a t e s hK o d u r ． E n h a n c i n gt h ef i r er e s i s t Ｇ a n c eo f c o m p o s i t e f l o o r a s s e m b l i e s t h r o u g h t h eu s eo f s t e e l f i b e rr e i n f o r c e d c o n c r e t e[J]．E n g i n e e r i n g S t r u c t u r e s, ２ ０ １ １,３ ３:２ ８ ７ ０ Ｇ ２ ８ ７ ８． [ ３] L iY i n q i n g,M aD a o z h e n,X uJ i a n ． D e s i g nc a l c u l a t i o na n d c o n s t r u c t i o n p r o c e s s i n g o ff i r e p r o t e c t i o n f o r b u i l d i n g s t r u c t u r e s[M]． B e i j i n g:C h i n aB u i l d i n gI n d u s t r yP r e s s, １ ９ ９ １． 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, １ ９ ９ １． [ ４] Q u L i j u n ． B e a r i n gc a p a c i t yc a l c u l a t i o no fR Cf l e x u r a l m e m b e rd u r i n gf i r eh a z a r d[J]． A r c h i t e c t u r eT e c h n o l o Ｇ g y,１ ９ ９ ６,２ ３(１ ２) :８ ２ ８ Ｇ ８ ３ ０． 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,１ ９ ９ ６,２ ３( １ ２) :８ ２ ８ Ｇ ８ ３ ０． [ ５] W a n gX u e q i a n ． C a l c u l a t i o nf o rt h eu l t i m a t eb e n d i n gm o Ｇ m e n t o fR Cb e a m ss e c t i o nu n d e r f i r e[J]． B u i l d i n gS t r u c Ｇ t u r e,１ ９ ９ ６,１(７) :３ ８ Ｇ ４ ２． 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,１ ９ ９ ６,１(７) :３ ８ Ｇ ４ ２． [ ６] E NB S ． １ Ｇ ２:２ ０ ０ ４E u r o c o d e２． D e s i g no fc o n c r e t es t r u c Ｇ t u r e s[S]． G e n e r a lR u l e sa n dR u l e s f o rB u i l d i n g s,２ ０ ０ ４． [ ７] Y a n gJ i a n p i n g,S h iX u d o n g,G u oZ h e n h a i ． S i m p l i f i e dc a l Ｇ c u l a t i o no fu l t i m a t el o a db e a r i n gc a p a c i t yo fr e i n f o r c e d c o n c r e t eb e a m su n d e rh i g ht e m p e r a t u r e[J]． I n d u s t r i a l C o n s t r u c t i o n,２ ０ ０ ２,３ ２(３) :２ ６ Ｇ ２ ８． 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,２ ０ ０ ２,３ ２(３) :２ ６ Ｇ ２ ８． [ ８] Y a n gJ i a n p i n g,S h iX u d o n g,G u oZ h e n h a i ． S i m p l i f i e dc a l Ｇ c u l a t i o no fu l t i m a t el o a db e a r i n gc a p a c i t yo fr e i n f o r c e d c o n c r e t ec o m p r e s s i o n Ｇ b e n d i n g m e m b e r su n d e rh i g ht e m Ｇ p e r a t u r e[J]． B u i l d i n gS t r u c t u r e,２ ０ ０ ２,３ ２( ８) :２ ３ Ｇ ２ ５． 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,２ ０ ０ ２,３ ２(８) :２ ３ Ｇ ２ ５． [ ９] X i o n gX u e y u,S h e nS h i f u,C a iY u e ． S i m p l i f i e dc a l c u l a t i o n o fd e f l e c t i o no f c o mm o nc o n c r e t e s t r u c t u r e su n d e r f i r e[J]． J o u r n a l o fN a t u r a lD i s a s t e r s,２ ０ ０ ４,１ ３(６) :１ ３ ２ Ｇ １ ３ ７． 熊学玉,沈士富,蔡 跃．火灾下普通混凝土结构的挠度 ６５１３０２ ０ １ ６年第３期(４ ７) 卷 计算简化方法 [ J]．自然灾害学报,２ ０ ０ ４,１ ３(６) :１ ３ ２ Ｇ １ ３ ７． [ １ ０] D o t r e p p eJ ． C a l c u l a t i o nm e t h o df o rd e s i g no fr e i n f o r c e d c o n c r e t ec o l u m n su n d e rf i r ec o n d i t i o n s[J]． A C IS t r u c Ｇ t u r a l J o u r n a l,１ ９ ９ ９,９ ６(１) :９ Ｇ １ ８． [ １ １] W u B o ． M e c h a n i c a lp r o p e r t i e so fr e i n f o r c e dc o n c r e t e s t r u c t u r e sa f t e r f i r e[M]． B e i j i n g:S c i e n c eP r e s s,２ ０ ０ ３． 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,２ ０ ０ ３． [ １ ２] V o oJ,F o s t e rS ． V a r i a b l e e n g a g e m e n tm o d e l f o r f i b r e r e Ｇ i n f o r c e dc o n c r e t e i nt e n s i o n[R]． UN I C I VR e p o r tN o ． R Ｇ ４ ２ ０,T h eU n i v e r s i t yo fN e wS o u t hW a l e s,S y d n e y,A u s Ｇ t r a l i a,２ ０ ０ ３:１ Ｇ ８ ６． E x p e r i m e n t a n dc a l c u l a t i o no f r e s i d u a l l o a db e a r i n gc a p a c i t yo f h y b r i df i b e r r e i n f o r c e ds e l f Ｇ c o n s