预应力混凝土空心板(简称预制空心板)在国内已有几十年的使用历史,我国现阶段仍有数量巨大的采用预制空心板楼面的建筑。钢筋混凝土结构在一般火灾作用下表现良好,灾后可以通过合理的修复加固技术使其恢复使用功能 ^[1]。

　　 国内外针对混凝土板受火后加固修复方法进行了广泛研究。Aiello等 ^[2]对CFRP布加固连续梁进行了抗弯试验研究,为了避免碳纤维加固梁发生早期的剥离破坏,在加固梁端部缠绕粘贴CFRP箍。结果表明:CFRP布加固能有效提高连续梁的刚度和承载力,并使弯矩重分布更加充分。何夕平等 ^[3]根据实际工程中CFRP布加固双向板的实例,利用ANSYS软件建立加固模型,对比分析了加固板和未加固板的跨中挠度、钢筋应力和极限承载力,研究了CFRP布厚度、布置方式和用量等对加固双向板力学性能的影响。舒林等 ^[4]对采用CFRP加固双向板进行分析,加固后板的承载力有极大提高,依据塑性铰线理论提出了CFRP加固双向板的承载力计算模型。胡成 ^[5]对单向粘贴钢板条和单向体外预应力加固RC双向板进行了试验研究,利用ANSYS软件进行了数值模拟,并利用屈服铰线法提出了两类单向加固板的极限承载力计算公式。徐智敏 ^[6]进行了粘贴CFRP布加固受火后高强钢筋混凝土连续梁试验研究,研究表明梁底粘贴CFRP布加固能有效提高不同受火时间后连续梁的抗弯承载力和刚度,但延性有所降低。韩重庆等 ^[7]研究受火后预制空心板采用钢筋网细石混凝土加固前后的力学性能和破坏形态。研究结果表明,钢筋网细石混凝土加固受火预制空心板均发生弯曲破坏;加固试件的开裂荷载和极限荷载均大幅提高,极限位移有所降低。许清风等 ^[8]进行了CFRP布加固受火后预制空心板的试验研究。结果表明:粘贴CFRP布加固受火后预制空心板能有效抑制其开裂并显著提高承载力,但破坏模式由加固前的弯曲破坏转变为剪切破坏;受火后加固试件初始弯曲刚度小于未受火对比试件,但后期弯曲刚度明显大于未受火对比试件。

　　 预制空心板在实际结构中常通过圈梁和整浇层形成整体,受到周边构件的约束,其力学性能与单块预制空心板有明显差异。韩重庆等 ^[9]通过3块带约束预制空心板整浇楼面试件在ISO 834标准升温曲线下耐火极限的对比试验,分析了不同持荷水平下带约束预制空心板整浇楼面试件耐火极限的变化规律。

　　 基于此,本文对带约束预制空心板整浇楼面的受火后加固修复方法进行试验研究,以为其火灾后加固修复提供技术依据。

　　 设计了3个带约束预制空心板整浇楼面试件,1个未受火对比试件HS-1,用来确定整浇楼面的极限承载力;1个受火60min后未加固对比试件HS-6;1个受火60min后板底满贴CFRP布和跨中增设钢梁加固试件HS-8。所有试件的尺寸、配筋及养护条件完全一致,具体的试件尺寸和配筋如图1所示。试件HS-6,HS-8按照ISO 834标准升温曲线持荷升温,受火时持荷比(持荷比为施加的竖向荷载与对比试件HS-1极限荷载的比值)为0.3。

　　 本次试验选用《120预应力混凝土空心板图集(冷轧带肋钢筋)》(苏G9401) ^[10]中型号为YKB${}_{\text{R}8}^{\text{R}6}$36A-52的预制空心板(图2),名义高度为120mm,名义宽度为500mm。混凝土采用C30,冷轧带肋钢筋采用LL650级,预应力筋采用先张法施加,实际施工时单根钢筋张拉力8.7kN。

　　 每个试件由4块预制空心板、圈梁和整浇层构成,预制空心板养护完成后,在板底涂抹10mm厚配比为1∶2的水泥砂浆保护层,模拟空心板的实际工作状态。圈梁和整浇层的浇筑分两次完成,首先浇筑四边混凝土圈梁至预制空心板板底位置(130mm高,见图1),待圈梁混凝土强度达到设计强度80%后,将预制空心板搁置在圈梁上。绑扎整浇层钢筋,浇筑C30细石混凝土整浇层,同时浇筑圈梁剩余部分(上部170mm,见图1)。

　　 试件采用商品混凝土浇筑,通过实测数据换算得到的混凝土力学性能参数见表1。实测钢筋的力学性能见表2。

　　 本次加固试验用CFRP布公称厚度为0.167mm(300g/m²),根据厂家提供的质检报告,抗拉强度大于3 200MPa,弹性模量大于230GPa。选用双组份碳纤维浸渍胶,根据厂家提供的质检报告,抗压强度大于70MPa,与混凝土正拉结强度大于2.5MPa。

　　 加固试验用的钢梁采用I12热轧轻型工字形钢,实测钢梁的力学性能见表3。

　　 试件HS-8受火60min后,板底破损情况如图3所示。为恢复并提高其承载能力,采用在板底粘贴CFRP布和跨中增设钢梁的方法进行加固修复(图4),具体施工步骤如下:

　　 (1) 先凿除板底受火灾损伤的酥松混凝土。

　　 (2) 采用灌浆料对板底受火灾损伤的区域、钢筋裸露处进行修补,修补至原设计板厚。

　　 (3) 待灌浆料达到设计强度后,先在整个板底沿孔洞方向粘贴一层CFRP布(0.167mm厚);然后在板跨跨中垂直预制空心板孔洞方向粘贴2×300mm宽CFRP布。

　　 (4) 圈梁跨中位置打孔,孔直径为22mm,具体设置见图4(b)。

　　 (5) 跨中垂直预制空心板孔洞方向增设一根钢梁,见图4(a),钢梁截面取I12工字形钢,钢梁与CFRP布之间采用粘钢胶连接,钢梁与圈梁之间采用M20的对穿螺栓连接,螺栓拧紧后在螺栓孔处灌A级结构胶。

　　 试件HS-8加固完成后的照片见图5。

　　 本次试验在东南大学混凝土及预应力混凝土结构教育部重点实验室大型水平试验炉上进行。受火和灾后静载试验均采用100t油压千斤顶加载,通过分配梁及分配系统实现板面12点均匀加载,模拟预制空心板整浇楼面受均布荷载作用。在千斤顶与反力架之间安装100t压力传感器,试验前先对压力传感器进行校准标定,保证施加荷载的准确性。试验加载装置如图6所示。对于静载试件HS-1,分级加载至试件破坏,每级50kN;对于火灾后试件HS-6,HS-8,加载到设定荷载水平,点火升温60min后,切断燃气,分别自然冷却和加固后加载至破坏。

　　 考虑结构的对称性,受火和灾后静载试验过程中位移测点布置如图7所示。

　　 未受火对比试件HS-1试验加载初期,根据测试数据结果可知试件表现为弹性特征,挠度和应变均较小且呈线性增长特征。整浇楼面没有明显变化。加载至480kN时,板角出现弧形斜裂缝,裂缝宽度约0.1mm。加载至530kN时,长向梁边角部梁侧面出现45°斜裂缝。随着荷载继续增加,裂缝逐渐增多。板角裂缝逐渐延伸到梁边,梁侧裂缝不断向上发展,板角弧形裂缝与梁侧面45°斜裂缝相连,裂缝宽度不断加大。试件截面弯曲刚度逐渐降低,跨中挠度呈非线性增长,构件下挠明显。加载至700kN时,边梁角部受损明显,裂缝宽度达2.5mm;板面跨中区域出现一条沿板长跨方向的裂缝,并在一个加载点垫板处出现混凝土局压破坏。当荷载增加至720kN时,伴随一声巨响,钢筋拉断、跨中挠度骤然增加约30mm,试件破坏。试件HS-1试验现象如图8所示。

　　 试件HS-6持荷为216kN,受火60min后自然冷却至常温开始静载试验。加载至300kN前,挠度在开始几级荷载下基本呈线性变化,原有的板面裂缝逐渐发展。加载至500kN时,板面角部出现新的裂缝。加载至520kN时,短梁侧面开裂;加载至560kN时,板面沿着梁边出现贯通裂缝;继续加载至620kN时,伴随较大声响,跨中挠度突变至8.7mm,无法继续持荷,试件破坏。试件HS-6试验现象见图9,其中粗线代表受火后静载新增裂缝,主要为沿梁边的贯通裂缝。

　　 试件HS-8持荷为216kN,受火60min后自然冷却至室温,再进行加固修复。构件受火前持荷时,板面与边梁均没有裂缝。待持荷稳定后,开始火灾试验。受火5～20min,伴随轻微声响板底水泥砂浆粉刷层脱落。受火36min,板角出现弧形细微裂缝,并伴有水渍,边梁侧面开裂,长梁顶面跨中区域出现垂直于梁边的裂缝。随受火时间延长,裂缝不断发展。自然冷却至常温吊起,板底孔洞部分暴露,部分钢筋裸露,见图3。

　　 试件HS-8加固修复养护完成后进行静载试验。加载初期,没有新裂缝出现,位移与荷载基本成线性增加。加载至300kN时,原有裂缝开始发展加宽;加载至450kN时,短梁顶面出现垂直于梁边的裂缝;继续加载,长梁顶面出现沿长跨方向的裂缝;加载至600kN时,长梁顶面出现贯通裂缝;加载至870kN时,荷载突降且无法继续持荷,试验结束,试件发生源于板底CFRP布与预制空心板粘结失效的剥离破坏。

　　 试件HS-8试验现象见图10,其中粗线代表受火后静载新增裂缝,主要为沿长梁边的贯通裂缝。

　　 试件的极限承载力对比见表4。由表4可得:受火60min后,预制空心板整浇楼面极限承载力较未受火对比试件降低13.9%;通过板底粘贴CFRP布并在跨中增设钢梁加固修复后,加固后受火试件极限承载力较受火后未加固试件提高40.3%,较未受火对比试件提高了20.8%。说明采用合理的加固修复方法,不仅可恢复试件的极限承载力,还能较未受火对比试件有所提高。加固后试件承载力提高主要是由于增设钢梁将一部分荷载直接传递到试件边梁,同时板底粘贴CFRP布和布置钢梁也提高了预制空心板的抗弯承载力。本文中由于板宽度较小,因此增设钢梁的跨度较小,钢梁与预制空心板能达到共同作用。实际工程中若板宽度较大,钢梁上宜增设膨胀螺栓,保证与预制空心板的共同作用。

　　 试件的荷载-位移曲线如图11所示,截面平均抗弯刚度-荷载曲线如图12所示。由图11,12可以看出,加载至700kN前,加固试件HS-8跨中挠度与位移基本成线性关系;当加固试件逐渐开裂后,表现出一定的弹塑性特征。破坏时试件HS-1,HS-6,HS-8的挠度分别为56.9,46.8,22.4mm。试件HS-8初始抗弯刚度较受火后未加固试件HS-6提高了 26.1%。与未受火对比试件HS-1相比,当荷载小于500kN时,两者荷载-位移曲线的趋势基本一致,荷载大于500kN后,试件HS-8跨中挠度增长速度明显小于试件HS-1,说明加固后试件有效限制了裂缝的发展,维持了整浇楼面的刚度,表明CFRP布和钢梁的加固作用在后期贡献较大。

　　 构件超过屈服荷载进入破坏阶段后的塑性变形能力称为构件的延性,其大小一般使用延性系数来度量,延性系数主要有位移延性系数、能量延性系数和曲率延性系数 ^[11]。本文采用位移延性系数来评价试件的延性性能,按下式计算,结果见表5。

　　 $\mu {}_{\text{Δ}}=\Delta {}_{\text{u}}/\Delta {}_{\text{y}}(1)$

　　 式中:Δ_y为在屈服荷载下跨中竖向位移;Δ_u为在极限荷载下跨中竖向位移。

　　 由表5可知,加固试件HS-8的延性系数较未受火对比试件HS-1和受火后未加固试件HS-6均明显降低,分别下降55.8%和59.1%。

　　 采用通用有限元软件ABAQUS建立数值模型,混凝土单元选用三维八节点非协调线性实体单元C3D8I单元,钢筋采用T3D2两节点三维杆单元,板底跨中增设的钢梁单元同样选用C3D8I单元,采用S4R弹性壳单元来模拟CFRP布,壳单元与混凝土单元之间采用壳-实体单元耦合约束,不考虑单元之间的粘结滑移。钢筋通过Embedded方法整体植入到混凝土中。采用降温法对钢筋施加预应力。建立12块加载垫板,加载板与整浇楼面采用Tie约束,加载点与加载板采用Coupling约束,与实际试验荷载传递过程相同。混凝土采用混凝土塑性损伤模型,所有钢筋和钢梁均采用双折线模型,CFRP布采用理想弹性材料模型,常温下材料特性根据实测值取值,火灾后材料特性折减系数参考文献[12]和文献[13]取值,混凝土和钢筋受火过程经历的最高温度通过温度场分析得到。

　　 后处理提取有限元模拟结果,得到试件HS-1,HS-6,HS-8极限承载力、荷载-位移曲线和破坏形态,并与试验结果进行对比分析。

　　 试件极限承载力的有限元模拟值与试验值对比见表6。由表6可知,试件HS-1,HS-6,和HS-8极限承载力数值模拟值和试验值的误差分别为-2.7%,-7.6%和-3.3%,可见吻合很好。

　　 试件HS-1,HS-6,HS-8变形云图如图13所示,各试件荷载-跨中挠度数值模拟与试验结果对比如图14所示。由图13,14可知,有限元分析得到的荷载-跨中挠度曲线与试验结果基本吻合,有限元模拟得到的变形与试验破坏形态一致,说明ABAQUS有限元模型能够较好地模拟带约束预制空心板整浇楼面试件的受力全过程。

　　 试件HS-8在极限荷载作用下加固钢梁和CFRP布应力云图如图15所示。由图15可知,在极限荷载作用下,钢梁跨中区域已屈服,端部也进入屈服阶段;CFRP布最大应力达到1 440.6MPa,接近极限抗拉强度的一半,说明破坏时CFRP布没有完全发挥强度,其发生了源于CFRP布与预制空心板之间粘结失效的剥离破坏,与试验现象吻合。

　　 (1) 受火60min自然冷却的带约束预制空心板整浇楼面极限承载力较未受火对比试件降低13.9%。

　　 (2) 受火60min预制空心板整浇楼面通过板底粘贴CFRP布并在跨中增设钢梁加固修复后,其极限承载力较受火后未加固试件和未受火对比试件分别提高40.3%和20.8%,同时延性系数分别下降59.1%和55.8%。

　　 (3) 试验现象和数值模拟结果均表明,CFRP布和钢梁的加固作用在加载后期贡献较大,加固试件发生了源于CFRP布与预制空心板之间粘结失效的剥离破坏。

　　 (4) 试件极限承载力数值模拟结果与试验将结果误差为-7.6%～-2.7%,吻合较好;荷载-跨中挠度曲线数值模拟结果与试验结果基本吻合,符合工程精度要求。本文研究可为受火后带约束预制空心板整浇楼面的鉴定评估和加固设计提供参考。