郝朝偉，劉康，李洪印，王來永

(1.交通運(yùn)輸部 公路科學(xué)研究院，北京 100088；2.山東省交通規(guī)劃設(shè)計(jì)院，濟(jì)南 250031； 3.齊魯交通發(fā)展集團(tuán)有限公司，濟(jì)南 250101)

近年來，隨著大交通體系的統(tǒng)籌發(fā)展，公路交通領(lǐng)域中橋梁迸發(fā)火災(zāi)的頻數(shù)也在增加[1-2]。橋梁受火不僅帶來巨大經(jīng)濟(jì)損失，而且給橋梁安全帶來潛在隱患，影響其正常服役性能。根據(jù)交通運(yùn)輸部公路局的統(tǒng)計(jì)，在己建成橋梁中，預(yù)應(yīng)力混凝土橋梁占很大比重，而空心板梁是中小跨度公路橋梁上部結(jié)構(gòu)最常見的形式，因此，非常有必要系統(tǒng)地研究其抗火性能。

眾多學(xué)者對火災(zāi)后結(jié)構(gòu)性能損傷和抗火設(shè)計(jì)進(jìn)行過不同深度的研究。目前，結(jié)構(gòu)抗火相關(guān)研究已覆蓋局部構(gòu)件和結(jié)構(gòu)整體，并將研究熱點(diǎn)逐漸轉(zhuǎn)向局部過火與系統(tǒng)抗火性能方面。另外，對抗火計(jì)算方法、災(zāi)后承載能力評估及防火新技術(shù)方面的研究也較多。Kodur等[3-4]針對火災(zāi)對鋼筋-混凝土之間黏結(jié)滑移性能的影響，提出溫度場分布的計(jì)算與抗火驗(yàn)算數(shù)值方法，并揭露了結(jié)構(gòu)抗火受混凝土強(qiáng)度、斷面尺寸、混凝土骨料類別等因素影響的規(guī)律。Bailey等[5]研究了后張無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土單向板抗火性能，并以主要影響參數(shù)：不同骨料類別(硅質(zhì)、鈣質(zhì))、板端不同邊界約束(固定端、板端自由轉(zhuǎn)動(dòng))等為敏感因素，研究其對結(jié)構(gòu)綜合抗火的影響，結(jié)果表明，在高溫下，不同板端約束和骨料類型對預(yù)應(yīng)力混凝土板的變形影響不可忽略。Majorana等[6]基于對美國各州發(fā)生火災(zāi)的橋梁事故調(diào)查、統(tǒng)計(jì)及回歸分析，提出一種可操作性非常強(qiáng)的橋梁過火后安全鑒定檢測方法。Kim等[7]通過具有高準(zhǔn)確度的雙沖孔試驗(yàn)，研究影響暴露于高溫的鋼纖維增強(qiáng)混凝土的機(jī)械拉伸性能的因素，結(jié)果表明，樣品的殘余抗壓強(qiáng)度、DPT拉伸強(qiáng)度和斷裂能隨著加熱的增加而降低。鋼纖維混凝土暴露于高溫后，在抗張強(qiáng)度的相對損失比在抗壓強(qiáng)較高，但破裂能量的相對損耗較低。暴露于高溫后，樣品的行為對纖維的體積分?jǐn)?shù)和長徑比比對纖維的類型更為敏感。張曉棟等[8]對車致火災(zāi)下預(yù)應(yīng)力混凝土T形截面梁橋進(jìn)行抗火性能評估，研究火災(zāi)和結(jié)構(gòu)自身參數(shù)的隨機(jī)性問題，并基于中心復(fù)合試驗(yàn)設(shè)計(jì)對參數(shù)進(jìn)行抽樣，形成試驗(yàn)樣本和檢驗(yàn)樣本，建立基于RSM-MCS的易損性分析方法，并以此開展預(yù)應(yīng)力混凝土T形截面梁的易損性分析。鄭雪松[9]以大跨徑預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁橋?yàn)檠芯繉ο螅捎媒y(tǒng)計(jì)及數(shù)值模擬方法，歸納并提出了一套有限元模擬大跨徑PC箱梁橋火損效應(yīng)的分析方法。鄭文忠等[10]對超高性能混凝土(UHPC)的抗火性能進(jìn)行初步研究，通過對UHPC各溫度段熱工系數(shù)實(shí)測并總結(jié)規(guī)律，結(jié)果表明，UHPC的導(dǎo)熱系數(shù)高于普通混凝土，不同組成成分的UHPC熱工參數(shù)差異也較大。以上研究中，材料性能與溫度場的關(guān)系是大多數(shù)學(xué)者研究過火后橋梁材料性能的出發(fā)點(diǎn)。受火場最高溫度、持續(xù)時(shí)間、擴(kuò)散條件等影響，火災(zāi)后較難真實(shí)還原火場溫度分布，進(jìn)而增加通過確定火災(zāi)溫度判斷材料性能的難度。另外，利用數(shù)值模擬確定溫度場分布時(shí)，不考慮混凝土開裂、爆裂等因素引起的溫度場變化，認(rèn)為溫度分布與應(yīng)力無關(guān)。然而，在真實(shí)的高溫下，當(dāng)混凝土開裂(爆裂)后，裂縫處的溫度較未開裂處有所提高，不考慮此因素將影響該方法推測過火后材料性能的適用性。

筆者對一座運(yùn)營中的預(yù)應(yīng)力空心板梁過火后材料性能進(jìn)行測試，通過統(tǒng)計(jì)分析，獲得了常用檢測指標(biāo)與材料性能的關(guān)系，并通過有限元模擬及極限承載能力試驗(yàn)驗(yàn)證其適用性。

1 工程概況及火災(zāi)現(xiàn)場溫度

某高速公路一座9 m×20 m簡支先張預(yù)應(yīng)力混凝土預(yù)制板結(jié)構(gòu)橋梁，分幅設(shè)計(jì)，單幅橋梁設(shè)置16片空心板梁，橋梁交角為52.74°，混凝土的強(qiáng)度等級為C50，每片梁14根鋼束(有效長度780～1 996 cm)，每根預(yù)應(yīng)力鋼束由6×ΦJ15.2組成，凈保護(hù)層37.4 mm，采用直線布置。預(yù)應(yīng)力鋼束的屈服強(qiáng)度為1 860 MPa，張拉控制應(yīng)力1 395 MPa，立面及中板配筋見圖1。某日凌晨2點(diǎn)15分，一輛油罐車在該橋下(右幅第7孔)發(fā)生側(cè)翻，罐體破裂并燃燒，因第8孔地面較低，燃油隨即順路面流淌至第8孔，導(dǎo)致該橋相鄰兩孔梁板底面發(fā)生大面積燃燒，火源中心示意見圖2。大火約凌晨4點(diǎn)10分左右撲滅，過火時(shí)間近2 h。依據(jù)檢測結(jié)果，該橋被評定為四類橋，橋梁受火后損傷情況見圖3，經(jīng)專家評估后，右幅第7、8孔主梁拆除重建，為研究提供了樣本。

圖1 立面及中板配筋Fig.1 The bridge layout

圖2 火源中心示意圖Fig.2 The schematic diagram of fire source center

火災(zāi)現(xiàn)場的溫度確定主要依據(jù)火災(zāi)后受損混凝土的顏色、燒疏厚度及燃料外焰溫度等綜合確定，判定依據(jù)見表1、表2。通過現(xiàn)場肉眼及觸摸逐一判斷空心板火災(zāi)后混凝土顏色改變情況可知，多片梁過火后混凝土略顯淡黃色或粉紅色，局部燒疏厚度大于6 mm。另外，汽油燃燒的時(shí)最高溫度可達(dá)到1 000 ℃。因此，確定火災(zāi)現(xiàn)場溫度為900～1 000 ℃。

圖3 橋梁受火后的損傷情況Fig.3 The damage of bridge after fire

表觀顏色現(xiàn)場溫度/℃正常<300粉色300～500粉色略顯灰白色800～850灰白色850～900灰白色略顯土黃900～1 000土黃色>900

表2 火災(zāi)溫度與混凝土燒疏層厚度對應(yīng)關(guān)系Table 2 Corresponding relationship between fire temperature and thickness of concrete sparse layer

2 樣本分類

為了方便現(xiàn)場取樣及滿足樣本分類，對空心板梁底進(jìn)行劃分并編號，縱橋向0.5 m一格，橫橋向0.5 m一格?，F(xiàn)場材料取樣時(shí)，依據(jù)底板剝落深度、面積、爆裂裂縫及回彈值將樣本分為7類，見表3。測定每一區(qū)域內(nèi)混凝土的強(qiáng)度及彈性模量、鋼絞線的強(qiáng)度及彈性模量、普通鋼筋強(qiáng)度及彈性模量。

表3 樣本分類依據(jù)及編號Table 3 Basis and Number of Sample Classification

表3中：δsteel strand為鋼絞線凈保護(hù)層厚度；δ為混凝土剝落深度；Stest為測區(qū)面積；S為實(shí)測剝落面積；Rim為對應(yīng)碳化深度為0時(shí)的預(yù)應(yīng)力混凝土梁所用混凝土標(biāo)號對應(yīng)測強(qiáng)曲線回彈值(考慮角度和測試面修正)；R為實(shí)測回彈值。

因過火剝落后底板呈凹凸不平，測量剝落厚度時(shí)，將底板分成5 cm×5 cm的小區(qū)域，取該小區(qū)域剝落深度的最大值作為代表值，然后計(jì)算測區(qū)所有小區(qū)域的平均值作為該測區(qū)的平均深度，根據(jù)以上值區(qū)分剝落標(biāo)度A～C。典型的剝落情況見圖4。另外，有兩片梁幾乎未受火災(zāi)直接灼燒，可以作為基準(zhǔn)梁。

圖圖4 典型底板剝落照片F(xiàn)ig.4 The peeling of base slab

對于出現(xiàn)火災(zāi)爆裂區(qū)域，通過肉眼及便攜式裂縫寬度對比卡逐一檢測測區(qū)內(nèi)出現(xiàn)的裂縫，僅考慮由火災(zāi)導(dǎo)致的裂縫?；炷帘训牡湫驼掌妶D5。未出現(xiàn)混凝土剝落及火災(zāi)爆裂裂紋區(qū)域，僅通過回彈值區(qū)分，考慮測試角度和測試面修正后的回彈值若小于Rim，認(rèn)為材料受損不可忽略，對該區(qū)域的材料取樣?，F(xiàn)場回彈測定情況見圖6。

3 測試結(jié)果及分析

按照文獻(xiàn)[11]的相關(guān)要求，開展該橋上部結(jié)構(gòu)過火后混凝土強(qiáng)度和彈性模量試件的現(xiàn)場取樣工作，芯樣尺寸采用直徑70 mm、高度70 mm的圓柱形試樣，長徑比1.0，文獻(xiàn)[12]研究表明，對于小直徑芯樣，試件的高徑比不得超過0.85～1.20范圍，否則試驗(yàn)結(jié)果誤差較大。

所謂的苗木植被的采購運(yùn)輸首先要求預(yù)投有機(jī)肥料，它應(yīng)該在填方耕翻和樹穴鋪底過程中施作，預(yù)投肥料往往優(yōu)先選擇動(dòng)物的糞便或者腐熟土混合拌料等，由于當(dāng)前我國的風(fēng)景園林強(qiáng)調(diào)突出綠色環(huán)保形象，所以要大力積極宣傳推廣良好、性價(jià)比高的生物節(jié)能防治技術(shù)，要在保護(hù)生態(tài)環(huán)境的基礎(chǔ)上不形成污染。

圖5 典型底板混凝土爆裂照片F(xiàn)ig.5 The peeling of base slab

鋼材的屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度和彈性模量等性能都可以通過拉伸試驗(yàn)獲得，拉伸試驗(yàn)按照中國國家標(biāo)準(zhǔn)[13]進(jìn)行。測定鋼材彈性模量時(shí)，試驗(yàn)的一般標(biāo)距長度l0為20、50、100 mm，試驗(yàn)的總長度l應(yīng)使試驗(yàn)機(jī)兩夾頭間距不小于150 mm，試驗(yàn)現(xiàn)場取樣長度l=400 mm。

鋼絞線力學(xué)性能試驗(yàn)按照文獻(xiàn)[14]的有關(guān)規(guī)定進(jìn)行，取樣長度l=0.5 m。試驗(yàn)在夾頭內(nèi)距鉗口2倍鋼絞線公稱直徑內(nèi)斷裂達(dá)不到標(biāo)準(zhǔn)要求時(shí)，試驗(yàn)無效，則重新增補(bǔ)芯樣。

3.1 混凝土測試結(jié)果

混凝土抗壓強(qiáng)度測試結(jié)果見表4，表中立方體抗壓強(qiáng)度值為剔除差異較大數(shù)據(jù)后的算術(shù)平均值。由表4可知，未過火前，底板混凝土立方體抗壓強(qiáng)度為58.5 MPa，過火后，當(dāng)剝落深度小于1/3鋼絞線凈保護(hù)層時(shí)，強(qiáng)度折減系數(shù)為0.85，當(dāng)剝落深度大于2/3鋼絞線凈保護(hù)層時(shí)，強(qiáng)度折減系數(shù)為0.68，即過火后強(qiáng)度折減系數(shù)與剝落深度成正相關(guān)。過火后出現(xiàn)輕微裂縫網(wǎng)的區(qū)域和回彈值低于正常值的區(qū)域，其混凝土強(qiáng)度過火后折減較小。

表4 混凝土強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果Table 4 Test results of concrete strength

高溫灼燒底板混凝土?xí)r，將導(dǎo)致其材料內(nèi)部組成成分物理、化學(xué)及力學(xué)性能的變化：混凝土內(nèi)部水份蒸發(fā)，水化和未水化的水泥顆粒之間的結(jié)合力松弛，含水氫氧化鈣脫水形成氧化鈣，水化物分解使水泥石的組織破壞，水化物由高堿向低堿產(chǎn)物轉(zhuǎn)化，水泥石內(nèi)部裂紋增多且疏散多孔，巖石中石英的晶態(tài)由αβ型，轉(zhuǎn)化為β型造成體積增大，產(chǎn)生裂紋，高溫中碳酸鈣分解體積增大等，這些原因降低了混凝土的抗壓強(qiáng)度。

3.2 鋼絞線測試結(jié)果

預(yù)應(yīng)力鋼絞線中晶體缺陷較大，晶體的點(diǎn)缺陷使得材料強(qiáng)度增大，但高溫時(shí)有恢復(fù)的趨勢，火災(zāi)溫度超過500 ℃時(shí)，強(qiáng)度降低很多。另外，由于高溫下其他的物理化學(xué)作用，如原子間結(jié)合力降低(高溫后部分能恢復(fù))和脫碳現(xiàn)象，進(jìn)一步降低其強(qiáng)度，增加其塑性[15]。高溫作用后，材料的不等性增大，試驗(yàn)數(shù)據(jù)離散較大，測試結(jié)果見表5。

表5 鋼絞線屈服強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果Table 5 Test results of yield strength of steel strand

由表5知，高溫后脫落深度小于1/3區(qū)域、出現(xiàn)輕微裂縫網(wǎng)區(qū)域、回彈值低于正常值區(qū)域內(nèi)鋼絞線過火后強(qiáng)度折減系數(shù)不大，其原因主要為混凝土內(nèi)部熱傳導(dǎo)性能差，隨著離受火面(梁底)距離的增大，溫度迅速下降，當(dāng)離受火梁底4 cm左右時(shí)，最高溫度下降非常明顯[13]。當(dāng)過火后剝落深度大于1/3鋼絞線凈保護(hù)層時(shí)，鋼絞線過火后屈服強(qiáng)度降低明顯；剝落深度大于2/3鋼絞線凈保護(hù)層時(shí)，屈服強(qiáng)度平均折減系數(shù)約0.75，個(gè)別鋼絞線強(qiáng)度折減系數(shù)為0.52，將嚴(yán)重危及橋梁結(jié)構(gòu)安全。

3.3 普通鋼筋測試結(jié)果

先張法預(yù)應(yīng)力混凝土空心板底板區(qū)域僅配1根公稱直徑為12 mm的HRB400普通鋼筋，熱軋帶肋鋼筋強(qiáng)度測試結(jié)果見表6。由表6可知，7個(gè)區(qū)域內(nèi)的熱軋帶肋鋼筋高溫后極限強(qiáng)度折減系數(shù)非常小，基本接近1.00，僅個(gè)別區(qū)域鋼筋屈服強(qiáng)度略有下降，相比鋼絞線過火后強(qiáng)度折減系數(shù)可以忽略。主要原因是：混凝土內(nèi)部熱傳導(dǎo)性能差，隨著離受火面(梁底)距離的增大，溫度迅速下降，HRB400普通鋼筋實(shí)際凈保護(hù)層略大于鋼絞線，即火災(zāi)中實(shí)際過火溫度低于鋼絞線；鋼材內(nèi)部組織中晶體的點(diǎn)缺陷使得材料強(qiáng)度增大，但高溫時(shí)有恢復(fù)的趨勢，由于預(yù)應(yīng)力鋼筋晶體的缺陷大，所以預(yù)應(yīng)力筋比普通鋼筋在高溫中強(qiáng)度降低得更多[16]。

表6 熱軋帶肋鋼筋拉伸強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果Table 6 Tensile strength test results of hot rolled ribbed steel bars

光圓鋼筋拉伸強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果見表7。由表7知，過火后其屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度規(guī)律性不顯著，個(gè)別區(qū)域強(qiáng)度略有提高，個(gè)別區(qū)域強(qiáng)度相對于完全區(qū)域略有降低。過火后性能評估時(shí)，光圓鋼筋可以直接取設(shè)計(jì)值。

4 實(shí)例驗(yàn)證

通過實(shí)測混凝土、鋼絞線及鋼筋過火后的材料強(qiáng)度，給出了常用檢測指標(biāo)與材料性能的關(guān)系，通過上述關(guān)系，可進(jìn)一步評定此類橋梁過火后承載能力?，F(xiàn)通過實(shí)例說明。選定的實(shí)例梁外觀情況見表8及圖7。

表8 試驗(yàn)梁外觀Table 8 Test Beam Appearance

圖7 試驗(yàn)梁底板外觀Fig.7 The peeling of base slab

4.1 有限元模擬

通過數(shù)值模擬較真實(shí)地獲得空心板梁的抗彎承載能力，需準(zhǔn)確獲得材料過火后的性能，根據(jù)材料物理性能與檢測指標(biāo)試驗(yàn)數(shù)據(jù)可知，實(shí)例梁100%區(qū)域混凝土脫落，剝落平均深度為3.6 cm，已超過鋼絞線凈保護(hù)層厚度的2/3。文獻(xiàn)[16]表明，僅底板直接受火時(shí)，火災(zāi)最高溫度控制在800 ℃，當(dāng)混凝土距離受火面大于15 cm后，火災(zāi)過程中混凝土最高溫度已低于50 ℃，火災(zāi)溫度作用可以忽略。故建模時(shí)，距梁底15 cm以上采用完好區(qū)域的材料參數(shù)，15 cm以下區(qū)域采用脫落混凝土區(qū)域的材料參數(shù)。文獻(xiàn)[17]對高溫后481根預(yù)應(yīng)力鋼筋彈性模量進(jìn)行實(shí)測，結(jié)果表明，高溫后預(yù)應(yīng)力鋼筋彈性模量幾乎不隨所經(jīng)歷溫度、初始應(yīng)力水平的變化而發(fā)生明顯變化。故高溫后鋼絞線彈性模量取材料常溫時(shí)的彈性模量。

采用有限元軟件ANSYS建模，混凝土應(yīng)采用SOLID65單元，過火后混凝土應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系的準(zhǔn)確模擬是利用數(shù)值模擬獲得抗彎承載能力的重要環(huán)節(jié)。模擬時(shí)采用隨動(dòng)硬化模型，混凝土破壞準(zhǔn)則中，張開裂縫的剪切傳遞系數(shù)根據(jù)相關(guān)經(jīng)驗(yàn)并試算后取0.7，閉合裂縫的剪切傳遞系數(shù)經(jīng)多次調(diào)整后取0.95?；炷羻屋S應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系綜合了Hognestad和GB 50010—2002的規(guī)定。鋼筋和鋼絞線采用LINK8單元模擬，不考慮鋼筋與混凝土之間的黏結(jié)滑移，鋼絞線采用考慮強(qiáng)化的雙線性等向強(qiáng)化模型BISO模擬。將普通鋼筋以定義實(shí)常數(shù)(縱向、橫向鋼筋和箍筋的配筋率)的方式彌散到混凝土單元中考慮其作用。為杜絕應(yīng)力集中導(dǎo)致計(jì)算提前跳出，加載位置及支座處設(shè)置了彈性模量為混凝土100倍的單元。劃分單元時(shí)，采用六面體映射網(wǎng)格，全橋單元數(shù)5 918，節(jié)點(diǎn)數(shù)8 266。模型見圖8。

圖8 有限元模型Fig.8 The finite element model

4.2 承載能力試驗(yàn)

為了驗(yàn)證常用檢測指標(biāo)與材料性能的關(guān)系以及結(jié)合有限元模擬分析過火后空心板梁的適用性，對選定的實(shí)例梁進(jìn)行極限承載能力對比試驗(yàn)。加載試驗(yàn)現(xiàn)場見圖9。

試驗(yàn)加載布置需同時(shí)考慮正截面最大彎矩及1/3l～2/3l處截面抗剪承載能力的要求，最終確定分配梁間距為3 m，加載布置詳見圖10。加載裝置采用反力架油壓千斤頂加載，采用擴(kuò)大混凝土塊作為錨固基礎(chǔ)，通過精軋螺紋鋼和橫向反力梁進(jìn)行傳力。試驗(yàn)加載流程和終止條件見有關(guān)規(guī)范。

圖9 極限承載能力試驗(yàn)Fig.9 The bearing capacity test

圖10 加載布置圖(單位：cm)Fig.10 The loading layout (unit:cm)

試驗(yàn)梁加載分兩個(gè)工況，第1個(gè)工況為加載到各測試截面均達(dá)到或接近設(shè)計(jì)承載能力極限狀態(tài)，第2個(gè)工況為加載到實(shí)際極限破壞狀態(tài)或加載到終止條件達(dá)到。加載流程見圖11。

圖11 空心板梁加載程序Fig.11 The hollow plate beam loading program

由于照顧前期外觀及無損檢測的需要，試驗(yàn)臺座凈高1.2 m，出于安全考慮及千斤頂行程原因，試驗(yàn)并未加載至空心板梁完全破壞，因而未出現(xiàn)混凝土壓碎梁體斷裂、梁板坍塌等結(jié)構(gòu)徹底被摧毀的現(xiàn)象，試驗(yàn)過程中，結(jié)構(gòu)的主要現(xiàn)象為：隨著荷載增加，梁體撓度不斷變大，變形從線性逐步向非線性發(fā)展；原有裂縫逐漸變寬，新裂縫首次出現(xiàn)區(qū)域?yàn)榭v向距跨中5 m范圍內(nèi)，并隨著加載的進(jìn)行逐漸向支點(diǎn)方向延伸，裂縫平均間距隨著加載量增大逐漸變小。當(dāng)縱向距跨中5.5 m的受拉主筋處斜裂縫垂直首先超寬1.5 mm時(shí)，停止加載。

4.3 結(jié)果對比

有限元模擬結(jié)果及試驗(yàn)結(jié)果對比見表9(表中加載總重為雙荷載之和)及圖12，圖13為終止加載時(shí)跨中附近裂縫情況，圖14為終止加載時(shí)實(shí)際裂縫(荷載試驗(yàn))分布圖，圖15為對應(yīng)鋼絞線應(yīng)力(有限元模擬)分布圖。綜合圖13～圖15可知，破壞時(shí)鋼絞線先屈服，而抗壓區(qū)混凝土未出現(xiàn)壓碎現(xiàn)象，頂緣最大壓應(yīng)變僅為814 με，即表現(xiàn)出少筋梁脆性破壞特點(diǎn)。經(jīng)復(fù)核原設(shè)計(jì)，該梁為適筋梁，火災(zāi)作用后因底板鋼絞線強(qiáng)度降低而成為少筋梁。綜上，通過常用檢測指標(biāo)獲得材料性能，進(jìn)而通過有限元方法獲得先張法預(yù)應(yīng)力混凝土梁橋過火后極限承載能力是可行的，滿足工程精度。

表9 承載能力試驗(yàn)結(jié)果Table 9 The results of finite prestress after fire

圖12 跨中撓度對比圖(雙荷載之和)Fig.12 Contrast of mid-span deflection

圖13 跨中附近裂縫照片F(xiàn)ig.13 The photos of cracks near the mid-span

圖14 破壞時(shí)裂縫示意圖Fig.14 Fracture diagram in case of failure

圖15 接近破壞時(shí)鋼絞線應(yīng)力(單位:MPa)Fig.15 Stress of strand near failure (unit:MPa)

5 結(jié)論

1)混凝土高溫爆裂剝落，致使空心板截面損失，并進(jìn)一步降低該區(qū)域混凝土及預(yù)應(yīng)力鋼絞線強(qiáng)度，是導(dǎo)致該截面抗彎承載能力降低的主要原因。

2)當(dāng)過火后混凝土剝落深度超過2/3鋼絞線凈保護(hù)層時(shí)，混凝土抗壓強(qiáng)度、預(yù)應(yīng)力鋼筋線拉伸強(qiáng)度折減系數(shù)達(dá)0.7，將嚴(yán)重影響結(jié)構(gòu)極限承載能力。

3)火災(zāi)作用將改變空心板極限破壞形態(tài)，由延性轉(zhuǎn)為脆性破壞。

4)利用常規(guī)檢測指標(biāo)與材料性能的折減關(guān)系，并結(jié)合有限元模擬分析過火后預(yù)應(yīng)力空心板梁的極限承載能力，滿足工程精度。

5)提出的常用檢測指標(biāo)與材料性能折減系數(shù)的關(guān)系，僅為小跨徑預(yù)應(yīng)力混凝土空心板梁底面直接受火，其他類型橋梁以及不同面受火情形需進(jìn)一步研究。