2018, Vol. 50
2. 上海交通大学 船舶海洋与建筑工程学院，上海 200240;
3. 中国海洋大学 工程学院，山东 青岛 266100
2. School of Naval Architecture, Ocean & Civil Engineering, Shanghai Jiao Tong University, Shanghai 200240, China;
3. School of Engineering, Ocean University of China, Qingdao 266100, Shandong, China
由于碳纤维增强复合材料(carbon fiber reinforced polymer，简称CFRP)具有轻质高强、耐腐蚀和施工便捷等优势，粘贴CFRP加固技术已经成为中国近20年来钢筋混凝土结构加固领域最为普遍的方法[1].
鉴于CFRP材料及其配套胶黏剂材料较差的耐高温性能，对CFRP加固的结构构件的防火保护措施研究受到重视.Deuring[2]最早进行CFRP加固混凝土梁的耐火试验研究，表明防火保护能明显提高CFRP加固混凝土梁的耐火极限.之后，Blontrock等[3]考察了防火板厚度、防火保护位置、防火板的粘贴方式等多个因素对CFRP加固梁的耐火性能的影响.Williams等[4]和Chowdhury[5]的试验研究了防火涂料的厚度对CFRP加固梁的耐火性能的影响，并指出在设计过程中采用基于玻璃化温度的耐火极限判定标准是过于保守的.Stratford等[6]考察了CFRP加固梁在“真实”火灾试验下的性能表现，试验表明无论采用何种加固方式，CFRP-混凝土界面的温度都会在较短时间内达到其玻璃化温度.Ahmed等[7]试验考虑了不同的火场条件、不同保护类型、轴向约束条件和CFRP锚固区温度的影响.吴波等[8]考察了梁端轴向和转动约束、防火涂料厚度、荷载比等参数对约束梁高温变形及内力的影响.Wu等[9]针对常温下钢筋混凝土梁的加固法存在的问题，对目前的3种加固方法(外贴法、嵌贴法、机械连接法)加以综合和改进，提出了复合粘结技术(HB-FRP).笔者所在课题组先后进行了多次防火保护的CFRP加固钢筋混凝土梁的耐火试验[10-11]，试验结果表明，火灾中CFRP加固作用的失效过程与防火保护措施密切相关.除了上述试验研究之外，Gao等[12-13]建立了基于塑性损伤力学与裂缝带模型的钢筋混凝土梁及FRP加固钢筋混凝土梁的有限元模拟方法，同时将基于性能设计的思想应用在FRP加固钢筋混凝土结构的耐火设计中，针对FRP加固梁提出了基于性能的三等级耐火设计方法[14]及一系列的温度场及耐火极限简化计算方法[15-17]，该方法被现行国家标准《纤维增强复合材料工程应用技术规范》修订版[18]所采用.
本文基于国内外对CFRP加固钢筋混凝土梁耐火性能的研究现状，以及课题组前期的研究成果，结合常温下CFRP粘贴和机械锚固同时运用的复合粘结技术，设计并进行了不同防火保护措施下的CFRP加固钢筋混凝土梁耐火试验，对防火保护措施和端部锚固方式对加固梁耐火性能的影响进行综合研究.
1 试验设计 1.1 试件设计与制作本次试验共设计9根相同截面和配筋的混凝土梁，包括3根常温试验梁和6根火灾试验梁.3根常温试验梁中1根为未加固对比梁，另2根采用CFRP加固(其中1根端部采用附加机械锚固，1根端部无附加锚固)，用以获得其极限承载力，并确定火灾试验梁的加载值.6根火灾试验梁工况如表 1所示，CFRP端部分别采用无附加锚固、附加碳纤维U形箍锚固和附加机械锚具锚固；梁底和侧面采用厚型防火涂料、普通水泥砂浆+超薄型防火涂料保护，梁端还另外采用加厚厚型涂料(B2-2)、厚型涂料+超薄涂料(B2-3、B2-4)进行重点防火保护.
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表 1 火灾试验梁防火保护方法及端部锚固措施一览表 Table 1 Fire insulation schemes and anchorage systems of CFRP sheets for all test specimens |
钢筋混凝土梁配筋见图 1，梁长6.0 m，跨度5.2 m(受火跨度4.5 m)；截面250 mm×450 mm，混凝土保护层厚度为20 mm.梁底受拉筋3 20，上部架立筋2 14，箍筋8@200.采用商品混凝土的设计强度为C30，实测28 d立方体抗压强度为37.0 MPa，弹性模量32.8 GPa.底部受拉筋实测屈服强度353 MPa，极限强度555 MPa，上部架立筋实测屈服强度456 MPa，极限强度600 MPa，箍筋实测屈服强度438 MPa，极限强度611 MPa.
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图 1 试件尺寸及配筋图(mm) Figure 1 Geometry and reinforcement details of test specimens (mm) |
混凝土梁自然养护28 d后，在梁底部粘贴2层200 mm宽的碳纤维布进行加固，碳纤维布采用英国福瑞斯公司Forrisio-CF30型号产品，面密度300 g/m2，名义厚度为0.167 mm/层，抗拉强度3 773 MPa，弹性模量240 GPa.胶黏剂采用该公司配套的Forrisio-CFA浸渍胶，经示差扫描量热法测试得其玻璃化温度为53 ℃.
附加碳纤维U形箍锚固所用材料与梁底碳纤维相同，梁端部U形箍各3道，净距100 mm，宽150 mm(最外一道宽200 mm)，如图 2(a)所示.附加机械锚固采用8.8级M6自攻型锚栓固定4 mm×40 mm×210 mm规格的Q235钢压板，梁端部钢压板各5道，中心间距100 mm，见图 2(b).
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图 2 CFRP布端部锚固方式 Figure 2 Anchorage systems of CFRP sheets |
CFRP加固完成后，进行防火保护施工.水泥砂浆采用现场搅拌，水泥为太仓海螺牌复合硅酸盐水泥(PC32.5R)，水泥:砂:水=1:3:0.6.厚型防火涂料为上海汇丽涂料有限公司SJ-2室内厚型钢结构防火涂料，常温下热工性能为：密度500 kg·m-3，比热1 000 J·(kg·℃)-1，导热系数0.12 W·(m·℃)-1.超薄型防火涂料为阿克苏诺贝尔防护涂料(苏州)有限公司的Interchar1120型水性膨胀型防火涂料，常温下密度1 557 kg·m-3，当量比热800 J·(kg·℃)-1，当量导热系数0.015 2 W·(m·℃)-1.各试验梁的防火保护方法见表 1，防火保护范围为受火跨度4.5 m长的区域，其中跨中3.5 m区域为跨中保护区域，两端各0.5 m范围为端部保护区域，见图 3.
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图 3 防火保护区域示意 Figure 3 Fire insulation schemes for different zones |
为防止防火保护层在受火过程中脱落，在防火保护层内设置1道(20 mm厚保护层)或3道(70 mm厚保护层)20 mm×20 mm的钢丝网片.施工前先对梁表面进行粗糙处理，以增加防火保护层与原混凝土梁面的黏结性能，施工时防火保护层分层涂抹，分层厚度约10 mm.防火保护施工完成后，自然养护5个月后进行火灾试验.
1.2 试验加载与测试3根常温试验梁试件为B0、B1-1和B1-2，其中B0为未加固的对比梁，B1-1和B1-2采用CFRP加固，B1-1端部无附加锚固，B1-2端部附加机械锚具锚固.3根梁均采用两点对称加载，跨度5.2 m，加载点间距1.5 m.试验时观测梁的裂缝和挠度变形以及破坏形态，测试梁的承载能力，以考察CFRP加固效果，并根据加固梁的承载能力确定后续火灾试验梁进行火灾试验时的加载值.
6根火灾试验梁B2-1~B2-6进行三面受火试验，试验在同济大学结构抗火试验室的“水平构件试验炉”中进行.试件加载和受火情况如图 4所示，根据火灾试验标准[19]，采用四分点加载(加载点位置按试验室分配梁尺寸略作调整)，先恒载30 min后再按ISO834标准升温曲线升温，且在整个火灾试验过程中保持恒载.试验分3批进行，试验批次及施加荷载见表 2，由于试验设备原因，第3批试件的实际荷载比前两批大了20%.
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图 4 火灾试验加载示意 Figure 4 Schematic of test set-up |
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表 2 试件加载情况 Table 2 Loading of test specimens |
试验过程中测试梁的内部温度反应和跨中挠度变化，并观察防火保护层的脱落现象.梁的内部温度测点位于跨中和端部截面，测点布置如图 5所示.试验预计受火时间为2.5 h，为进一步考察试件的耐火性能，第3批试件受火试验延长到3.0 h.
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图 5 试件热电偶测点布置及编号 Figure 5 Arrangement and numeration of thermocouples |
B0为未加固对比梁，B1-1和B1-2均为CFRP加固梁，其中B1-1端部无附加锚固，B1-2端部附加机械锚固.B1-1和B1-2在受力过程中前期的表现几乎一致，但在最后破坏时表现不同：B1-1由于CFRP的剥离导致半侧CFRP黏结突然失效，而B1-2则因端部机械锚固的存在未发生CFRP脱落现象.
表 3为常温试验梁的承载力和挠度实测结果，可以看出，CFRP加固梁的开裂荷载与未加固对比梁相比有约10%的提高，屈服荷载有约13%的提高，而极限荷载有近30%的提高.对于CFRP加固梁，端部附加机械锚固的梁B1-2比无附加锚固的梁B1-1的屈服荷载和极限荷载均有提高，但提高幅度不大.可见，在本文试验条件下，端部附加机械锚固能有效防止CFRP的剥离，但对试件的承载力提高幅度不大.
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表 3 各试件承载力与挠度比较 Table 3 Comparisons of load-carrying capacities and deflections of test specimens |
6根受火梁分三批进行火灾试验，点火后不久，从试件与炉盖板之间的缝隙处有少量白色烟雾产生，且带有明显的刺鼻性气味，烟雾持续一段时间后基本散去，推测其主要为防火涂料遇火反应产生的气体.试验中超薄型防火涂料在高温下发泡膨胀，完全膨胀的超薄型涂料呈白色积雪状，密度和粘度都很小，试验结束时发现梁底部分涂料受卸载扰动而脱落，梁侧保存完好处厚度约5 cm，见图 6(a).
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图 6 试件受火后状况 Figure 6 Observations of test specimens after fire exposure |
试件受火冷却后发现：B2-1~B2-4和B2-6梁侧跨中厚型涂料表面存在多道竖向通长裂缝，如图 6(b)所示；B2-5表面覆盖发泡后的超薄涂料，呈不规则裂缝，但内部砂浆层保持完好，见图 6(c).B2-1底部防火涂料及CFRP全部脱落，B2-2跨中防火涂料全部脱落，CFRP松弛，试件B2-3、B2-4、B2-6梁底涂料层与梁身脱开，但由于钢丝网的存在，梁侧防火涂料层均未脱落，见图 6(d)、(e).根据试验结束时炉内情况确认，梁底防火涂料层的脱落是由于试件卸载时挠度回弹引起扰动所致.
而后，打开梁端保护层进一步观察CFRP锚固情况发现，端部加强防火保护的B2-2、B2-3和B2-4梁的端部均未见明显的胶黏剂氧化，B2-3端部区域的胶黏剂甚至仍显原有的蓝色，见图 6(f)、(g)；厚型涂料保护的B2-6端部的CFRP也基本完好，见图 6(h).
2.2.2 挠度分析图 7为实测火灾试验梁挠度-时间曲线对比情况，从图 7可看出：
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图 7 火灾试验梁挠度曲线对比 Figure 7 Deflection curves of specimens |
1) 所有试验梁的挠度-时间曲线在受火90 min之前发展趋势基本相同，而后因防火保护措施和CFRP锚固措施不同而不同，但最终挠度均小于耐火极限要求的挠度限值150 mm(D=L2/400d)[19].
2) 第3批试验梁B2-1和B2-2的实际荷载大于其他试验梁，使其点火时其挠度较其他梁大8 mm左右.对比B2-1和B2-2可得，由于B2-2端部有70 mm厚的厚型防火涂料，CFRP两端的黏结锚固区得到有效保护，因此在受火60~105 min期间较B2-1表现出相对低的挠度.继续受火后，B2-2梁CFRP两端锚固失效，试件挠度急剧增大，最终与B2-1趋于一致.
3) 对比B2-3和B2-4可知，在受火80 min后两者的挠度变化开始产生明显不同，说明在胶黏剂失效后端部附加机械锚固(试件B2-4)能提供一定的锚固作用，有助于控制试件后期挠度增长.
4) 对比B2-5和B2-6可知，受火20 min之后，试件B2-5的挠度始终小于B2-6，且在之后约60 min里，其跨中挠度只有不到5 mm的增长.说明20 mm砂浆+2 mm超薄涂料的保护方式是有效的，且其保护效果要好于20 mm厚的厚型涂料.
2.3 防火保护效果分析 2.3.1 分区防火保护效果图 8为B2-1(端部20 mm厚型涂料)、B2-2(端部70 mm厚型涂料)和B2-3(端部20 mm厚型涂料+2 mm超薄型涂料)的端部截面梁侧混凝土表面、梁底CFRP界面处以及受拉钢筋处的温度变化过程(均取有效测点的平均值).根据文献[20]的研究：高温下碳纤维-混凝土的界面黏结性能与胶黏剂的玻璃化温度Tg密切相关，一般从(Tg-20)℃开始性能退化，至(Tg+20) ℃后基本完全失效.图 8~10中两条水平参照线区间即为本次试验的界面黏结失效温度范围33~73 ℃.
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图 8 B2-1、B2-2及B2-3端部截面测点温度对比 Figure 8 Temperature responses of the end anchorage zones of B2-1, B2-2 and B2-3 |
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图 10 B2-3、B2-4及B2-6截面CFRP界面温度对比 Figure 10 CFRP interface temperature of B2-3, B2-4 and B2-6 |
从图 8可看出，试件B2-1端部截面的CFRP-混凝土界面在升温20 min左右后达到(Tg+20) ℃的失效温度73 ℃，试件B2-3端部界面黏结失效在60 min左右，试件B2-2端部界面黏结在3 h火灾试验中几乎未失效.另外，由图 8(b)可知，对于端部采取加强保护措施的试件B2-2和B2-3，其底部受拉钢筋的温度也均小于未加强保护的试件B2-1.特别是试件B2-2的70 mm厚型涂料保护效果更明显，在升温180 min后，B2-2端部截面内钢筋最高温度仍低于100 ℃.综上说明，采用端部重点防火保护措施能明显降低端部截面的温度，延缓界面黏结的失效；且70 mm厚厚型防火涂料的防火保护效果好于20 mm厚厚型防火涂料和2 mm厚超薄型防火涂料组合保护的防火效果.
2.3.2 不同材料防火保护效果试件B2-5(全长20 mm厚水泥砂浆+2 mm厚超薄涂料)和B2-6(全长20 mm厚厚型涂料)的跨中截面和端部截面的梁侧混凝土表面及受拉钢筋处温度的实测结果见图 9.
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图 9 B2-5与B2-6截面测点温度对比 Figure 9 Temperature responses over the sections of B2-5 and B2-6 |
由图 9可看出，平均升温15 min后，试件B2-6端部和跨中截面CFRP-混凝土界面即达到失效温度(73 ℃)，而试件B2-5则平均耗时27 min.升温15 min左右，B2-5与B2-6截面温度场分布开始出现明显差异.此后，相同时刻同一测点的温度，试件B2-5均低于B2-6，且越靠近混凝土表面的温度，温度差异越大.这可能是由于一方面, 水泥砂浆层受外层超薄涂料覆盖影响，养护过程中阻碍了其内部自由水的蒸发，使其比厚型涂料含水量高，受火试验时水分蒸发带走一部分热量导致构件升温较慢；另一方面，主要还是超薄涂料的作用，受火后超薄涂料发泡，隔热保护作用延缓了构件升温.因此，采用20 mm水泥砂浆和2 mm超薄型防火涂料组合保护的防火效果明显好于20 mm厚型防火涂料保护的防火效果.火灾试验结束时，试件B2-5的跨中竖向位移约41 mm，仍远低于耐火极限要求的限值(本试验为150 mm)，且此时已受火2.5 h，满足一级耐火等级不小于2 h的要求[21]，说明超薄膨胀型防火涂料与普通水泥砂浆配合使用的防火保护措施是可行的.
2.3.3 CFRP端部不同锚固措施效果表 4和图 10分别为试件B2-3、B2-4和B2-6的部分试验结果和CFRP界面处温度变化曲线，表 4中的界面黏结失效时间即为界面温度达到失效温度(Tg+20)℃的时间.
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表 4 B2-3、B2-4及B2-6部分试验结果对比 Table 4 Comparisons of test results of B2-3, B2-4 and B2-6 |
从图 10和表 4可看出，试件B2-3和B2-4跨中和端部的防火保护措施均相同，因此两试件跨中和端部CFRP界面温度达到失效温度(Tg+20)℃的时间相差不大，但从图 7的荷载位移曲线可知，B2-4挠度的增长速度缓于B2-3，最终挠度也低于B2-3(约低6.35%).这是因为试件B2-4在端部采取了机械锚固的措施，对CFRP产生一定的约束作用，因此CFRP在界面黏结失效后，仍能承担部分拉力，维持构件刚度.另外，结合图 7和图 10可知，由于B2-6端部无加强保护，端部黏结界面温度达到(Tg+20)℃的时间远早于B2-4，尽管如此，端部采用U形箍锚固的试件B2-6的后期挠度的增长速度也明显缓于端部采用机械锚固的试件B2-4，且最终挠度比B2-4小19.96%.由此可以判断，对CFRP端部施加锚固能够减缓构件后期挠度的增长，且相比于本试验中端部附加机械锚固情况，碳纤维U形箍锚固效果要更好一些.这是因为U形箍与混凝土梁接触面积大，且U形箍本身的锚固端位于梁的上方，而该区域温度相对较低，因此其对梁底CFRP的锚固效果较好；而机械锚具靠锚栓提供的钢板压力锚固梁底CFRP，在压力不大或锚具数量不多的情况下，其锚固效果就相对较差了.
3 结论1) 相比于无附加锚固的CFRP加固梁，端部附加机械锚固能有效防止常温下CFRP的剥离，高温下也能有效控制加固构件的挠度增长.同样，碳纤维U形箍在高温下也能提供一定的对CFRP的锚固作用，有效控制加固构件的挠度增长.
2) 超薄膨胀型防火涂料与普通水泥砂浆配合使用的防火保护措施是可行的，且在本文试验条件下，采用20 mm水泥砂浆和2 mm超薄型防火涂料组合的防火效果好于20 mm厚型防火涂料保护的防火效果.
3) 在本文试验条件下，相比于端部附加5道机械锚固的情况，端部附加3道碳纤维U形箍对梁底CFRP的锚固效果更好.
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