建筑物在火灾作用下,构件的承载能力、变形性能等都会产生不同程度的降低,从而影响整个建筑结构的安全性。通过粘结外包型钢和置换混凝土等加固方法 ^[1]对火灾受损结构进行加固修复,能有效地提高受损后结构的可靠性。目前,国内外有不少学者研究混凝土构件抗火性能 ^{[2,3,4,5,6,7]}及火灾后加固混凝土构件的力学性能并做了大量的试验研究 ^[8,9,10]。王汉迎等 ^[11]通过11根火灾后预应力钢带加固混凝土T形梁试件的静载试验,考察了预应力钢带层数、间距等参数对加固后梁受剪承载能力的影响。李俊华等 ^[12]研究了CFRP加固火灾后钢筋混凝土柱的有效性,试验表明CFRP布加固对构件刚度具有一定恢复作用。曾令宏等 ^[13]结合HPFL加固受火RC梁的试验研究,推导出构件在二次受力下的正截面承载力计算公式。而对于火灾后经加固修复后的混凝土构件的二次抗火性能的研究尚不多见。

　　 塑料模盒空心楼盖在工程中已得到大量应用,它通过塑料模盒在楼板内形成空腔,楼盖整体现浇,模盒间为现浇肋梁,其主要特点是底部平整、大空腔蜂巢构造、空间结构受力合理、自重轻、刚度大,主要用于大跨度楼盖结构。这种楼盖结构的抗火性能已进行了充分研究。本文对这种组合塑料模盒空心楼盖首先进行第一次火灾试验,然后采用聚合物砂浆和灌浆料对其加固修复,对修复后空心楼盖再进行第二次抗火试验,重点研究修复后的组合塑料模盒空心楼盖在荷载和火灾耦合作用下的抗火性能。

　　 本试验试件平面尺寸为4 640×6 680,高度为300mm。塑料模盒的平面尺寸为450×450,高度为150mm。每个单元包含四块模盒; 单元之间通过宽度为120mm的肋梁划分,单元平面尺寸为900×900,共24个单元。楼盖顶板混凝土层厚度为80mm,底板混凝土层厚度为70mm。楼盖顶板、底板配筋采用双向,试件混凝土强度等级为C30,板底和板侧混凝土的保护层厚度均为20mm。空心楼盖平面布置图及边梁、肋梁配筋图见图1、图2。

　　 为了实现试验空心楼盖四边简支的边界支承条件,在楼盖底四周布置ϕ100@500的钢球,每个钢球的上下接触面处均放置尺寸为200×300×10的钢板,以防止楼盖发生局部受压破坏。同时在试验空心楼盖其中两个邻边支座中部位置布置滚轴支座,保证试件在水平方向上的自由变形和安装时的稳定性。火灾试验前,采用沙袋在试件楼面上施加2kN/m²的均布荷载 ^[14],约为试件设计极限荷载的70%。为了观测火灾试验时楼板上表面的裂缝,沙袋放置在特制的木架上。

　　 试验炉温测量采用布置在北侧、南侧、西侧炉壁中点处的三根K型热电偶管测量试验炉内温度。在两次火灾试验过程中,需要采集试验空心楼盖的数据,包括楼盖的变形、不同测点位置处沿板厚的混凝土温度分布、钢筋的温度等。采用差动式位移传感器对两次火灾试验中构件关键位置的位移进行不间断测量,沿试验空心楼盖两个方向的1/2跨、1/4跨及边跨位置处布置了17个位移测点,其中平面外竖向位移测点15个,平面内水平位移测点2个(4#,7#),位移传感器的测点布置见图3。

　　 试验空心楼盖内的温度由预先埋置在楼盖内的K型热电偶测量,以研究试件内部温度场的分布趋势和变化规律。热电偶测点位置平面布置如图4所示,其中1～7号测点(L1～L7)在肋梁处,8～13号测点(M8～M13)在模盒处即楼盖空腔处。在每个测点沿楼盖厚度方向又布置了多个温度测点,在肋梁和模盒处沿板厚方向的热电偶测点布置如图5所示,K,J测点测量肋梁上下纵向钢筋的温度,其余测点测量混凝土肋梁温度、空腔处楼盖顶板及底板的温度以及模盒空腔内温度。

　　 试验在山东建筑大学火灾实验室的水平火灾试验炉进行。试件在试验炉中进行单面受火试验,炉膛按照ISO 834标准升温曲线进行升温。利用预埋热电偶对空心楼盖内部各测点温度进行实时测量。燃烧至4h后停火,炉膛内最高温度为1 115℃,自然冷却直至停火9h后关闭数据采集系统。

　　 第一次火灾作用后试件其主要破坏特征为:1)楼板底部混凝土普遍存在烧损酥松层,局部混凝土爆裂,爆裂部位主要在空心楼盖空腔的底部,板底多处出现混凝土层脱落,露出板底钢筋,个别部位模盒被烧穿;2)肋梁内钢筋的最高温度达630℃,肋梁为单面受火,火灾后肋梁受损相对较轻;3)边梁出现大量垂直裂缝和斜裂缝,板面处裂缝相对较少,多与板边垂直裂缝位置相应。

　　 由第一次火灾试验楼盖破坏特征可知,楼盖在火灾和荷载耦合作用下,主要是板底混凝土烧损酥松,局部混凝土爆裂脱落,露出板底钢筋,个别部位模盒被烧穿,达到耐火极限,但楼盖变形较小,试验空心楼盖仍具有一定刚度,破坏并不特别严重,因此可对试验空心楼盖进行修复加固。楼板加固方法很多,结合试验楼盖的破坏特征,采用了剔除受损层抹聚合物砂浆的修复方法。该方法施工简单,造价低,适合局部受损加固。具体方法为:试件冷却至常温后,卸除试验空心楼盖上部均布荷载;对于板底损伤较轻的部位,将板底混凝土受损酥松层剔除,使用聚合物砂浆进行修复,达到原来试件厚度;对于受火爆裂损伤深度较大的位置及空心楼板底板烧穿的部位,无法用聚合物砂浆进行修复,则采用板顶打孔,浇筑灌浆料的方法进行加固,加固修复后并进行充分养护。火灾后加固修复过程如图6所示。

　　 在加固修复过程中,现场制作聚合物砂浆立方体试块,与砂浆修复层进行同条件养护,二次受火试验前对砂浆试块进行抗压强度试验,砂浆立方体试块抗压强度平均值为35MPa。

　　 采用聚合物砂浆修复加固后二次抗火试验,升温阶段持续时间为184min。28min时,试件底角部出现沿楼盖45°方向裂缝,如图7(a)所示; 43min时,试件四个角部发生向上翘曲; 57min时,边梁侧面第一次火灾试验中产生的裂缝继续向上发展; 65min时,楼板两个短边侧面出现多条垂直于板底的细小裂缝,如图7(b)所示; 70min时,楼板上部沿短边方向1/2跨中处出现沿短边方向的贯通裂缝,如图7(c)所示; 131min时,楼盖两短边支座处板翘曲严重,完全与钢球支座脱离,如图7(d)所示。板两个长边支座仅有靠近跨中1/2跨位置处楼盖与支座相接触,其他位置都出现翘曲现象; 135min时,板顶灌浆修复位置有明显水渍出现,板顶靠近西侧长边跨中处,出现多条平行于该板边的贯通裂缝,且裂缝处出现明显水渍。146min时,楼盖板底多处出现火焰向下燃烧的情况,主要是由于楼盖板底局部烧穿部位的塑料模盒燃烧所致。184min时局部烧穿,试验炉停火。

　　 停止燃烧4h后,楼盖四角部翘起回落,变形有所恢复。停火18h后,观察试件板底受损现象,空心楼盖板底砂浆修复层未发现大面积脱落,且形成砂浆硬壳附着在原楼盖板底,如图7(e)所示; 砂浆硬壳表面出现环状裂纹,局部出现烧黑现象; 第一次受火楼盖板底混凝土烧损严重部位,二次受火后修复砂浆分层脱落,严重处露出板底分布钢筋,如图7(f)～(g)所示。同时发现楼盖板顶角部处出现与板顶对角线垂直的裂缝,如图7(h)所示。

　　 由试验现象可知,对于第一次火灾受损较为严重的部位,修复后第二次受火时易产生爆裂脱落,从而降低了耐火极限。

　　 与第一次火灾试验相比,修复后第二次火灾试验楼盖板顶除原有裂缝继续发展外,又产生许多新的裂缝,其原因是:二次火灾实际是一次火灾的延续,第一次火灾试验时产生裂缝的部位在第二次火灾作用下仍然是火与荷载耦合作用下应力最大的部位,因此,原有裂缝会继续发展。另外,修复仅是对板底受损层及爆裂脱落部位进行修复,未修复部位在第一次受火时材料性能已有退化,第二次受火后材料性能进一步劣化,第二次受火时变形继续加大,支座翘曲,除底板外肋梁受损程度也加大,从而造成这种空心楼盖结构产生内力重分布,受材料性能进一步劣化、温度应力及结构产生内力重分布的共同影响,二次受火时在火和荷载耦合作用下,除第一次受火时的裂缝继续发展外又产生了不同形式的新裂缝。

　　 试件在第一次火灾作用时,板底发生局部爆裂,存在普遍烧损酥松层的现象,在第二次火灾作用下时,修复砂浆层并未发生大面积脱落,且形成砂浆硬壳,其主要原因是一次火灾作用导致原楼盖内混凝土含水率较低,不易产生爆裂脱落和钢筋外露的现象,同时二次火灾试验中,修复砂浆层形成砂浆硬壳对原试验楼盖混凝土起到一定的保护作用。试验空心楼盖板底发生爆裂脱落的位置大多位于原楼盖因损伤严重而修复较深的部位,说明损伤严重处的修复砂浆与过火后混凝土的结合性能不好。

　　 沿空心楼盖肋梁高度方向布置8个热电偶测点,距离肋梁底高度分别为20,40,60,110,160,240,260,280mm,编号为A～G,见图5。各测点肋梁沿高度方向温度场分布规律基本一致,选取测字确实是错了。通读全文,为和别处表述一致,此处宜改为:选取6号测点(L6测位)在两次火灾6号测点(L6测位)在两次火灾作用下的温度场变化进行对比分析,如图8(a),(b)所示。

　　 由图8(a),(b)可以看出,两次受火试验中肋梁温度曲线变化规律基本一致。第二次火灾试验中燃烧升温阶段,当肋梁截面温度达到100℃左右时,温度曲线会有一个温度持平台阶,且距离梁底越远持续时间越长,同时第二次火灾试验下肋梁整体的升温速率明显高于第一次火灾试验,这是因为第一次火灾作用后混凝土内结晶水早已蒸发殆尽,第二次火灾升温阶段,混凝土内部不再发生结晶水蒸发吸收热量的过程,温度上升迅速。由于混凝土材料的热惰性,与炉膛内温度变化相比,两次火灾作用下肋梁截面各测点温度变化都存在明显的迟滞现象,距离肋梁底部越远,现象越明显。

　　 停火后,温度迟滞现象仍然存在,各测点温度会继续升高,达到最高温度的时间各不相同。在降温阶段,距离梁底越近,温度降低越明显,同时由于停火后鼓风机加速试验炉空气流通以及迟滞现象的影响,随着温度的降低,肋梁底测点A的温度会在一段时间内低于B,C测点的温度。第一次火灾试验下楼盖肋梁的温度迟滞现象比第二次火灾试验更加明显,两次火灾作用下测点板底最高温度分别为711℃和780℃,第二次受火下肋梁截面各个位置的温度峰值都要高于第一次受火,且距离梁底越近,两次火灾作用中温度峰值差值越大,出现这一现象的主要原因是聚合物砂浆热惰性低于混凝土,热量在砂浆中的传递速度比在混凝土中更快。

　　 沿空心楼盖塑料模盒处厚度方向上布置7个热电偶,见图5。底板布设3个热电偶,距离楼盖板底距离分别为20,40,60mm,编号为A～C。顶板布设3个热电偶,距离楼盖板底高度分别为245,270,295mm,编号为E～G。塑料模盒空腔内布置1个热电偶,编号为D。各测点在空心楼盖空腔处沿板厚方向温度场分布变化规律基本一致,选取10号测点(M10测位)、12号测点(M12测位)处两次火灾作用下的温度变化规律进行对比分析,见图8(c)～(f)。由于火灾作用下部分热电偶受损,仅对有效热电偶的测量数据进行分析。

　　 由图8(c)～(f)可以看出,两次火灾试验中,燃烧升温阶段升温速率与到楼盖板底距离有关,到板底距离越近升温速率越快。同时与肋梁温度变化规律近似,塑料模盒处截面温度达到100℃左右时,模盒内测点和楼盖混凝土内的测点均存在温度平缓阶段,且顶板混凝土温度平缓阶段明显比底板长,这是由于火灾下楼盖底板内的水分随着升温而逐步蒸发,进入空腔再进入楼盖顶板,在顶板聚集蒸发吸收热量,导致温度停滞。与一次受火不同,二次火灾作用升温阶段,10号测点处空腔内温度在结束温度停滞阶段后迅速上升,最高温度达到260℃,产生这一现象的主要原因是10号测点处加固修复的聚合物砂浆层在高温下脱离,楼盖底板整体厚度减小,致使大量热量迅速传至空腔内部,空腔内温度迅速上升。两次试验过程中,在同一时间点处空腔顶板和底板测点温差较大,这是因为模盒空腔内空气的隔热作用,造成热量较难传递到楼盖板顶,出现板顶温度升高缓慢且温度低于板底的情况。

　　 对比图8(e)～(f)可以看出,在第一次火灾试验下, 12号测点处在200min时楼盖板底烧穿,导致空腔内测点温度急剧升高,而在加固修复楼盖受损部位后,第二次火灾试验时,空心楼盖板底在砂浆修复层的保护下始终未被烧穿,空腔内温度一直保持较平稳的状态。

　　 为探究肋梁内钢筋温度变化规律,在测试肋梁温度场分布的相应测位处,对肋梁内钢筋温度进行了测试,每个测位布置两个热电偶,即测试肋梁底部和顶部钢筋温度,编号为J,K。由于部分热电偶在第一次火灾试验中受损,仅对有效热电偶的测量数据进行分析。在两次火灾试验中肋梁各测点处钢筋温度时间曲线如图9(a)～(d)所示。

　　 两次试验下肋梁底部钢筋温度变化规律与梁底混凝土温度时间曲线接近。由于肋梁顶部钢筋距离火源较远且热量在混凝土中传递慢,因此在升温初始阶段,肋梁顶部钢筋升温缓慢,直至50min后升温速率才加快。当梁顶温度达到100℃时,混凝土中水分带走大量热量,使得梁顶钢筋温度稳定在100℃左右。在停火阶段,与第一次火灾试验中肋梁顶部钢筋温度迅速降低不同,第二次火灾试验中,肋梁顶部钢筋温度继续升高,5h后温度达到最高值并开始缓慢降低,原因在于第一次火灾试验中,升温阶段混凝土产生的大量水分积聚在板顶,停火后水分蒸发带走大量热量致使钢筋温度急剧下降,而第二次火灾试验中板顶仅有少量水分,由水分蒸发带走的热量低于混凝土传导至钢筋内的热量,故停火后钢筋温度会出现缓慢的上升。同时观察第一次火灾试验肋梁顶部钢筋温度变化曲线可以发现,各测点温度曲线离散性较大,这是因为在试验中板顶水分大量积聚且分布不均匀导致的。

　　 对试验空心楼盖中心点处、1/4跨度处位移随时间变化规律进行分析,其中1/4跨度处选取11,14,15,16号测点,中心点处选取10号测点,第一、二次火灾试验下测点位移-时间曲线见图10,位移正值表示测点向下挠度。

　　 两次火灾试验升温阶段,试件位移迅速上升即测点竖向挠度增大,位移-时间变化曲线大致呈线性相关。停火降温阶段,各测点平面外位移迅速恢复,且恢复速率随时间逐渐减小。第一、二次火灾试验空心楼盖中心点处最大竖向位移分别为72.5,71.5mm,最终竖向位移分别为20.75,2.8mm,变形恢复比例分别达到71%,96.1%,可见聚合物砂浆层对试验空心楼盖的刚度具有一定增强作用。

　　 图11给出了空心楼盖中心点处和1/4跨处平面外变形和炉内温度的关系曲线。随着温度的升高,材料力学性能逐渐退化,楼盖产生竖向变形。在第二次火灾试验中,炉内温度达到800℃时,试件挠曲变形急剧增加,而第一次火灾试验中,炉内温度达到600℃时,试件挠曲变形就已迅速增大,说明在火灾作用下加固用聚合物砂浆对底板混凝土起到保护作用,减少了高温作用对试验空心楼盖刚度的削弱。同时,在第一次火灾试验中随着温度的增加,炉温达到最高值时对应的位移值为最大位移值,在第二次火灾试验中,最大竖向挠曲变形不是出现在温度最高时,而是出现在降温阶段。这是由于升温停止后,楼盖温度仍然很高,经过一次火灾作用的试验空心楼盖虽然经过加固修复,但材料力学性能仍发生较大的变化,在使用荷载作用下继续产生向下的位移。

　　 (1)相比第一次火灾试验,修复加固后空心楼盖在第二次火灾试验中,楼盖板底砂浆修复层未发生大面积脱落,板底烧穿现象明显减少且无大面积孔洞出现,说明火灾作用下聚合物砂浆对楼盖板底具有一定保护作用。

　　 (2)二次受火下楼盖内混凝土的温度峰值都要高于一次受火,且距离板底越近,两次火灾作用中温度峰值差值越大。

　　 (3)与第一次火灾中试件1/4跨度处测点最终竖向位移向下的情况有所不同,第二次火灾试验中空心楼盖1/4跨度处各测点最终竖向位移均向上,试验空心楼盖出现“起拱”现象。第一、二次火灾试验空心楼盖跨中处最大竖向位移分别为72.5,71.5mm,最终竖向残余位移分别为20.75,2.8mm,变形恢复比例分别达到71%,96.1%,可见聚合物砂浆层对试验空心楼盖的刚度具有一定增强作用。

　　 (4)在第二次火灾试验中,炉内温度达到800℃时,楼盖挠曲变形才急剧增加,而第一次火灾试验中,炉内空气温度达到600℃,楼盖挠曲变形就已迅速增大,说明在火灾作用下加固用聚合物砂浆对底板混凝土起到保护作用,减少了高温作用对试验空心楼盖刚度的削弱。

　　 (5)采用聚合物砂浆对火后的空心楼盖进行修复,施工方法相对简单,修复后的楼盖具有一定的抗火性能,满足抗火要求。