2017, Vol. 34扩展功能
文章信息
- 霍静思, 周子健, 金宝, 方志
- HUO Jing-si, ZHOU Zi-jian, JIN Bao, FANG Zhi
- 钢索燃烧特性和钢绞线高温力学性能试验研究
- Experimental Study on Combustion Performance of Steel Cable and High Temperature Mechanical Property of Steel Strand
- 公路交通科技, 2017, 34(8): 91-97
- Journal of Highway and Transportation Research and Denelopment, 2017, 34(8): 91-97
- 10.3969/j.issn.1002-0268.2017.08.013
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文章历史
- 收稿日期: 2016-08-30
2. 华侨大学 土木工程学院, 福建 厦门 361021
2. School of Civil Engineering, Huaqiao University, Xiamen Fujian 361021, China
近年来，随着高速公路和城市建设的发展，大跨缆索承重桥梁日益增多，桥梁火灾的危险性也越来越高。2003年3月18日，海安某桥一侧边跨桥孔内起火，部分桥台支座开裂。2009年7月26日，武隆县某在建高架桥突发大火，导致桥面大面积开裂。2014年5月5日，美国加州一在建公路大桥因工人施焊不当起火，仅仅几分钟整座大桥便轰然倒塌[1-5]。因此，桥梁结构的耐火性能研究对于保证桥梁火灾安全、评估其抗火性能及制订合理的火灾后修复加固策略，具有重要理论意义和工程实用价值。
针对钢绞线高温力学性能，国内外学者开展了大量的试验研究，Abrams等[6]在1967年对ASTM A416-65 1860级钢绞线进行了高温后拉伸试验，得到了经历不同高温后钢绞线的极限抗拉强度和微观结构的变化；范进等[7-8]分别对高温下和高温后1860级钢绞线的极限抗拉强度、名义屈服强度、弹性模量随温度的变化规律进行了研究；郑文忠[9]对1770级钢丝进行了高温下及高温后拉伸试验，得到了钢丝各项力学指标的高温退化规律；张昊宇[10]对1860级低松弛预应力钢绞线进行了高温下拉伸试验，得出极限抗拉强度、条件屈服强度、弹性模量、比例极限和蠕变的计算公式；周焕廷[11]对1860级钢绞线进行了高温下拉伸试验，根据试验结构回归出钢绞线的高温力学性能模型；宗钟凌[12]将同一根钢绞线中截取了16根钢丝，进行了高温后拉伸试验，得到了高温后钢丝的应力-应变关系曲线以及极限抗拉强度、屈服强度、弹性模量、比例极限与温度的关系。
但以上研究成果均为采用电加热实验方法得到的，不能真实模拟钢绞线在实际火灾中的受火情况。因此，参考已有学者的研究成果，以某斜拉索特大桥火灾为背景，对1860级钢索的燃烧特性及高温力学性能进行研究，并对火灾温度场进行推定和分析，为更合理进行火灾后钢索力学性能分析、损伤检测与评估提供参考。
1 某斜拉桥火灾事故概述某斜拉索特大桥，主桥索塔采用塔、梁、墩固结体系，斜拉索采用VSL公司生产的VSL SSI2000型斜拉索体系，采用HDPE双层外防护套管，内部采用油脂独立防护的单根镀锌钢绞线外套PE管，并设置相应固定端、张拉端锚头及体外减振器。火灾发生于桥梁索塔左幅主塔锚固区内，导致索塔左幅一侧共9根斜拉索被烧断。事故发生后，取出5根烧断斜拉索，编号分别为13#，15#，16#，17#，19#，对未受火部位及钢索断裂处进行取样，钢绞线试样标准强度为1 860 MPa，弹性模量为1.95×105 MPa，试样长度均为1 000 mm。
2 现场受火损伤钢绞线检测受火损伤钢绞线力学性能试验主要按照以下3个步骤进行：(1) 对受火损伤钢绞线试件断口钢丝的断口直径进行测量，并计算钢绞线断面收缩率；(2) 测定断面收缩率后，将受火损伤钢绞线在实验室内进行常温下拉伸试验，依据GB/T 228.1—2010 《金属材料拉伸试验第1部分：室温试验方法》[14]相关规定测定其极限抗拉强度折减情况；(3) 按施工图设计文件，计算钢索的初始应力水平。
加载设备采用SHT4605-G大行程万能试验机，额定载荷为600 kN。钢绞线拉伸变形采用型号为IMENTRUM IM-SM-1-117S的非接触式应变位移测量仪进行测量，测试精度为0.001。受火损伤钢绞线测试所得各力学指标如表 1所示。可以看出，钢索各根钢绞线强度损伤均各不相同，其受火程度存在差异，实际火灾中受火温度范围有待进一步推测。
| 钢绞线 编号 | 钢绞线断 口直径/mm | 断面收缩 率/% | 极限抗拉 强度/MPa | 极限强度折 减系数/% | 初始应力 水平σ/σb |
| 未受损部位 | 5 | 0 | 2 014 | 100 | 0 |
| 13#-1 | 3.43 | 31.4 | 1 909 | 95 | 0.34 |
| 13#-2 | 3.28 | 34.4 | 1 571 | 78 | 0.34 |
| 13#-3 | 3.49 | 30.2 | 1 933 | 96 | 0.34 |
| 13#-4 | 3.27 | 34.6 | 1 894 | 94 | 0.34 |
| 15#-1 | 3.13 | 37.4 | 1 428 | 71 | 0.32 |
| 15#-2 | 3.25 | 35 | 1 199 | 56 | 0.32 |
| 15#-3 | 3.11 | 37.8 | 1 521 | 76 | 0.32 |
| 16#-1 | 3.25 | 35 | 1 964 | 98 | 0.33 |
| 16#-2 | 3.52 | 29.6 | 1 914 | 95 | 0.33 |
| 16#-3 | 3.23 | 35.4 | 1 987 | 99 | 0.33 |
| 16#-4 | 3.25 | 35 | 1 907 | 95 | 0.33 |
| 17#-1 | 3.51 | 29.8 | 1 992 | 99 | 0.28 |
| 17#-2 | 3.37 | 32.6 | 1 934 | 96 | 0.28 |
| 17#-3 | 3.44 | 31.2 | 1 979 | 98 | 0.28 |
| 19#-1 | 3.31 | 33.8 | 1 876 | 93 | 0.28 |
| 19#-2 | 3.33 | 33.4 | 1 976 | 98 | 0.28 |
| 19#-3 | 3.61 | 27.8 | 1 967 | 98 | 0.28 |
| 19#-4 | 3.65 | 27 | 1 913 | 95 | 0.28 |
| 19#-5 | 3.43 | 31.4 | 1 914 | 95 | 0.28 |
| 19#-6 | 3.59 | 28.2 | 1 972 | 98 | 0.28 |
| 注：σ为钢绞线设计应力，σb为钢绞线设计强度。 | |||||
3 钢索火灾燃烧模拟试验 3.1 试验概况
由于钢索外部为双层HDPE套管且内部采用油脂防护的PE套管，在火灾中极易点燃且持续燃烧，为得到钢索护套燃烧时的燃烧特性和钢索内温度场分布，以及为后期预测钢索火灾对钢锚梁和塔壁的受火损伤程度影响分析提供依据，开展了钢索火灾燃烧模拟试验。
试验选取73根500 mm长的未受火损伤钢绞线，按照钢索锚头处设计图纸对73根钢绞线进行绑扎、定位，然后在一个尺寸为2 500 mm×1 200 mm×1 400 mm的钢箱内进行钢索护套燃烧试验，钢索倾斜角度为30°，试验装置如图 1所示。点火时，先取两段约200 mm长的钢绞线PE套管，点燃后置于钢索上端进行引燃。试验共布置6个热电偶，分别布置于钢索内部和顶部，测试钢绞线燃烧时的温度场分布以确定钢索护套燃烧规律，并测定钢索在护套燃烧时火焰温度-时间曲线，电热偶布置如图 2所示。
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| 图 1 钢索火灾燃烧模拟试验装置 Fig. 1 Test setup for simulating combustion of steel strands |
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| 图 2 热电偶的布置(单位：mm) Fig. 2 Layout of thermocouples (unit: mm) |
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3.2 钢索护套燃烧试验结果
图 3给出了火灾模拟试验中钢索护套火焰温度时程曲线和钢索内外的温度场分布时程曲线。可见，在火焰蔓延到钢索中部前，2#点最开始升温，这是由于燃烧火焰在空气中传热，且钢索倾斜导致火焰先烧到该热电偶所致；3#热电偶位置的钢绞线开始燃烧后，对比4#，5#和6#热电偶位置的钢绞线温度时程曲线，竖向燃烧蔓延的速度比水平方向蔓延速度明显要快，这是由于钢绞线PE外套燃烧时液化向下流淌所致。
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| 图 3 温度场分布时程曲线 Fig. 3 Time history curves of temperature field distribution |
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燃烧模拟试验表明，虽然钢索护套燃烧时间约为30~35 min，但从图 3可见，燃烧仅15 min时钢索平均温度即可达到300 ℃以上，20 min就达到了600 ℃以上，钢索的火灾危险性很大，应对钢索采取防火保护措施。
4 未受火损伤钢绞线试验斜拉索断裂时主要承受桥梁施工荷载，通过对未受火损伤钢绞线分别进行高温下与高温后力学性能试验，并与已有试验结果[7-12]进行对比，判定初始施工荷载作用及应力水平对未受火损伤钢绞线高温力学性能的影响。
升温设备采用电加热高温试验炉，炉膛内径130 mm，长230 mm，功率6 kW，最高温度1 200 ℃，由KSY-6D-T型温度控制仪来升温和控温，加载设备和测量仪采用前述受火损伤钢绞线检测相同装置。图 4为高温下/后钢绞线拉伸试验现场图。试验加载及数据的记录和处理由计算机完成，试验过程依据国家相关标准[13-16]进行。
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| 图 4 钢绞线高温拉伸试验装置 Fig. 4 Test setup for testing tensile of steel strands at high temperature |
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4.1 高温下力学性能 4.1.1 恒温加载
分别采用恒温加载和恒载升温两种高温下拉伸试验方法，测试高温下未受火损伤钢绞线的力学性能，获得钢绞线随温度升高时抗拉强度的退化规律和不同应力水平下的受拉断裂时的临界温度。对于“恒温加载”拉伸试验，选取了5根未受火损伤钢绞线试件，分别对应于272，302，400，512，660 ℃共5个温度水平。依据相关国家标准[14-16]规定，先用材料高温试验炉将钢绞线升温至预定温度后，再进行拉伸试验直至钢绞线断裂，测定不同温度水平下的钢绞线极限抗拉强度及断面收缩率。
图 5为采用恒温加载试验方法得到的高温下钢绞线极限抗拉强度折减系数-温度关系曲线，图 6为采用恒温加载试验方法得到的高温下钢绞线断面收缩率-温度关系曲线。
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| 图 5 恒温加载下极限抗拉强度折减系数-温度关系 Fig. 5 Relation between ultimate tensile strength reduction coefficient and temperature of steel strands under loading at constant temperature |
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| 图 6 恒温加载下断面收缩率-温度关系 Fig. 6 Relation between sectional reduction rate and temperature under loading at constant temperature |
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试验表明，钢绞线的极限抗拉强度随温度的升高而降低，断面收缩率随温度升高而增大。
4.1.2 恒载升温在恒载升温拉伸试验中，选取了8根未受火损伤钢绞线试件，分别对应于0.2σb(2根), 0.3σb(2根), 0.4σb(2根), 0.5σb, 0.6σb, 共5个应力水平。试验方法为先将钢绞线加载至预定应力状态后保持应力恒定，开启高温炉进行升温，直至钢绞线断裂，测定不同应力水平下的钢绞线断裂极限温度。
图 7为采用恒载升温试验方法得到的高温下钢绞线应力水平-温度关系曲线，图 8为采用恒载升温试验方法得到的高温下钢绞线断面收缩率-温度关系曲线。
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| 图 7 恒载升温下应力水平-温度关系 Fig. 7 Relation between stress and temperature under constant loading at elevated temperature |
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| 图 8 恒载升温下断面收缩率-温度关系 Fig. 8 Relation between sectional reduction rate and temperature under constant loading at elevated temperature |
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从图 5~图 7可以看出，试验结果与文献所载结果基本趋于一致，即初始施工荷载作用后，未受火损伤钢绞线常温及高温下力学性能变化不大。
对比恒温加载和恒载升温两种试验方法，两种试验方法下所得到的钢绞线高温下力学性能变化规律有着相同的趋势，即钢绞线高温下力学性能与应力-温度途径无明显相关性。这主要是由于温度较低时，对钢绞线强度损伤影响不大；而随着温度升高，钢绞线断裂应力水平较低，外荷载施加的应力相对于温度而言对钢丝材料本身组织结构影响不大。试验过程中，所有试件均发生了整根钢绞线所有钢丝同时断裂，且钢丝均发生不同程度的颈缩现象，温度越高，颈缩越明显。
同时，由图 6与图 8可以看出，钢绞线高温下拉伸试验断面收缩率与温度呈一定的线性关系。对于钢绞线火灾后损伤鉴定而言，除可以利用强度损伤系数来评估钢绞线断裂临界温度外，还可以通过检测钢绞线钢丝断面收缩率，根据图 6与图 8所示的钢丝断面收缩率-温度关系，得出相应的断裂临界温度，以便于评估火灾现场情况。
4.2 高温后力学性能高温后钢绞线拉伸试验与高温下试验基本相似。试验选取了3组共30根未受火损伤钢绞线试件，每组10根试件，分别对应于常温，100，200，300，400，500，600，700、800，900 ℃的温度水平。试验时，先采用材料高温试验炉对钢绞线试件进行升温，升温速度为5 ℃/min。由室温升至预定温度后，自动恒温1 h，然后以空气冷却的方式进行降温。待冷却至室温后，进行拉伸试验，拉伸试验过程依据GB/T 228.1—2010 《金属材料拉伸试验第1部分：室温试验方法》[14]相关规定进行，测定经历不同温度水平后钢绞线的极限抗拉强度、弹性模量和伸长率。
图 9至图 11所示，分别为高温后极限抗拉强度折减系数σb(T)/σb，弹性模量折减系数Es(T)/Es和伸长率损伤系数δb(T)/δb随温度变化关系曲线。其中，σb(T)和σb分别为温度T时的高温后极限抗拉强度和常温极限抗拉强度，Es(T)和Es分别为温度T时的高温后弹性模量和常温弹性模量，σb(T)和σb分别为温度T时的高温后伸长率和常温伸长率。
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| 图 9 高温后极限抗拉强度折减系数-温度关系曲线 Fig. 9 Curves of reduction factor of ultimate tensile strength vs. temperature after high temperature |
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| 图 10 高温后弹性模量折减系数-温度关系曲线 Fig. 10 Curves of reduction factor of elastic modulus vs. temperature after high temperature |
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| 图 11 高温后伸长率折减系数-温度关系曲线 Fig. 11 Curves of reduction factor of elongation percentage vs. temperature after high temperature |
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试验表明，高温后极限抗拉强度损伤明显，高温后弹性模量和伸长率也随温度变化明显。对于极限抗拉强度，当温度小于400 ℃时，无明显强度损伤；当温度大于400 ℃且小于700 ℃时，强度损伤呈线性显著折减；但当温度处于700~900 ℃区间时，强度损伤又变得不明显。图 10表明，当温度小于600 ℃时，高温后弹性模量不仅无损伤，而且略有提高；当温度大于600 ℃时，高温后弹性模量损伤明显。由图 11可见，温度对伸长率的影响非常明显，从室温到900 ℃经历了3次明显的波动。从室温到400 ℃，先降低后，又恢复到常温伸长率水平；从400 ℃至700 ℃，先降低后又显著增长到接近常温伸长率的2倍；当温度大于700 ℃后，显著降低。
由图 9、图 10并与已有文献试验结果[6]对比可见，高温后未受火损伤钢绞线力学性能，受初始施工荷载影响同样不明显。
5 受火损伤钢绞线火灾温度场推定目前而言，以往文献针对火灾受损桥梁的检测评估主要在于混凝土结构的受损分析[17-19]，而对于预应力钢绞线的检测则较少涉及，且对于钢索承重体系桥梁而言，钢绞线的火灾力学性能的重要性相比混凝土结构更为重要。因此，如何正确推定受火损伤钢绞线的火灾温度场并以此评估受火损伤钢绞线的性能是十分重要且必要的。
根据上述第2节所得未受火损伤钢绞线高温力学性能试验结果，可利用图 6与图 8所示断面收缩率-温度关系，图 5所示和图 9所示高温下、高温后的钢绞线极限抗拉强度-温度关系，结合已有文献模型推定受火灾损伤后钢绞线所经历的温度场，并分析各指标推定火灾温度场的可靠性及局限性。
图 12为由受火损伤钢绞线测试所得各力学指标基于不同模型推定的火灾温度场。
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| 图 12 火灾温度推定 Fig. 12 Prediction of fire temperatures |
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由图 12可以看出，3种模型均表现出一致的变化趋势，且最高推测温度均未超过图 3所示的钢索燃烧试验最高实测温度。对于高温后极限抗拉强度-温度模型，其推定的火灾温度场水平较高，主要是由于实验室高温后拉伸试验测定时没有考虑初始应力的影响，而由图 7可知高温下所受初始应力对钢绞线极限抗拉强度有折减作用，在实际中钢索处于有初始应力状态下受火断裂，因此高温后模型推定的火灾温度场水平较高。
对于高温下极限抗拉强度-温度模型，其推定的受火温度较低，则主要是由于实验室进行拉伸试验时，试验机夹具需要夹取试件至少200 mm的长度，使得实际拉伸区域并非受火损伤最严重的端部，且对同个钢索的各根钢绞线影响也不同，因此实测强度比实际钢绞线最劣化强度要稍高，即推定的火灾温度场水平较低。
而对于断面收缩率-温度关系推定的温度场，测定的是受火断裂区钢绞线的断面收缩率，所以相对于高温抗拉强度-温度关系模型，其更加接近于实际火灾中钢绞线的火灾温度场，模型更为合理且可靠，可作为火灾后钢绞线损伤检测与评估的主要依据。
6 结论(1) 通过钢索火灾燃烧模拟试验获得了钢索燃烧时的温度时程曲线，在8 min即进入轰燃燃烧阶段，20 min时为轰燃的全盛期，最长燃烧时间约为35 min，最高温度超过了600 ℃，这说明桥梁钢索火灾危险性很大，需要采取防火保护措施。
(2) 对受火损伤钢绞线进行的检测结果表明，钢绞线极限抗拉强度均有不同程度的损伤。通过对未受火损伤钢绞线进行的高温力学性能试验结果表明，初始施工荷载对其高温下和高温后力学性能损伤规律影响均不明显。
(3) 通过对受火灾损伤后钢绞线所经历的温度场进行推定分析结果表明，高温下极限抗拉强度-温度关系与高温后具有良好的一致性，但依据极限抗拉强度-温度关系推定的火场温度与实际火灾最高温度有一定误差。相比之下，根据断面收缩率-温度关系推定的火场更加合理与可靠，可作为钢绞线火灾后损伤鉴定与评估的重要依据之一。
| [1] | 刘其伟, 王峰, 徐开顺, 等. 火灾受损桥梁检测评估与加固处理[J]. 公路交通科技, 2005, 22(2): 71-74 LIU Qi-wei, WANG Feng, XU Kai-shun, et al. Detection Evaluation and Repairing of Fire Damaged Bridge[J]. Journal of Highway and Transportation Research and Development, 2005, 22(2): 71-74 |
| [2] | 杨玺. 新建高架桥夜发大火20米桥面烧裂[EB/OL]. (2009-07-28)[2016-08-30]. http://e.chinacqsb.com/html/2009-07/28/content_13955.htm. YANG Xi. A Newly Built Viaduct Fire at Night Causing 20m Deck Cracked[EB/OL]. (2009-07-28)[2016-08-30].http://e.chinacqsb.com/html/2009-07/28/content_13955.htm. |
| [3] | JAMES G. Million up in Smoke! Traffic Chaos after Bridge the Size of a Football Field COLLAPSES onto Main Freeway from LA to Vegas after Construction Worker Accidentally Set It on Fire[EB/OL]. (2014-05-06)[2016-08-30]. http://www.dailymail.co.uk/news/article-2621508/Bridge-size-football-field-main-freeway-Los-Angeles-Las-Vegas-freeway-collapses-construction-worker-accidentally-sets-fire.html. |
| [4] | 黄清. 钢筋混凝土桥梁火灾后检测评估[J]. 世界桥梁, 2014, 42(5): 78-82 HUANG Qing. Inspection and Evaluation of Reinforced Concrete Bridges after Fire Disasters[J]. World Bridges, 2014, 42(5): 78-82 |
| [5] | 张岗, 王亚堃, 王翠娟. 过火混凝土桥梁评价方法及耐久性损伤评估模型[J]. 公路交通科技, 2010, 27(增1): 88-92 ZHANG Gang, WANG Ya-kun, WANG Cui-juan. Evaluation Method and Durability Damage Assessment Model for Concrete Bridge Suffered from Fire[J]. Journal of Highway and Transportation Research and Development, 2010, 27(S1): 88-92 |
| [6] | ABRAMS M S, ERLIN B. Estimating Post-fire Strength and Exposure Temperature of Prestressing Steel by Metallographic Method[J]. Portland Cement Assoc R & D Lab Bull, 1967, 9(3): 23-33 |
| [7] | 范进, 吕志涛. 受高温作用时预应力钢绞线性能的试验研究[J]. 建筑结构, 2002, 32(3): 50-63 FAN Jin, LÜ Zhi-tao. Experimental Study on the Prestressed Steel Strand at High Temperature[J]. Building Structure, 2002, 32(3): 50-63 |
| [8] | 范进. 高温后预应力钢绞线性能的试验研究[J]. 南京理工大学学报, 2004, 28(2): 186-189 FAN Jin. Experimental Study on Material Properties of Prestressed Steel Strand Post High Temperatures[J]. Journal of Nanjing University of Science and Technology, 2004, 28(2): 186-189 |
| [9] | 郑文忠, 胡琼, 张昊宇. 高温下及高温后1770级ΦP5低松弛预应力钢丝力学性能试验研究[J]. 建筑结构学报, 2006, 27(2): 120-128 ZHENG Wen-zhong, HU Qiong, ZHANG Hao-yu. Experimental Research on the Mechanical Properties of Prestressing Steel Wire (fptk=1860 N/mm2, d=5 mm, low relaxation) at and after High Temperature[J]. Journal of Building Structures, 2006, 27(2): 120-128 |
| [10] | 张昊宇, 郑文忠. 1860级低松弛钢绞线高温下力学性能[J]. 哈尔滨工业大学学报, 2007, 39(6): 861-865 ZHANG Hao-yu, ZHENG Wen-zhong. Mechanical Property of Steel Strand at High Temperature[J]. Journal of Harbin Institute of Technology, 2007, 39(6): 861-865 |
| [11] | 周焕廷, 李国强, 蒋首超. 高温下钢绞线材料力学性能的试验研究[J]. 四川大学学报:工程科学版, 2008, 40(5): 106-110 ZHOU Huan-ting, LI Guo-qiang, JIANG Shou-chao. Experimental Studies on the Properties of Steel Strand at Elevated Temperatures[J]. Journal of Sichuan University:Engineering Science Edition, 2008, 40(5): 106-110 |
| [12] | 宗钟凌, 张晋, 蒋德稳, 等. 高温后1860级钢绞线力学性能试验研究[J]. 消防科学与技术, 2015, 34(3): 311-314 ZONG Zhong-ling, ZHANG Jin, JIANG De-wen, et al. Experimental Research on the Mechanical Properties of Steel Strand (fptk=1860 N/mm2) at Elevated Temperature[J]. Fire Science and Technology, 2015, 34(3): 311-314 |
| [13] | GB/T 22315-2008, 金属材料弹性模量和泊松比试验方法[S]. GB/T 22315-2008, Metallic Materials-Determination of Modulus of Elasticity and Poisson's Ratio[S]. |
| [14] | GB/T 228. 1-2010, 金属材料拉伸试验第1部分: 室温试验方法[S]. GB/T 228.1-2010, Metallic Materials-Tensile Testing-Part 1:Method of Test at Room Temperature[S]. |
| [15] | GB/T 4338-2006, 金属材料高温拉伸试验方法[S]. GB/T 4338-2006, Metallic Materials-Tensile Testing at Elevated Temperature[S]. |
| [16] | DBJ/T 15-81-2011, 建筑混凝土结构耐火设计技术规程[S]. DBJ/T 15-81-2011, Code for Fire Resistance Design of Concrete Building Structures[S]. |
| [17] | 奚勇. 火灾受损桥梁的检测与评估[J]. 世界桥梁, 2007(4): 62-65 XI Yong. Inspection and Evaluation of Fire Damaged Bridges[J]. World Bridges, 2007(4): 62-65 |
| [18] | 邵永军, 张宏. 混凝土桥梁火灾损伤检测评估方法与应用[J]. 公路交通技术, 2011(2): 91-96 SHAO Yong-jun, ZHANG Hong. Detection and Assessment Methods for Fires of Concrete Bridges and Application[J]. Technology of Highway and Transport, 2011(2): 91-96 |
| [19] | 许肇峰, 陈映贞, 王勇平, 等. 火灾后混凝土桥梁检测评估分析[J]. 消防科学与技术, 2016, 35(10): 1470-1474 XU Zhao-feng, CHEN Ying-zhen, WANG Yong-ping, et al. Analysis on Detection and Evaluation of Concrete Bridge after Fire[J]. Fire Science and Technology, 2016, 35(10): 1470-1474 |