钢筋混凝土连续梁高温下的抗剪性能

齐建全，白胤领，杨志年，王兴国

(1.华北理工大学 建筑工程学院，河北 唐山 063210；2.河北省地震工程研究中心，河北 唐山 063210)

高温下连续梁的耐火极限主要取决于高温过程中材料的损伤程度。梁表层混凝土的热惰性能减缓热量传递至钢筋的速度，所以混凝土保护层厚度一定程度上影响了梁受力钢筋的瞬时温度，进而影响了高温下钢筋混凝土梁的耐火极限。目前针对钢筋混凝土连续梁抗火性能的研究大多为抗弯性能研究[1-11]，而对于抗剪性能的研究较少。通过ABAQUS分析软件，建立了6根不同保护层厚度的钢筋混凝土连续梁数值模型，分析了不同保护层厚度对梁火灾下耐火极限的影响，弥补了对连续梁火灾下抗剪性能研究的不足，为建筑结构防火设计提供参考。

1 构件设计

双跨连续梁的计算长度均为4.0 m，截面尺寸为300 mm×150 mm。梁编号中，LD为单跨受火工况，LS为双跨受火工况，保护层厚度分别为10 mm、20 mm和30 mm，箍筋间距为200 mm，剪跨比为2.0。

梁的截面尺寸及配筋示意如图1所示，连续梁参数设计见表1。

图1 梁的尺寸及配筋

混凝土强度等级为C30，箍筋为直径6 mm的 HPB300级钢筋，底部纵筋为直径22 mm的HRB400级钢筋，顶部纵筋为直径16 mm的HRB400级钢筋，考虑连续梁支座处负弯矩的存在，为了保证受剪破坏先于受弯破坏发生，在支座处设置1 200 mm长负弯矩钢筋，规格型号与顶部纵筋相同。

表1 参数设计

2 有限元模型

建立双跨连续梁有限元模型，进行梁截面温度场分析。火灾升温曲线按照ISO-834国际标准升温曲线，如公式(1)所示，其中，T0为初始温度，取20 ℃。

T=T0+345lg(8t+1)

(1)

连续梁升温后混凝土与钢筋骨架温度场如图2和图3所示，升温120 min后钢筋混凝土梁截面温度分布云纹图和沿截面高度方向温度-时间曲线如图4所示。

图2 混凝土温度场

图3 钢筋温度场

图4 梁截面温度分布

由图4可见，在截面竖直方向上，梁底混凝土温度上升迅速，升温趋势与ISO-834国际标准升温曲线大致相同。在120 min的升温过程中，梁底部混凝土最高温度达到1 047 ℃。在整个升温过程中，梁内部温度相比于梁底部温度明显滞后，同一时刻梁截面温度梯度差别很大，分析是由于混凝土材料热惰性导致热量向核心区混凝土传递速率减慢。因此，混凝土保护层厚度越大，钢筋至梁表面的距离越大，钢筋温度越低。

进行抗剪性能非线性有限元分析时，网格划分如图5所示。其中，钢筋和混凝土分别设置为桁架T3D2类型和三维应力C3D8R类型，网格密度设0.05。

图5 混凝土网格划分

3 抗剪性能分析

双跨连续梁在恒载升温过程中，钢筋和混凝土的强度会随温度的升高而降低，截面内部由于温度梯度的存在产生温度应力，随着温度的不断升高，梁发生极限破坏。

3.1 双跨连续梁单跨受火抗剪性能分析

如图6所示为双跨连续梁单跨受火工况极限破坏变形图及钢筋变形图。

图6 双跨连续梁边跨受火变形图

由图6可见，梁发生极限破坏时，弯剪段纵向钢筋应力变化远小于箍筋，在纵向钢筋还未屈服时，箍筋已经达到相应温度下的屈服应力，支座及加载点附近混凝土产生较大应力，梁纯弯段未发生较大变形，破坏形态呈现出水槽状。有限元软件无法模拟出RC梁的宏观裂缝的产生和发展，实际上裂缝的位置与混凝土单元的剪切破坏区域是相对应的。弯剪段箍筋在热-力耦合作用下，屈服应力由于温度的逐渐升高不断下降，直至梁截面内箍筋应力值大于其相应温度下屈服应力，即发生极限剪切破坏。

为获得梁耐火极限，绘制连续梁受火跨跨中截面挠度-时间曲线，如图7所示，绘制受火跨弯剪段箍筋应力-时间曲线，如图8所示。

图7 不同保护层厚度的梁挠度-时间曲线 图8 箍筋应力随时间变化关系

由图7可见，升温30 min内，梁跨中挠度值为正值，分析是由于梁底混凝土温度升高，梁顶混凝土温度明显低于梁底，梁底混凝土材料的膨胀产生了起拱的现象。升温30 min后，由于材料性能的劣化，特别是钢筋的高温劣化，梁整体抗弯刚度下降，梁跨中挠度变为负值。由图7及图8可得各连续梁单跨受火的耐火极限及箍筋最大应力，如表2所示。

表2 各梁的耐火性能

由图8可见，相同升温时间，保护层厚度越小，梁箍筋应力值增长越快，以LD3最大应力值22.2 MPa为例，LD1箍筋达到此应力值时间为31.6 min，LD2箍筋达到此应力值时间为47.4 min，LD3箍筋达到此应力值时间为64 min。因此，混凝土保护层厚度的增大，能有效提高连续梁整体刚度，减小由于梁变形产生的箍筋应力，提高钢筋混凝土连续梁耐火极限。在相同升温曲线下，保护层厚度10 mm梁LD1耐火极限为53.4 min，保护层厚度20 mm梁LD2耐火极限为63.7 min，保护层厚度30 mm梁LD3耐火极限为77.8 min，保护层30 mm的梁耐火极限比保护层20 mm的耐火极限提高了22.13%，保护层20 mm的梁耐火极限比保护层10 mm的耐火极限提高了19.28%。由此可见，在受火时间相同的条件下，保护层厚度越大，箍筋高温劣化越小，抗拉强度损伤越小，耐火极限越大。

3.2 双跨连续梁双跨受火抗剪性能分析

图9所示为双跨连续梁双跨受火工况极限破坏变形图及钢筋变形图。由图9可见，双跨连续梁由于结构对称、受力对称且两跨均受火，所以变形基本一致。

图9 双跨连续梁全跨受火变形图

由图9可见，连续梁双跨受火工况下，双跨均发生极限破坏，跨中支座两侧及两端弯剪段箍筋应力增大，支座及加载点附近混凝土应力值远大于梁跨中纯弯段混凝土应力值，梁纯弯段均未发生较大变形，呈现出水槽状。双跨连续梁两跨破坏形态基本一致，选取边跨跨中截面，绘制其挠度-时间曲线，变化趋势如图10所示。绘制边跨弯剪段箍筋应力-时间曲线，如图11所示。

图10 不同保护层厚度的梁挠度-时间曲线 图11 箍筋应力随时间变化关系

由图10和图11可得各保护层厚度的连续梁双跨受火工况耐火极限和弯剪段箍筋最大应力值，如表3所示。与单跨受火工况不同，在升温初期，仅LS3发生起拱现象，保护层厚度较小的LS1与LS2均未发生起拱现象。对比图10与图11可发现，保护层厚度为10 mm时，梁LS1箍筋外侧混凝土较少，火灾下其热惰性对箍筋的保护较小，短时间内箍筋温度迅速上升，挠度迅速增大，箍筋应力增长速率较快。LS2相比于LS1保护层厚度增加10 mm，梁耐火极限为48.6 min；LS3相比于LS1保护层厚度增加20 mm，梁耐火极限为63.4 min。保护层厚度30 mm的梁耐火极限比保护层厚度10 mm的耐火极限提高了61.32%，保护层厚度20 mm的梁耐火极限比保护层厚度10 mm的耐火极限提高了23.66%。由此可见，保护层厚度不同，曲线拐点出现的时间也不同，保护层厚度越大，箍筋高温劣化越小，抗拉强度损伤越小，能有效减缓梁挠度的增大，延后构件发生极限破坏的时间，增强其耐火性能。

由图11可见，25.1 min时，LS1箍筋屈服应力为34.6 MPa；37.4 min时，LS2箍筋屈服应力为29.5 MPa；46.8 min时，LS3箍筋屈服应力为24.4 MPa。LS2箍筋应力值相比于LS1降低了14.7%，LS3箍筋应力值相比于LS2降低了17.29%。分析可得，保护层厚度越大，箍筋应力进入屈服阶段后上升趋势越平缓，梁进入屈服阶段直至极限破坏所需时间越长。

4 结论

(1)由于表层混凝土材料热惰性，火灾产生的热量向核心区混凝土传递速率减慢，梁内部温度相比于梁表面温度明显滞后，升温过程中，梁截面温度梯度很大，截面内存在较大的温度应力。

(2)混凝土保护层厚度的增大，能有效提高连续梁整体刚度，减小由于梁变形产生的箍筋应力，提高钢筋混凝土连续梁耐火极限。保护层厚度为30 mm构件LD3箍筋达到最大应力值22.2 MPa时间为64 min，保护层厚度为10 mm构件LD1箍筋达到此应力值时间为31.6 min，梁LD3相比于LD1延后32.4 min，保护层厚度为20 mm构件LD2箍筋达到此应力值时间为47.4 min，梁LD3相比于LD2延后16.6 min。

(3)钢筋混凝土双跨连续梁保护层厚度越大，火灾下混凝土热惰性对箍筋的保护越大，能有效减小火灾过程中箍筋温度上升速率，提高连续梁耐火极限。保护层厚度为10 mm构件LS1耐火极限为39.3 min，LS2相比于LS1保护层厚度增加10 mm，梁耐火极限为48.6 min，提高了23.66%；LS3相比于LS1保护层大20 mm，梁耐火极限为63.4 min，提高了61.32%。