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user: 2. 研究现状 国外关于混凝土结构抗火性能的研究始于上个世纪初，并成立了许多抗火研究组织，国内关于建筑结构抗火性能研究始于上世纪80年代，后期随着预应力混凝土结构的广泛应用，其抗火性能研究也逐渐开始。总结国内外研究，主要包括三个方面：火灾模型(升温曲线)、材料在高温下及高温后的性能、结构过火性能。 2.1. 火灾模型 对于结构过火性能研究，首先应关注火灾升温过程，选取适当的火灾模型。目前关于桥梁结构火灾数据统计缺乏，国内外进行火灾试验或数值模拟研究常用火灾升温曲线一般均来自建筑结构火灾数据统计。其中，常用的有欧洲规范标准曲线 [ 1 ] 、ASTM E119曲线、国际标准ISO-834曲线 [ 2 ] 、我国《建筑构件耐火试验可供选择和附加的试验程序》(GB/T26784-2011) [ 3 ] 建议曲线等。统计各标准曲线绘与图1，其中环境温度取20℃，《程序》中隧道火灾曲线的升温和恒温阶段时间和取120 min。 由图1可看出，不同的火灾情景，火灾升温曲线差异较大；隧道火灾温度峰值最大，室外火灾温度峰值最低；除缓慢升温曲线外，其余曲线均在火灾发生后瞬时达到峰值，进入充分燃烧状态。 标准火灾模型曲线虽便于国内外统一进行结构抗火研究，但同时也限定于固定的火灾情景。文献 [ 2 ] 搜集了国外考虑通风系数、可燃物材料、边界材料温度性能、形状系数、温度峰值等参数的参数化火灾模型曲线(欧洲规范曲线、BFD曲线、CE534曲线等)，主要由火灾数据加入参数进行回归统计得到，但这些曲线均因参数与桥梁火灾情景不符而无法直接用于桥梁火灾情景模拟。桥梁火灾虽属于室外火灾情形，但并非完全开放空间，特别是使用过程中桥下火灾情况，可燃物充分燃烧需要较长时间，且温度峰值应较上述欧洲规范External Fire Curve (对应《程序》室外火灾曲线)高很多。因此，为便于桥梁结构过火性能研究，可能需进行桥梁结构火灾场景模拟，寻求更加适合的模型曲线。 2.2. 高温下/高温后材料力学性能 2.2.1. 混凝土 混凝土经受高温其内部结构及其含水率会随温度升高而变化，这会导致混凝土力学性能的变化。文献 [ 4 ] - [ 11 ] 进行了混凝土在高温下以及冷却后的抗压强度及弹模试验研究，并对试验数据回归得到经验公式，统一汇总于图2、图3。 由上述文献研究结果可以得出比较统一的结论是：过火混凝土抗压强度随其经历的最高温度的升高而降低，受火温度高于800℃则基本丧失强度，经喷水(浇水)冷却的混凝土，其抗压强度随受火温度升高而降低的幅度更为明显。高温后混凝土弹模随其受火温度的升高而显著降低；混凝土强度等级、冷却方式、静置时间对弹模随温度变化基本没有影响。 2.2.2. 钢筋及预应力钢筋 过火钢筋的力学性能同样会随受火温度而变化，文献 [ 6 ] [ 12 ] - [ 19 ] 总结了关于钢筋及预应力钢筋高温 图1. 火灾模型对比 图2. 高温下/高温后混凝土强度 图3. 高温下/高温后混凝土弹模 后强度随温度变化规律的试验研究结论，分别汇总与图4和图5。 从图4可以看出，普通钢筋高温下与高温后屈服强度明显不同，温度达800℃时，钢筋高温下强度基本完全丧失，但对于经受800℃甚至较高温度后冷却的钢筋其强度基本可恢复(损失程度低)。这表明，在火势较大，燃烧时间较长时，钢筋在火灾下温度升高逐步丧失强度，会引起结构承载力显著降低甚至出现倒塌。但一般桥梁火灾时间较短，数小时被扑灭，加之混凝土热惰性以及较大的钢筋保护层厚度，钢筋温度一般不会过高，故其高温后性能是主要关注因素。图5中可以看出，预应力钢筋与普通钢筋不同，其没有“冷却强化”的特性，随经历温度升高强度近似线性减小。钢筋弹模汇总结果未示出，多数研究表明，虽经历温度的升高，过火后钢筋及预应力钢筋弹模下降趋势并不明显，且冷却方式对过火钢 图4. 高温下/高温后钢筋屈服强度 图5. 高温后预应力钢筋名义屈服强度 筋及预应力筋弹模影响较小。 总结文献研究结果得到的材料高温下/高温后材料力学性能结论，可选择性用于过火桥梁结构性能分析研究，但是对实际过火桥梁结构，应取芯进行材料性能试验。 2.3. 高温后结构力学性能 2.3.1. 混凝土与钢筋粘结滑移、锚固性能 钢筋与混凝土之间的粘结力是二者共同工作的前提。钢筋与混凝土的粘结主要与混凝土抗压强度、振捣情况、钢筋的外形和尺寸等方面有关。高温作用对混凝土粘结强度的影响主要源于三个方面：高温作用后混凝土强度的降低；钢筋与混凝土热工性能的差异；混凝土冷却时内外温度不同形成裂缝造成的环箍力的损失 [ 20 ] 。 1998年浙江大学谢狄敏、钱在兹 [ 20 ] 进行了24个混凝土立方体试件(强度28 MPa)的粘结强度试验，试验温度为常温、300℃、500℃、700℃四个类别，高温后静置90天后进行钢筋拔出试验(钢筋锚固长度5 d)。结果表明300℃温度作用后，粘结强度已下降至常温时25%，极限滑移值约为常温时的3倍，根据试验结果提出了高温后粘结强度与常温粘结强度的线性关系计算式。 2005年大连理工大学徐泽晶 [ 21 ] 进行了6组光圆钢筋以及8组螺纹钢筋(锚固长度80 mm)在常温、100℃~500℃温度作用并冷却30天后的粘结锚固试验。试验结果表明，光圆钢筋与混凝土(强度等级C20)间的粘结力随受火温度升高近似线性下降；螺纹钢筋与混凝土间的粘结力在温度低于200℃时基本不变，超过200℃后则随温度升高近似线性下降。 2006年东南大学袁广林等 [ 22 ] 进行了不同受热温度、冷却方式和加载方式下高温后钢筋混凝土粘结性能的试验研究。结果表明，随温度的升高，试件的极限粘结应力逐渐减小，当温度达到650℃时，粘结性能会遭到明显破坏；此外破坏程度，水冷比自然冷却严重、往复加载比单向拉拔严重。 2014年哈工大的侯晓萌、郑文忠等 [ 23 ] 进行了火灾作用下锚具对预应力钢棒锚固性能退化规律研究。试件为JXM型夹片锚具、实测强度为48.8 Mpa的混凝土、抗拉强度标准值为970 Mpa的高强钢棒。研究表明，受火温度为100℃时，锚固效率系数在0.49~0.80之间，受火温度高于200℃时，锚固效率系数基本为0，即丧失锚固能力，建议高温后的锚具不得重复使用。 2.3.2. 预应力混凝土结构高温后力学性能 1994年西南交大的潘家鼎等 [ 24 ] 进行了12根先张法预应力混凝土简支梁在不同高温冷却后的静力加载试验。试验结果表明，高温冷却后预应力混凝土受弯构件的抗裂度明显降低，而且其剩余抗弯强度可按温度分布将截面分层，用高温后的材料性能进行剩余强度的计算。 2000年同济大学的华毅杰 [ 25 ] 进行了有粘结以及无粘结预应力混凝土框架结构的高温性能试验研究。结果表明，预应力度高、有效预应力大的结构受温度影响大，抗火性能差；火灾后的预应力混凝土结构刚度明显减小，但是仍然有一定的承载力，卸载后其变形能够较好地恢复。 2006年哈工大郑文忠等 [ 26 ] 完成了9块无粘结和1块有粘结预应力混凝土单向简支板抗火试验，结果表明混凝土爆裂发生在预应力度较高、荷载水平较低的试验板的邻近支座附近区域。提出了沿板厚将截面分条带计算等效截面，并结合常温刚度计算公式计算火灾下荷载作用引起变形的方法。 2010年哈工大的侯晓萌等 [ 27 ] 完成了7块火灾后两跨无粘结预应力混凝土单向连续板的受力性能试验。提出了火灾后预应力混凝土连续板正截面承载力计算公式，并进行了计算值与实测值的对比，相对误差低于12%。试验表明，预应力筋初始有效应力越高、受火时间越长，火灾后其应力损失越严重；保护层厚度越小，受火时间越长，板跨中截面承载力降幅越大。 2012年哈工大郑文忠等 [ 28 ] 进行了高温后足尺有粘结预应力混凝土梁板力学性能的非线性计算分析。通过计算分析得出大尺度梁高温后的力学性能优于小尺度梁的结论，并根据分析结果，建立了综合考虑预应力筋与非预应力筋合力点到梁底距离、预应力筋保护层厚度影响的MAU/Mu(有粘结预应力混凝土梁高温后极限弯矩与常温下极限弯矩比值)的计算式。 2014年长安大学侯炜 [ 29 ] 开展了桥梁常用的预应力箱形梁缩尺模型(包括有、无防火涂层)高温后力学性能研究，对高温后模型梁进行了静、动力试验。结果表明，无防火涂层梁在180 min受火期间，预应力损失45.5%，刚度减弱明显(高温下变形较无涂层大40%)，承载力损失40%；有防火涂层梁预应力基本无损失，承载力降幅为7%。