梁侧锚钢(bolted side-plating, BSP)法加固混凝土梁是通过螺栓将钢板固定在混凝土梁的侧面, 使钢板与原有混凝土协同受力.Su等[1]建议的梁侧锚钢法加固混凝土梁, 连接可靠, 施工方便, 既能提高混凝土梁承载力、刚度和延性, 又不会发生黏钢和粘贴纤维增强聚合物(FRP)的界面剥离破坏.Oehlers等[2]得出了横向非完全共同工作程度与锚栓受剪刚度之间的理论关系.Nguyen等[3]基于Oehlers的模型导出了纵向与横向局部相互作用的关系.Barner等[4]分别采用黏钢和锚钢加固混凝土梁, 比较了2种方法的影响因素及优缺点.Li等[5]通过7根梁侧锚钢加固混凝土梁受弯试验, 表明钢板宽度越大、锚栓间距越小的加固梁具有更大的承载力、刚度和延性.高剑平等[6]通过5根梁侧锚钢加固梁的静载受弯试验研究, 分析了钢板高度、锚栓间距、卸荷/非卸荷等因素对加固效果的影响规律.桑大勇等[7]通过对3根梁侧锚固U形钢板箍加固梁、1根粘贴U形钢板箍加固梁和2根对比梁的受剪试验, 验证了锚钢加固法能提高梁的受剪承载力, 改善梁的破坏形态, 抑制梁斜裂缝的发展.韩重庆等[8]对6个受火后高强钢筋混凝土连续T形梁试的黏钢与锚钢加固试验, 表明加固后梁承载力提高, 锚钢加固梁的初始弯曲刚度与未受火对比试件相当.姜常玖等[9]通过1根常温梁和5根BSP加固的高温混凝土梁进行抗剪试验, 表明梁侧锚固钢板加固法能显著提高高温后钢筋混凝土梁的受剪承载力, 改善原混凝土梁的整体受力性能, 受剪性能随钢板高度的增大、螺栓间距的减小而增大, 并且螺栓间距对钢板与混凝土之间协同工作的程度影响较大.
然而, 目前国内外关于梁侧锚钢加固混凝土梁高温后的受剪性能的研究较少, 徐玉野等[10-12]通过一系列试验研究, 探讨了高温后混凝土梁剩余受剪和剩余受弯性, 并研究了火灾后钢筋混凝土短柱和短肢剪力墙受力性能的影响.此外, 由于钢板、螺栓和结构胶在高温后的工作性能大幅度下降会使得其与混凝土梁之间的协同工作性能尚待研究.丁发兴等[13-14]通过一系列高温试验, 发现钢材的屈服强度和极限强度随温度升高而降低.
此外, 陈华[15]通过试验表明8.8级高强度螺栓在高温环境下的受剪、受拉刚度以及极限承载力大幅度下降.韩春雷等[16]发现环氧类有机结构胶的耐火性很差, 虽然氯氧镁水泥的耐高温性能较好, 但火后抗折性能损失较大.袁广林等[17]发现有JGN型机胶难以承受200 ℃的高温, 力学性能会随着温度的升高而降低.王欣等[18]通过无机胶(氯氧镁水泥)与有机胶(HIT-RE500)植筋高温试验, 表明在火灾作用下有机胶植筋构件会因黏结力下降而发生较突然的锚固破坏, 而无机胶植筋构件受火后没有明显的黏结力失效.
本文在之前BSP法加固混凝土梁受剪性能的基础上引入火灾, 以研究高温环境对BSP加固梁受剪性能的影响.考虑到有机胶较差的耐火性能, 为防止试件过早发生锚固破坏, 试验选取高温后力学性能更优的无机胶氯氧镁水泥作为高温试件的植筋胶.
1 试验概况 1.1 试件设计共设计5根钢筋混凝土梁, 包括1根对比梁(CTRL)、2根常温梁侧锚钢加固梁(P2R和P2M)和2根受火后的梁侧锚钢加固梁(P2MT和P3MT).如图 1所示, 混凝土梁尺寸和配筋均相同, 截面尺寸为200 mm×400 mm, 长度为2 600 mm, 净跨为2 300 mm, 梁底和梁顶混凝土保护层厚度分别为30和20 mm.研究参数包括钢板宽度w、植筋胶类型和是否受火.各试件按照研究参数进行编号, 如P2R和P3MT分别代表BSP试件梁侧钢板宽度分别为200 mm或300 mm, R和M分别代表植筋胶分别采用HIT-RE 500有机植筋胶和氯氧镁水泥, T代表将该BSP试件放入明火试验炉经历火灾高温在测试其残余抗剪承载力.
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图 1 试件尺寸及配筋图 Fig. 1 Geometric parameters and reinforcement ofspecimens |
试件浇筑及养护完成后即进行加固施工, 各BSP试件钢板及锚栓的布置如图 2所示, 加固参数如表 1所示.所有试件梁侧钢板长度均为2 600 mm, 厚度均为4 mm, 锚栓水平间距为100 mm.施工时, 钢板纵横向中心线与混凝土梁的中心线重合.另外, 由于本试验研究BSP梁的受剪性能, 在试件配筋设计时为保证试件发生受剪破坏(剪跨比λ=1.5), 梁底受拉纵筋配筋率较大而剪跨区配箍率较小, 以避免发生受弯破坏.由于纯弯段的底部钢板主要承受拉力, 不会出现受压钢板的局部屈曲, 故在梁跨中范围内适当增大了锚栓间距.
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图 2 BSP梁加固方案布置图 Fig. 2 Strengthening layout of BSP specimens |
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表 1 BSP梁加固参数 Table 1 Strengthening details of bolted side-plated specimens |
在钻孔施工时, 首先利用钢筋探测仪定位出箍筋和上下纵筋的位置, 并按照设计好的钻孔位置在混凝土梁和钢板上逐个进行标记.然后按照植筋胶施工手册, 在梁一侧钻孔(孔径14 mm, 孔深92 mm), 钻孔注胶后植入8.8级直径为12 mm的锚栓.待结构胶固化并达到设计强度时, 安装垫片和螺母并施加预紧扭矩(大小取84 N·m)完成该侧钢板的锚固.然后, 再按照相同步骤完成梁另一侧的加固.
由于钢板和锚栓的材料力学性能随温度升高而降低, 同时考虑到实际工程中钢结构外表面应采取防火保护措施, 因此对高温试件P2MT和P3MT的钢板和锚栓外表面涂刷防火涂料.加固施工及养护完成后, 即开始涂刷防火涂料.首先在钢板和锚栓表面涂装一层红色薄底漆, 既能起到防腐保护作用, 又能增强防火涂料与钢板间的黏结性.然后按照防火涂料施工手册, 每日涂装3层防火涂料, 各层间隔时间为4 h, 日涂装厚度为0.5 mm, 按相同步骤连续涂装6天.涂装期间用防火涂料厚度测量仪器选取梁侧多点进行测量, 以保证涂料最终厚度达3 mm.涂装防火涂料后的试件P2MT和P3MT如图 3所示.
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图 3 涂装防火涂料后的P2MT和P3MT Fig. 3 Specimens P2MT and P3MT with fire retardantpaint |
各试件采用商品混凝土浇筑, 混凝土设计强度等级为C50, 实测混凝土立方体抗压强度平均值为61.5 MPa.箍筋采用HPB300, 架立筋和梁底纵筋采用HRB400.梁侧钢板选用Q235B, 其尺寸和孔洞均由预制工厂加工而成.实测钢筋、钢板和锚栓的力学性能如表 2所示.表中, d为钢筋直径, h为钢板厚度, fy、fu和ES分别为屈服强度、抗拉强度和弹性模量.
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表 2 钢筋、钢板和锚栓力学性能 Table 2 Mechanical properties of reinforcements, steel plates and anchor bolts |
植筋胶采用Hilti公司生产的HIT-RE 500有机植筋胶和按实验室配合比配制的氯氧镁水泥.氯氧镁水泥配合比如表 3所示.防火涂料选用阿克苏诺贝尔(AkzoNobel)防护涂料(苏州)有限公司生产的International牌Interchar1120超薄型水性膨胀型防火涂料, 防火时间可达2 h.
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表 3 氯氧镁水泥配合比 Table 3 Mix proportion of magnesium oxychloridecement |
高温试验在同济大学工程结构抗火试验室进行, 水平火灾试验炉炉膛尺寸为4.50 m × 3.00 m × 1.70 m.如图 4所示, 两试件在同一炉内进行受火试验, 受火方式为三面受火.炉膛盖板与高温试件间隙用防火棉密封, 试验炉四周采用防火砖围护, 以防炉内火焰窜出.火灾试验炉按照ISO834国际标准升温曲线进行升温, 试件受火时间为2 h.熄火后, 试件自然冷却至常温后.试验过程中采用预埋热电偶测量试验炉内温度和试件内部温度.
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图 4 试验炉内试件安装情况 Fig. 4 General view of specimens under fire exposure |
为研究受火试验过程中BSP梁的温度场分布, 预先在混凝土梁浇筑和加固过程中埋设热电偶, 分别测量混凝土梁和锚栓孔道内植筋胶的温度变化.考虑到BSP梁的相似性, 这里仅给出试件P3MT的热电偶布置.其中, 混凝土梁跨中截面的3个热电偶按照与梁底受火面的距离大小进行编号, 如d100表示与梁底受火面距离为100 mm处的热电偶, 如图 5(a)所示.锚栓孔道内的热电偶根据其所在梁两端位置和埋置深度进行编号, 并按照由梁端向中间、由梁底向梁顶的原则, 其中字母L、R、M分别代表梁左、右剪跨区和跨中区, 阿拉伯数字1、2、3分别代表热电偶与梁底之间的距离为100、200、300 mm, D45和D90分别代表热电偶沿梁宽(横轴)方向的埋置深度分别为45和90 mm, 比如L1D90表示BSP梁左侧剪跨区距梁底100 mm位置的埋深为90 mm的测点, R2D45表示梁右侧剪跨区距梁底200 mm的埋深45 mm的测点, M1D90则表示跨中纯弯段区域距梁底100 mm位置的埋深为90 mm的测点, 如图 5(b)所示.
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图 5 试件P3MT热电偶布置 Fig. 5 Locations of thermocouples in specimen P3MT |
静载试验在同济大学工程结构抗火试验室内进行.试验采用200 t的液压千斤顶按力控制方式对试件进行分级加载, 每级荷载10 kN, 持荷时间为1 min.各试件通过分配钢梁进行四点弯曲加载, 剪跨比λ=1.5, 两加载点水平间距为1 220 mm, 加载点中心与较近支座中心水平距离为540 mm.
1.4.2 静载试验测点布置如图 6所示为试件P3MT的加载装置和仪表布置.位移计d1~d3分别测量跨中截面和两加载点处的竖向位移, d6~d9表示加载点和支座处钢板与混凝土之间的横向相对滑移, d10~d13则表示钢板与混凝土之间的纵向相对滑移.在浇筑混凝土前, 按照如图 7所示应变片布置方案在钢筋上粘贴应变片, 以测量各试件箍筋测点g1~g6和纵筋测点g7和g8应变.考虑BSP试件的相似性, 仅给出试件P2MT左侧剪跨区和跨中钢板应变布置, 如图 8所示.沿钢板上下边缘粘贴应变片s1~s8, s41~s42以测量其拉压应变, 沿剪跨区纵向轴线位置粘贴应变花r1~r4以测量剪应变.
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1-千斤顶; 2-型钢分配梁; 3-位移计; 4-混凝土梁; 5-锚栓; 6-钢板 图 6 加载装置和位移计布置 Fig. 6 Loading setup and instrumentation layout |
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图 7 混凝土梁箍筋和梁底纵筋应变测点布置图 Fig. 7 Arrangement of strain gauge of stirrup and reinforcement in RC beams |
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图 8 试件P2MT左侧及跨中钢板应变片和应变花布置 Fig. 8 Arrangement of strain gauges and strain rosettes of steel plates in left shear span and mid-span of P2MT specimen |
如图 9(a)~(b)所示, 升温一段时间后, 炉内开始有少量烟雾散出, 梁表面产生少量水痕；继续升温时, 火炉及加固梁被大量烟雾笼罩, 加固梁表面产生一片片的水痕, 并且表面水不停沸腾；后期烟雾量开始变小直至消失, 梁顶水痕的范围也开始收缩最后完全干涸.
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图 9 受火试验现象 Fig. 9 Phenomena of fire test |
试验结束后, 将试件从炉内拆卸并运出, 观察试件受火后情况.如图 9(c)~(d), 梁侧钢板涂装防火涂料受火后膨胀达到100 mm左右(厚度膨胀接近30倍), 梁底混凝土受火后产生剥落现象, 粗骨料露出并呈砖红色, 骨料之间夹杂有细小白色颗粒.
2.2 试验炉和混凝土梁内部温度场考虑到混凝土梁受火时的相似性, 仅分析试件P3MT的温度分布规律.如图 10所示对比了试验炉实测温度-时间(θ-t)与ISO834标准升温曲线、剪跨区箍筋和纵筋处温度变化以及混凝土梁跨中截面的温度分布情况.由于炉内燃气喷嘴位置、数量和排烟系统性能的差异, 实测炉温低于ISO834标准升温曲线的温度.
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图 10 试验炉和试件P3MT内热电偶的温度-时间曲线 Fig. 10 Temperature-time curves of thermocouple in furnace and specimen P3MT |
如图 10所示, 受火试验过程中热电偶d0、d100和d300的温度θ随时间t增加而增大, 但由于混凝土为热的不良导体, 处于不同位置的热电偶实测温度相差较大, 其温度-时间曲线呈现明显的温度梯度和不同的变化趋势.从点火到熄火热电偶d0的曲线形态基本与炉温和ISO834曲线相似, 其温度较炉温和ISO834曲线低, 但比热电偶d100和d300温度高；熄火后d0的温度迅速降低.相比而言, 熄火前d100和d300的温度基本呈线性增长；熄火后d100和d300的温度下降缓慢, 呈现平台状.跨中截面按热电偶温度大小的排序为d0>d100>d300, 可见离梁底受火面越近, 温度越高.表 4列出了试件P3MT内热电偶最大温度及其出现时间.由表可见, 炉温和d0的最高温度θmax出现在熄火时, 而d100和d300的最高温度分别出现在熄火后1 h左右, 呈现明显的“峰值滞后”现象.这是因为靠近火焰的混凝土温度随着炉温下降而降低, 而混凝土内部远离火焰的热电偶在熄火后会继续升温达到更高点然后才开始降温, 熄火后内部混凝土仍然存在热传递, 直至达到峰值温度.
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表 4 试件P3MT内热电偶最大温度及其出现时间 Table 4 Occurrence time of maximum temperature of thermocouple in furnace and specimen P3B1-mocT |
图 10同时表示了距离左侧梁端300 mm的剪跨区内部纵筋和箍筋附近的温度.由图可见, 由于梁底纵筋在截面2个方向均与受火面距离较短, 其升温更快, 因此其温度远大于箍筋于梁高中部的温度.纵筋和箍筋最大温度出现在熄火后16和57 min, 大小分别为483和191 ℃.
2.3 锚栓孔道内植筋胶温度场为研究高温下氯氧镁水泥的植筋性能, 应测量锚栓孔道内氯氧镁水泥温度变化.考虑到高温试件的相似性, 仅分析试件P3MT各孔道内测点的温度变化规律.在左侧剪跨区、跨中和右侧剪跨区分别布置3个、1个和4个热电偶.
如图 11(a)所示, 对比L1D90、M1D90、R1D90、d100及纵筋温度可知：由于锚栓良好的导热性能, 因此在其孔洞底端(M1D90)的温度依旧可达到接近梁表面的温度, 最高温度可达600 ℃；甚至比梁底纵筋的温度还要高.但由于氯氧镁水泥良好的热惰性, 孔洞周围植筋胶温度(L1D90和R1D90)比锚栓温度有较大滞后及降低(降低约为Δθ1=330 ℃), 最高温度仅为300 ℃；但依旧比混凝土梁内其他未植筋处(d100或d300)有较大幅度的温度升高(约分别为Δθ2=120 ℃和Δθ′2=20 ℃).可见, 植筋式后锚固的存在, 将使钢筋混凝土梁内部温度场分布发生一定程度的改变.
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图 11 试件P3MT锚栓孔道内氯氧镁水泥温度 Fig. 11 Temperature-time curves of magnesium oxychloride cement in drilled holes of specimen P3MT |
由图 11(b)所示, 各孔道内热电偶的温度-时间曲线发展过程与混凝土梁跨中截面类似.对比L1D90、L2D90和L3D90, 当热电偶埋深相同时, 随着与梁底受火面距离的增大, 孔道内壁混凝土温度逐渐降低.对比R1D45和R1D90(或R2D45和R2D90), 可见对于相同孔道, 埋置深度越深处孔道内壁混凝土温度越低.
3 静载试验结果分析 3.1 破坏模式及裂缝发展分析如图 12(a)所示, 对比梁CTRL右侧剪跨区发生斜拉破坏.当加载至约126 kN (0.13Pu)时, 对比梁出现第一条弯曲裂缝, 其后弯曲裂缝数量逐渐增加；当加载至约255 kN (0.27Pu)时, 出现第一条斜裂缝；加载后期, 一条主斜裂缝由右侧支座中心向加载点延伸开展, 当荷载增加至942 kN时, 支座内侧一根箍筋突然断裂, 其外侧混凝土在巨大的冲击下发断裂, 试件发生脆性的斜拉破坏.
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图 12 试件破坏模式和裂缝形态 Fig. 12 Failure modes and cracking patterns of specimens |
如图 12(b)~(d)所示, BSP试件P2R、P2M和P2MT的破坏形态相似.加载前期荷载较小, 当荷载处于0.10Pu~0.23Pu范围时, 如表 5所示, 表中, Pcr, f为初始弯曲裂缝对应荷载, Pcr, d为初始斜裂缝对应荷载, Pu为峰值荷载, Dmax为试件破坏时的跨中挠度, ξPu为BSP试件相对于CTRL的承载力增长率, ξDmax为BSP试件相对于CTRL的最大位移增长率.纯弯段率先出现竖向裂缝, 且数量逐渐增多并向梁顶方向延伸开展；随着荷载的不断增大, 当加载至0.12Pu~0.34Pu(见表 5)时, 梁支座附近开始出现斜裂缝, 并沿支座中心与加载点连线方向形成一条或几条斜裂缝.当荷载进一步增大时, 破坏端加载点附近钢板发生屈曲, 部分锚栓被拔出.加载后期竖向裂缝的数量基本稳定, 不再出现新的竖向裂缝, 只有宽度的增加和长度的延伸.另外, 沿着支座和加载点的方向形成一条主斜裂缝, 当试件破坏时, 沿着主斜裂缝方向的冲切面上下错动, 加载点下方混凝土被压碎, 最终剪跨区箍筋受力屈服, 位移迅速发展, 试件发生脆性的剪压破坏.
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表 5 BSP梁试验结果 Table 5 Test results of strengthened concrete beams |
如图 12(e)所示, 对于试件P3MT, 当加载至140 kN (0.11Pu)时, 跨中首先出现弯曲裂缝, 随着荷载的增加, 陆续出现新的弯曲裂缝并不断延伸开展, 逐渐呈梳状分布；直到荷载达503 kN (0.39Pu)时, 右侧剪跨区出现第一条斜裂缝；后期斜裂缝发展缓慢, 弯曲裂缝扩展较快；加载末期, 与其他BSP试件不同的是, 跨中上部的混凝土被压碎, 受压纵筋屈服, 锚栓之间钢板受压屈曲, 最后试件位移发展过大丧失承载力, 试件呈现跨中受弯破坏.
通过观察对比梁CTRL和BSP梁的裂缝发展情况不难发现, 纯弯曲的竖向裂缝出现时间早于剪跨区的斜裂缝.对于初始弯曲裂缝Pcr, f出现的荷载, 除试件P2MT外基本处于0.1Pu~0.14Pu范围内, 这说明初始弯曲裂缝与是否加固关系较小.而对于初始剪切裂缝Pcr, d出现的荷载, 其分布范围处于0.22Pu~0.39Pu, 各试件按Pcr, d从小到的排序为CTRL < P2M < P2MT < P2R < P3MT, 可见初始斜裂缝与加固方法、植筋胶类型以及是否高温存在一定的关系.钢板宽度越大, 则Pcr, d越大, 这是因为随着荷载的增加, 钢板和混凝土开始协同工作, 原先全部由混凝土承担的剪力部分由钢板承担, 抑制了斜裂缝的出现.采用氯氧镁水泥作为植筋胶的试件的Pcr, d小于采用有机植筋胶HIT-RE 500的试件, 表明采用有机植筋胶可以更好的将外力传递通过锚栓传递至钢板, 从而更好地分担混凝土所承担的剪力.通过对比P2M和P2MT, 发现受火后的BSP梁的Pcr, d并未减小, 表明梁侧钢板和混凝土梁在经历火灾作用后, 仍具有良好的协同工作性能.
3.2 荷载-跨中挠度曲线如图 13所示为各试件的荷载-跨中挠度曲线.图中P为荷载，D为试件跨中挠度，由图可见, 荷载-挠度曲线基本分为2个阶段：线性增长阶段和斜率减小阶段.线性增长阶段表明加载前期试件基本处于弹性受力阶段, 裂缝尚未出现和开展, 试件具有较稳定的刚度；斜率减小阶段表明加载后期试件内部裂缝逐渐延伸和开展, 钢筋、钢板和混凝土受力损伤, 刚度逐渐退化, 在相同的荷载增量下较弹性阶段产生更大的位移.
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图 13 各试件荷载-跨中挠度曲线 Fig. 13 Load-Midspan deflection curves of all specimens |
比较表 5中各试件的承载力, 从表中可以发现：1) BSP梁中P3MT承载力最大, P2MT的承载力最小, 相对于CTRL的承载力增长率介于23%~37%内.可见, BSP梁能极大地提高常温混凝土梁的受剪承载力, 且火灾后仍具有较大的残余受剪承载力.2) P2M比P2R的承载力提高率ξPu大6%, 表明氯氧镁水泥比HIT-RE 500在提高承载力方面更有效, 这可能是因为氯氧镁水泥可以更好将外力传递至锚栓, 进而传递至钢板, 使钢板和混凝土更好的协同工作.3) P2MT比P2M的承载力提高率ξPu仅小8%, 表明采用氯氧镁水泥作为植筋胶的BSP梁, 经历火灾后仍具有较大的残余受剪承载力, 这也表明氯氧镁水泥在高温后仍具有良好的受力性能.4) P3MT比P2MT的承载力提高率ξPu大14%, 表明提高钢板宽度能有效提高火灾后BSP梁的残余受剪承载力.
3.2.2 刚度为便于定量分析试件的刚度和延性, 根据荷载-挠度曲线的形态引入如图 14所示的等效弹塑性模型.首先确定峰值荷载Pu和其对应的跨中挠度Du, 即确定点Q(Du, Pu), 再根据试件破坏时的挠度确定出点R(Dmax, Pu), 然后根据实际荷载-挠度曲线或试验采集数据确定0.75Pu及其对应跨中挠度, 即点M(D0.75, 0.75Pu).随后连接原点O和点M并延长与过点Q的水平线相较于点N(1.333D0.75, Pu).定义直线OM的斜率Ke为等效刚度, 表示试件的刚度大小；定义直角梯形ONQRS的面积Ut为等效延性, 表示试件的延性大小.按照上述规则, 计算出各试件的等效刚度Ke和等效延性Ut列于表 6.表中, ξKe为BSP试件相对于CTRL试件的刚度变化率, ξUt为BSP试件相对于CTRL试件的延性变化率.
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图 14 等效弹塑性荷载-跨中挠度曲线 Fig. 14 Equivalent elasto-plastic system of load-deflection curve |
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表 6 各试件等效刚度和等效能量延性及其变化率 Table 6 Stiffness and ductility of specimens |
比较表 6中的Ke和图 13中的荷载-挠度曲线前期斜率, 可以发现：1)在BSP梁中, P2R的刚度最大(相对于CTRL提高了27%), P2MT的刚度最小(相对于CTRL降低了11%), 可见BSP法能够极大地提高常温混凝土梁的刚度, 并在经历火灾作用后仍具有较大的残余刚度.2) P2R的刚度变化率ξKe比P2M的大8%, 表明有机植筋胶HIT-RE 500比氯氧镁水泥在提高刚度方面更有效.3) P2M的刚度提高率ξKe比P2MT大30%, 甚至P2MT的刚度小于未加固的对比梁CTRL, 表明采用氯氧镁水泥作为植筋胶的BSP梁火灾后残余刚度降低较多, 高温环境对混凝土梁和钢板造成了一定的损伤.4) P3MT的刚度提高率ξKe比P2MT大5%, 表明提高钢板宽度能提高BSP梁火灾后的刚度.
3.2.3 延性通过Dmax的对比可以初步判断试件的延性, Dmax越大, 则变形能力越大, 延性越好.Ut表示了荷载-跨中挠度曲线以下的面积, 其值越大则延性越好.比较表 5、6中的最大位移Dmax和等效延性Ut, 可以发现：1) BSP梁中P3MT的Dmax和Ut最大, P2R的Dmax和Ut最小, Dmax和Ut的增长率分别介于24%~147%和81%~350%范围内.P2M比P2MT的延性提高率ξDmax大15%, 但P2MT的延性仍远大于CTRL, 表明常温BSP梁相比对比梁CTRL具有更好的延性, 而氯氧镁水泥作为植筋胶的BSP梁受火后的延性仍大于未加固梁.2) P2M比P2R的延性变化率ξDmax大118%, 表明氯氧镁水泥比HIT-RE 500在提高延性方面更有效.3) P3MT比P2MT的延性变化率ξDmax大166%, 表明增大钢板宽度可以非常有效地提高火灾后BSP梁的延性.
3.3 钢筋应变 3.3.1 箍筋应变作各试件典型荷载P-ε箍筋应变曲线如图 15所示.对于高温试件P2MT和P3MT, 由于火灾时内部箍筋应变将受到损伤, 又因为受火后钢板已经具有一定的初始应力, 此时不宜再次凿开钢板包裹下的箍筋粘贴应变片, 因此本试验对于受火试验的2根试件不再粘贴箍筋应变片.由图可见, 加载初期(P＜300 kV), 各箍筋应变基本无变化, 箍筋受力很小；加载中期(P＞300 kN), CTRL的箍筋应变首先开始增大, 且相同荷载下较BSP试件数值更大.而当BSP试件应变达到2 000 με左右, 其曲线斜率迅速增加, 但P2R比P2M的应变增加更快, 表明箍筋承担了较大的剪力, 变形迅速增加直至屈服；BSP梁在较大的荷载和变形下仍能保证试件正常受荷, 有利于延缓箍筋受拉, 减小箍筋应变.而在相同荷载作用下, 采用氯氧镁水泥作为植筋胶的试件的箍筋应变较采用HIT-RE 500的试件应变小, 说明采用氯氧镁水泥作为植筋胶可以更好的将剪力传递至钢板.
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图 15 各试件典型荷载-箍筋应变关系曲线 Fig. 15 Load-maximum strain curves of stirrups |
作梁底纵筋的荷载-应变(g7和g8的平均应变)曲线如图 16所示.整个加载过程中常温梁纵筋平均应变基本随荷载呈直线增长；不同的是, 加载后期高温梁曲线斜率逐渐增大, 纵筋拉应变明显变大.在相同荷载下, 各试件按纵筋平均应变大小的排列顺序为P2M < P2R < P3MT < CTRL < P2MT.试件P2MT的纵筋应变大于试件P2M, 这可能是因为高温环境降低了混凝土和钢板后期的协同工作, 锚栓作为传力中介的作用开始下降, 钢板应变滞后于混凝土梁的效应增大, 使得混凝土梁底部纵筋承担了更大的外部荷载.P2R和P2M应变比较接近, 表明2种植筋胶在降低纵筋应变方面作用相当；P3MT的应变小于P2MT, 但二者最终都达到屈服, 特别是P3MT在剪跨比λ取1.5时仍发生受弯破坏, 表明高温后BSP梁的破坏模式逐渐由脆性的受剪破坏向延性的受弯破坏转化, 因此纯弯段的纵筋受力变大, 应变随之激增.
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图 16 各试件荷载-纵筋平均应变关系曲线 Fig. 16 Load-mean strain curves of longitudinal bars in the mid-span |
如图 17所示为试件P2MT破坏端剪跨区和跨中钢板的上下边缘应变与荷载关系曲线.由图可知：1)钢板上边缘受压, 下边缘受拉.2)沿轴线方向各测点应变绝对值从支座向跨中逐渐增大, 但加载后期跨中应变并不是最大；这是因为随着应变测点离支座距离的增大, 该截面处的弯矩同时增大, 由于试件发生剪压破坏, 使得剪跨区的测点应变大于跨中测点的应变. 3)水平位置相同的钢板受拉应变数值一般大于受压应变；这是因为试件下部受拉由钢板和纵筋共同承担, 而上部受压主要由混凝土承担.
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图 17 P2MT荷载-钢板上下边缘应变关系曲线 Fig. 17 Load-strain curves of upper and lower edge of steel plates in specimen P2B1 |
如图 18所示为试件P2MT破坏端剪跨区钢板形心轴上的主应变及剪应变γ随荷载的变化关系.εmax为最大主应力变，εmin为最小主应力变，由图可见, 加载过程中r1~r4的主应变及剪应变发展趋势基本相同, 主压应变及剪应变沿梁轴线基本保持不变；直到加载后期, 剪应变发展趋势开始分化, 越靠近支座, 剪应变越大(如图 18(b)所示).由图 8和图 12(d)可知, 主斜裂缝形成后穿过r1所在位置, 因此混凝土梁所承担的剪力向钢板转移, 导致r1的剪应变加速增长, 随着与主斜裂缝距离的增长钢板剪应力逐渐降低.
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图 18 P2MT荷载-钢板主应变、剪应变及主应变转角关系曲线 Fig. 18 Curves of load-principal strain, shear strain, and declination of principal strain on longitudinal axis of plates in P2MT specimen |
此外, 如图 18所示, 主拉应变与x轴的角度α随着荷载增大逐渐减小, 且距离支座越远主拉应变越大、与x轴角度越小, 表明钢板主拉应变角度分布与钢筋混凝土梁主拉应力迹线一致, 越往跨中弯矩所占比重越大, 主拉应变角度越小.
4 结论通过对1根对比梁和4根BSP梁进行四点弯曲受剪试验, 对比各试件的受剪承载力、竖向位移、钢筋和钢板应变、裂缝延伸开展状况等, 可得出如下结论：
(1) 当受火试验时, 试件离梁底受火面越近的混凝土温度越高, 混凝土内部呈现明显的“峰值滞后”现象.由于锚栓良好的导热性能, 植筋式后锚固连接对混凝土梁内部温度场具有较大影响.热电偶埋深相同时, 随着与梁底受火面距离的增大, 孔道内壁温度逐渐降低；对于相同孔道, 埋置深度越深处孔道内壁混凝土温度越低.
(2) 当静载试验时, 未加固对比梁发生斜拉破坏, 而BSP梁P2R、P2M和P2MT均为剪压破坏, P3MT由于跨中上部混凝土压溃, 受压纵筋屈曲, 锚栓间距内钢板受压屈曲, 发生跨中受弯破坏, 表明随着锚固钢板宽度的增加, 火灾后BSP试件破坏模式由脆性的剪压破坏向延性的弯曲破坏转变.
(3) BSP梁具有较大的受剪承载力、刚度和延性, 且受火后的BSP梁仍具有良好的受力性能.在提高承载力和延性方面, 氯氧镁水泥比HIT-RE 500更有效；但在提高刚度方面, HIT-RE 500作用更明显.增大钢板宽度能有效提高混凝土梁的受剪承载力、刚度和延性.采用氯氧镁水泥作为植筋胶的试件相比HIT-RE 500更能有效降低箍筋应变.
(4) 受火后BSP梁加载时纵筋受力增加, 应变明显增大；钢板上边缘受压, 下边缘受拉；沿轴线方向各测点应变绝对值从支座向跨中逐渐增大, 但破坏时跨中应变未必最大；水平位置相同的钢板受拉应变数值一般大于受压应变；钢板主压应变和剪应变在剪跨内沿梁轴线变化不大, 但距离支座越远主拉应变越大且其与x轴角度越小, 表明越往跨中弯矩所占比重越大.
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