预应力混凝土空心板梁火灾中行为特点的试验研究刘其伟1，夏 凌1，王成明2 (1.东南大学 交通学院，江苏 南京 210096；2.上海林同炎李国豪土建工程咨询有限公司南京分公司，江苏 南京 210016) 摘要：桥梁结构遭受火灾时内部会产生不均匀的温度场，温度场的分布及其随时间的变化十分复杂。开展室内火灾试验，使3片足尺预应力混凝土空心板梁经受不同程度的火损，探究试验梁的温度场分布、梁体变形以及应力应变的变化规律。3片试验梁在相同的火场温度(仅受火时间不同)下进行火灾模拟，各片梁的爆裂程度却不相同，在进行温度场计算时需考虑每片梁的混凝土爆裂程度。借助有限元软件ANSYS模拟梁体的温度场时考虑实际爆裂情况，得到的计算结果与试验数据吻合度较好。各片梁经受火灾时的应变变形具有相似的规律性，借助有限元软件ABAQUS得到梁体的受力和变形计算模型，计算结果显示在火损时间小于1 h时，模型与实测吻合较好，可用于分析大部分的实际火灾情况。 关键词：桥梁工程；预应力混凝土梁；试验研究；温度场与变形分析；爆裂；有限元分析；应力应变计算 0 引言火灾是世界多发性灾难中发生频率最高的一种，据2003—2012年这10 a的统计数据，我国每年平均发生18万起火灾[1]。随着交通行业的迅速发展，桥梁火灾事故也愈发频繁。桥下堆积的易燃物燃烧或桥上运输易燃物的车辆发生车祸都会导致桥梁火灾。火灾中，燃烧物产生的热量向构件内部传递，形成时变的构件内部温度场[2]，温度场的作用导致材料性能发生不同程度的劣化，在结构中将发生严重的内力重分布[3]，会在短时间内对桥梁结构造成损伤。针对火灾时火场温度随时间变化的规律，国内外学者已做了大量研究，制订出了一系列的标准火灾温度-时间曲线。本文的室内火灾试验采用目前应用最为广泛的ISO834曲线[4]作为火场温度的设定曲线，与我国的抗火设计[5]相一致。根据设定的火场温度曲线进行模拟试验，可直观地探究火灾对试验构件的影响。国内外对于结构火灾的研究已开展多年，但主要集中在工民建领域，针对桥梁结构尤其是有黏结的预应力混凝土桥梁的研究还甚为稀少。另外，目前的试验研究多是小比例结构试验，难以准确反映实际桥梁的受火性能。因此本文设计开展黏结预应力混凝土足尺构件的火灾试验研究。 1 试验概况在已知火场温度的情况下，试验构件内部的实际的温度场分布及其受火时的行为特征是本文研究的重点。通常桥梁失火时桥上交通也会受阻，可认为失火时基本不承受活载，因此本次火灾试验中梁上不进行额外加载。试验选取了中小跨径桥梁中最常见的先张预应力混凝土板梁作为研究对象。 1.1 试验梁设计 试验梁为3片13 m先张预应力混凝土空心板梁，编号分别为1#，2#，3#梁。试验梁的主要设计参数如下： (1)C50混凝土； (2)1860级φS15.2钢绞线，σcon=1 237 MPa； (3)底板单排配置10根钢绞线，截面的具体尺寸见图1。  图1 试验梁实测截面尺寸(单位：cm) 1.2 试验工况 简支的预应力混凝土梁，其底面受火相比桥面受火的情况更为不利，因此试验采取对梁体底板单面加热的方式，加热区域为跨中向两侧各2.5 m的范围内(图2)。据统计实际桥梁火灾燃烧时间一般不超过1.5 h，因此1#梁的加火时间设为1 h，2#梁设为1.5 h。 高强混凝土遭受火灾时易于发生爆裂破坏现象[6]，因此将3#梁的加火时间同样设为1.5 h，与2#梁的爆裂情况作对比。3片梁的试验工况见表1。  图2 试验梁底板受火区域示意图(单位：cm) 表1 空心板梁火灾试验工况 Tab.1 Fire test condition for hollow slab beam  1#梁2#梁3#梁受火时间/h11.51.5受火面跨中区域向两侧各2.5m范围的底板单面受火火场曲线ISO834标准升温曲线 1.3 加热设备 本次火灾试验的加热设备采用定制的燃气加热炉，见图3(a)。试验梁两端简支，炉口对准梁底部的加热区域。炉内预埋的6支热电偶如图3(b)所示。  图3 试验加热设备 试验时预先设定炉体内升温曲线为ISO834曲线，其数学表达式为： T=T0+345·lg(8t+1)， 式中，T0为加火前试验炉内空气平均温度(℃)；T为t时刻试验炉内空气平均温度(℃)；t为燃烧时间(min)。 1.4 测量仪器布置 本次试验主要获取以下测量数据： (1)由位移计测得的板梁跨中挠度； (2)由加热炉内预埋的热电偶测得的炉膛温度； (3)由梁内预埋的传感器测得的板梁内部温度及梁内应变。 由于梁下放置着加热炉，只能将刻度尺固定在梁上，通过水准测微器人工读数，获取板梁的跨中挠度。水准测微器精度0.1 mm，人工读数频率 2 min/次。 板梁预制时埋置了K型铠装热电偶作为温度传感器，热电偶所在截面均处于5 m加火范围内。图4为跨中截面热电偶与钢筋的相对位置示意图。  图4 跨中截面热电偶与钢筋相对位置 图4中，热电偶B1～B10及G1～G5用于测量靠近火源的底板区域的温度。其中B1～B5及B6～B10对称地竖向排列，排列的间距皆为2 cm，G1～G5绑扎于钢绞线上。其余的热电偶用于测量远离火源的区域的温度。 为了实测高温下板梁的应变,在梁内还埋置了振弦式应变传感器。应变计集中布置在跨中截面，沿腹板竖向排列。图5中YL-1～YL-3和YR-1～YR-3分别表示左右两侧的3根应变计。  图5 跨中截面应变计与钢筋相对位置 Fig.5 Relative position of bars and strain gages in midspan section 2 试验现象3片板梁的设计参数相同且试验工况类似，试验现象也表现出明显的共同点。观察到的表观现象总结如下： (1)水蒸气迁移 点火约1 min时，即有大量水蒸气从板梁与炉膛之间的缝隙中溢出；约15 min时，梁端的钢绞线处出现渗水现象，见图6(a)；约20 min时，梁侧面逐渐出现块状水渍，见图6(b)，这是由于温度应力作用致使梁体开裂，部分水蒸气从裂缝处溢出形成；约25 min时，水蒸气开始不断地从内腔向梁端冒出；试验后观察到内腔仍留有大面积的水渍。  图6 火灾试验水蒸气迁移现象 (2)腹板开裂 点火约15 min时，板梁受火区腹板的中下部开始有竖向裂缝出现，可以通过裂缝处的水渍观察到见图6(b)。裂缝最终向上发展至约2/3梁高处。试验结束后一天，裂缝基本闭合。 (3)梁体下挠 试验过程中梁体不断下挠，开始30 min内下挠速度较快，之后速度减缓，熄火后，挠度又逐渐恢复。各片梁的最大下挠值在2～3 cm之间。 (4)混凝土爆裂 高强度混凝土受火时，一般会出现爆裂现象，表现为混凝土构件受热表层发生块体爆炸性脱落，并伴随着强弱不等的声响[7]。 由于加热炉是封闭的，试验过程中主要通过声音来判断爆裂的发生。点火约8 min时，开始出现爆裂声，8～15 min为爆裂声最密集的时间段，15 min后爆裂声逐渐变得稀疏，至20 min时爆裂声基本消失。 试验完成后，观察到受火面爆裂区域有大片“凹坑”，内部骨料露出，表层疏松的混凝土存在大量网状裂纹，见图7(a)。爆裂区域的部分钢绞线直接曝火，钢绞线表面呈现密集的环状裂纹且局部掉皮，见图7(b)，可见钢绞线已严重劣化。  图7 火灾试验爆裂和露筋现象 3片试验梁均发生了爆裂，但剧烈程度明显不同。2#梁受火面全部爆裂严重，爆裂声大而密集；与2#梁受火时间相同的3#梁却只有局部爆裂严重，爆裂声较稀疏；而1#梁几乎没有爆裂，只有几次轻微的爆裂声。3片梁预制和试验条件几乎相同，但爆裂却差异显著，体现了爆裂的不确定性[8]。爆裂导致混凝土大面积剥落，钢绞线保护层削弱甚至直接曝火，对于板梁的温度场分布和受力特性都会有显著影响[9]。因此在下文的数据分析部分，需重点考虑爆裂的影响进行对比分析。 3 温度场分析3.1 试验数据分析 (1)炉温 加热炉内6支热电偶测得的炉温均匀性较好。将它们的读数平均值作为平均炉温。3片梁的平均炉温与ISO834曲线对比如图8所示。  图8 平均炉温与ISO834曲线对比 由图可知，3片梁试验时炉温的升温段与ISO834标准曲线基本吻合。差别在于标准曲线是单调上升的，没有模拟实际火灾最终会逐渐降温至熄灭的过程。 (2)梁内温度 热电偶测得的温度数据分为两类考虑，靠近火源的底板区域称为受火区域，其他包括顶板、腹板、内腔等位置皆称为非受火区域。 混凝土实际上具有一定的隔热性[10]，因而非受火区域的温度受火灾影响较小，在此仅分析受火区域的温度数据。选取底面向上10 cm厚的范围做重点分析。 竖向排列的热电偶B1～B5及B6～B10由于固定方式较好使得位置准确，因而数据更具代表性，适于研究受火区域的温度规律。考虑爆裂对温度场的影响，图9选取几乎没有爆裂的1#梁和受火面全部爆裂的2#梁的典型数据进行对比(图中标注了部分测点温度峰值点对应的坐标值)，结果如下： ①高温区存在明显的竖向温度梯度。距离底板受火面越近的热电偶温度越高(B1最高，B5最低)，并且越靠近受火面温度梯度越大；另外，距离受火面越近的测点升温曲线的斜率越大(B1斜率最大，B5最小)。 ②温度峰值的滞后出现。各测点的温度峰值并非出现在熄火时刻，而是都有滞后，如2#梁的受火时间为90 min， B5的温度峰值出现在93 min， B1的温度峰值出现在149 min，显然距受火面越远的测点温度滞后越多。 ③有无爆裂对温度场影响显著。同样的测点位置，图9(b)中温度数据比图9(a)明显偏高。试验中爆裂一般发生在受火8～15 min时，可见该时刻爆裂后升温曲线的斜率相比爆裂前明显增大，温度加速升高。斜率的变化幅度仍是距离受火面最近的B1测点最大，最远的B5测点最小。曲线中不平顺的“鼓包”是水蒸气迁移所致，可忽略其影响。  图9 底板区域竖向热电偶温度数据对比 3.2 有限元分析 3.1节表明爆裂对火损梁温度数据的影响显著，故进行有限元模拟时，需分为有无爆裂两种情况，模拟前先确定相应的参数、初始条件及边界条件。热传导微分方程的参数按欧洲规范[11]取用；热边界条件主要依据现有研究成果及试验的实际条件确定，如受火面的边界条件取用许铭鑫[12]给出的推荐值。最终空心板梁有限元模型的边界条件见图10所示。  图10 空心板梁有限元模型边界条件 忽略火损区段梁体纵向温度的不均匀性，借助ANSYS软件建立空心板梁的热传导平面模型，如图11所示。 图11 空心板梁平面有限元模型 由于2#梁的受火面全部爆裂，3#梁大部分面积未爆裂，而它们的受火时间同为90 min，因而本节以2#梁和3#梁为例进行有无爆裂的模型计算。 2#梁模型中采用“生死单元”模拟爆裂情况，模拟的要点在于爆裂发生的时间和爆裂的深度。根据试验现象，爆裂发生时间近似取受火15 min时，爆裂深度取实测的爆裂较严重区域的均值3 cm。模型经过计算得到各个时刻的温度分布情况，考虑到前文所述温度滞后的现象，选取熄火后70 min时刻的温度分布云图进行对比，如图12所示。结果如下： 图12 熄火后70 min时温度云图(单位：℃) (1)底板为高温区，从受火面向上温度迅速降低，形成了明显的竖向温度梯度。顶板、腹板和内腔附近为低温区，内腔的温度相比同一水平面的其他位置稍高。 (2)底板区域的等温线基本与底面平行，这是由于底板两侧为绝热边界，内腔的存在仅对其附近的温度产生影响，因而底板约10 cm厚的高温区域可进一步简化为竖向一维温度场。这为建模计算提供了更为简化的方法。 为更明显地看出爆裂的影响，以底板向上5 cm的点为例，进行有、无爆裂两个模型计算结果的对比，如图13所示。 图13 有无爆裂模型距底板5 cm高度处温度对比 受火90 min时，爆裂模型距底板5 cm处温度为619 ℃，而无爆裂模型中仅为367 ℃。爆裂模型中设定受火15 min时发生爆裂，图中可见爆裂后一段时间内升温曲线的斜率显著增大，这与图9(b)中试验数据得出的结论一致。 图14选取了2#梁与3#梁的部分测点进行实测值与计算值的对比，结果显示数据高度吻合。模型中忽略了水蒸气迁移的影响，曲线相比实测值更为平顺。 综上所述，可知： (1)模型计算的结果与试验数据吻合度高，为火损梁的温度场分析提供了合理的计算方法，必要时可分区域地选择有无爆裂模型进行综合计算。 (2)建立爆裂模型时，爆裂深度和爆裂时间须采用试验的实测值，因而在实际工程应用中，需先获取这两个参数的实测值，才能正确模拟火损梁的温度场分布情况。 图14 B1～B5测点的实测值与模型计算值对比 4 变形和应力分析4.1 试验数据分析 (1)应变计数据 预埋在腹板内的应变计测得的数据是梁体的总应变。左右腹板的数据取平均值后得到腹板3个高度位置的应变值。图15选取1#梁(受火60 min)各时刻的应变数据(图中时间从点火时刻算起)，可见板梁的高温变形基本符合平截面假定。 图15 1#梁(受火60 min)各个时刻的应变数据 (2)跨中挠度数据 试验中，2#梁布置不当导致梁体下挠时卡在炉端，挠度数据偏差较大。图16仅选取试验顺利的1#梁与3#梁的跨中挠度进行对比，挠度以向下为正。 图16 1#梁与3#梁跨中挠度变化图 由图16可见，从点火一开始板梁即出现下挠，1#梁受火60 min，最大挠度达2.4 cm。3#梁受火90 min，最大挠度达2.6 cm。熄火后下挠便逐渐恢复。受火时板梁的下挠由温度梯度造成，冷却后温度梯度逐渐消失，下挠也就逐渐恢复。 4.2 有限元分析 高温下梁体的变形及应力求解涉及温度场计算和力学计算两方面，属于热-力耦合问题。本文采用间接耦合的方式，先进行温度场分析，再将计算结果作为荷载施加于力学模型之上，最终得到耦合的计算结果。本节采用非线性计算能力更强的ABAQUS软件进行建模分析。 高温作用下，混凝土、钢筋和钢绞线的材料特性都会发生明显改变。结合常温下的材料试验结果与文献资料可计算出材料的高温力学性能。依据文献[13]以及Hongnestad[14]的处理方法得到混凝土常温下的本构关系。再依据过镇海[15]等人拟合的曲线得到混凝土高温下的抗压应力-应变曲线及抗拉强度曲线。高温下混凝土的应变除了应力产生的应变外，还包括自由膨胀应变、高温徐变应变以及瞬态热应变。对于这种热-力-时间耦合的复杂非线性问题，采用郑文忠[16]提出的用线膨胀系数来修正除应力引起的以外的其他应变的综合影响。普通钢筋高温下的应力-应变关系采用朱伯龙[17]等人提出的公式，其高温下线膨胀系数采用的是过镇海等人拟合的公式。钢绞线高温下的屈服强度、弹性模量皆采用范进[18]的拟合结果，线膨胀系数采用郑文忠等人拟合的公式。 (1)应力分析 建模时为简化不考虑爆裂的影响，根据对称性取1/4板梁进行建模(图17)。温度场计算中不考虑钢筋和钢绞线，力学模型中钢绞线用桁架单元模拟，有效预应力取实际计算值，普通钢筋与钢绞线采用内置区域建立联系。 图17 试验梁有限元模型(1/4部分) 板梁在自重和预应力作用下全截面受压，整体变形为向上反拱,将温度场计算结果导入后，得到不同时刻板梁截面的纵向应力结果。为更直观地看出应力分布情况，沿板梁腹板的设一条竖向路径提取纵向应力的结果。模型跨中截面受火30，60 min及90 min 时沿路径的应力分布(受拉为正)如图18所示。 图18 跨中截面纵向应力沿路径的分布 由图18可知： ① 压应力在底板区域接近二折线分布。这是由于高温导致混凝土弹模降低，因此距离底缘越近，温度越高，压应力即越小，向上随着温度降低压应力也迅速增大，最大压应力出现在距离底板几公分的高度，且数值随着受火时间的增加而增大，而由于温度升高,最大压应力的数值在逐渐减小。 ② 腹板的中间区域受拉，拉应力不到5 MPa时混凝土便已受拉开裂。受拉区随受火时间的增加而增大，这表明板梁弯曲的中性轴在逐渐升高。 ③ 顶板区域处于受压状态，该区域几乎不受高温影响，因此压应力呈直线分布，顶缘压应力最大，且随受火时间增加而逐渐变大。此外顶板压应力分布的斜率逐渐增大，这说明了板梁弯曲变形的曲率随时间逐渐增大。 (2)变形分析 火损前预应力导致板梁上拱，火损时底板的温度梯度导致板梁会逐渐下挠，且随受火时间的增加，挠度值逐渐增大。将模型中板梁跨中挠度值的计算结果与1#、3#梁的实测值对比见图19(图中y轴的正方向代表向下挠曲)。 图19 跨中挠度计算结果与实测值对比 对比可知： ① 受火40 min以内的计算值与实测值差异不大，实测值稍大于计算值。 ② 约40 min后计算结果逐渐超过实际值，偏离越来越大。这是由于在高温作用下，板梁的实际下挠曲线斜率会减小，而模型中下挠曲线斜率基本不变。 ③ 模型采用了前文所述郑文忠提出的简化方法，将随时间变化的高温徐变值固化为与时间无关的量，从而出现计算结果与实测值的偏差。因此采用此种修正线膨胀系数的模拟方法，在火损时间较短时可以准确模拟梁体的变形情况。 5 结论(1)试验过程中出现了水蒸气迁移、腹板开裂、梁体下挠、混凝土随机爆裂等现象。其中混凝土的爆裂现象最为复杂。在进行火损梁检测评估和分析计算中应重点考虑爆裂的影响。 (2)火损梁截面的温度场分布呈现明显的规律。底板区域为高温区，存在竖向温度梯度，且温度峰值点滞后出现。因此在进行温度场分析时还需考虑熄火后的1～2 h内的温度变化情况。 (3)混凝土爆裂对于温度场分布影响显著。爆裂发生后，梁体温度值及升温速率都会明显增大。文中给出的有限元模拟爆裂的计算方法切实可行，可供参考。需注意的是爆裂时间和爆裂深度必须采用实测值。 (4)板梁受火时呈现出整体不断下挠的变形特征，截面的应变基本符合平截面假定，截面的应力随温度升高呈规律性变化。 (5)火损梁截面纵向受压区主要处在顶底板位置。底板的压应力呈二折线分布，顶板几乎不受高温影响，压应力呈线性分布。受拉区主要位于腹板区域，受拉范围随温度升高扩大。 (6)有限元模拟火损梁的变形时，采用了郑文忠提出的简化方法，计算结果在受火40 min内与实测值吻合度较高,可用于分析大多数实际桥梁火灾情况。 (7)文中试验梁在火场作用下的温度场分布及力学行为规律适用于各类相似构件，分析模拟的方法可推广至各类结构，具有普遍的参考价值。 参考文献： References: [1] 傅智敏. 我国火灾统计数据分析[J]. 安全与环境学报,2014(6):341-345. 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The distribution of the temperature field which varies with time is very complex. During the indoor fire test, 3 pieces of full-scale pre-stressed concrete hollow slab beam are exposed to different fire degrees, the rule of temperature distribution, structural deformation, and strain and stress of the test beams are studied. When calculation temperature field, the concrete spalling situation of each beam is considered, which differs from each other when exposed to the same fire temperature(differ only in burning time)for simulation. The temperature field of the beams considering practical spalling situation is simulated by ANSYS, which demonstrated to be consistent with test data. The thermal strain deformation of each beam demonstrated similar rules, whose stress and deformation calculation model is obtained by finite element software ABAQUS, whose calculation result corresponds to the test data when the burning time is less than 1h, which can be used to analyze most real situations. Key words：bridge engineering; pre-stressed concrete beam; experimental study; temperature field and deformation analysis;explosive spalling; finite element analysis; strain and stress calculation 收稿日期：2016-01-18 作者简介：刘其伟(1961-)，男，浙江宁波人，教授.(liuqiwei@seu.edu.cn) doi：10.3969/j.issn.1002-0268.2017.01.010 中图分类号：U446;U448.35 文献标识码：A 文章编号：1002-0268(2017)01-0067-09 |
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