第30卷第6期2009年12月Vol130No16Dec12009004
四边简支钢筋混凝土双向板火灾试验研究
王 滨
1,2
,董毓利
3
(1.青岛理工大学土木工程学院,山东青岛266033;2.西安建筑科技大学土木工程学院,陕西西安710055;
3.哈尔滨工业大学土木工程学院,黑龙江哈尔滨150090)
摘要:进行了2块四边简支钢筋混凝土双向板足尺试件在恒载2升温工况下的火灾试验。研究了双向板在受火过程中沿板
厚混凝土的温度场分布规律、钢筋的温度变化、板平面内外的变形、板边转角随温度的改变情况。试验结果表明,在荷载和温度的耦合作用下,沿板厚存在非线性温度场,板平面外变形比常温下显著增加;四边简支钢筋混凝土双向板具有与常温下不同的破坏模式,裂缝主要出现在板顶的长边跨中、距短边支座1/4处以及角部;在火灾作用下板的荷载传递路径有明显改变。
关键词:钢筋混凝土双向板;四边简支;火灾试验;温度场;变形;破坏模式中图分类号:TU37512 TU31711 文献标志码:A
Experimentalresearchoffour2edgesimplesupporttwo2way
reinforcedconcreteslabunderfire
WANGBin,DONGYuli
(1.SchoolofCivilEngineering,QingdaoTechnologicalUniversity,Qingdao266033,China;2.SchoolofCivilEngineering,Xi’anUniversityofArchitecture&Technology,Xi’an710055,China;
3.SchoolofCivilEngineering,HarbinInstituteofTechnology,Harbin150090,China)
1,2
3
Abstract:Theexperimentsoftwofull2scalereinforcedconcreteslabswithfour2edgesimplesupportunderthecombinedeffectsofconstantloadingandfirewereinvestigated.Thetestsweremainlydesignedtostudythedistributionoftemperaturefieldalongthedepthoftheslab,thetemperaturechangesoftheinnersteelreinforcement,theout2planeandin2planedeformation,andtherotationontheedges.Theexperimentalresultsindicatethat,underthecombinedeffectsofconstantloadingandfire,non2lineartemperaturefieldexistsalongthedepthoftheslab.Moreover,theout2planedeformationoftheslabsismuchlargerthanthatoftheslabsundernormaltemperature.Theresultsalsoshowthatthefailurepatternsofthefour2edgesimplesupportslabsaredifferentfromthoseundernormaltemperature.Thecracksaremainlyoccurredonthetopoftheslab,suchasinthemiddleofthelongspan,inside1/4spanoftheshortbearingsandthecornerwiththeforcetransferringpathchangedobviously.
Keywords:two2wayRCslab;four2edgesimplesupport;fireexperiment;temperaturefield;deformation;failurepattern
基金项目:国家自然科学基金项目(50578078),国家自然科学基金重大国际合作研究项目(50320120156),大型及重要建筑安全监测预警
集成技术研究与示范项目(2006BAJ13B03)。
作者简介:王滨(1970— ),男,山东高密人,讲师。E2mail:wangbin7039@1261com收稿日期:2008年6月
23
0 引言
建筑火灾概率高且危害大,GB50016—2006《建
[1]
筑防火设计规范》仅对构件的耐火极限提出了相关规定,现行系列结构设计规范对钢筋混凝土结构在火灾下的抗火设计很少提及,致使目前的结构防火停滞于单个构件的耐火极限设计,不能满足结构的抗火设计要求。因此研究钢筋混凝土结构的抗火性能,通过抗火设计提高结构的抗火能力,已经成为国内外研究的方向。
钢筋混凝土板是结构中的重要构件,不仅承受结构的竖向荷载,还起着水平分隔的作用,在建筑发生火灾时受火相对严重,但国内外对其在火灾下结
[226]
构行为的试验研究尚不多见。如文献[2]主要研究了不同预应力度对无粘结预应力混凝土连续单向板抗火性能的影响;文献[5]通过对15块水平方向无约束的缩尺比例板遭受较大的面外变形的研究,得出其承载力远大于按塑性铰线理论计算的结果,从而提出板内薄膜内力的存在。文献[6]研究了48块水平方向无约束的缩尺比例试件,在变化钢筋直径、间距(即配筋率)情况下的破坏模式,试验表明,在高温下的破坏由低配筋时的钢筋拉断向高配筋时混凝土压碎演变,并提出在高温下板薄膜内力的存在。文献[426]的研究主要集中在缩尺比例和高温(非直接受火)试件,且主要研究边界条件易于实现的单向板和四边简支板。
本文进行了足尺四边简支钢筋混凝土双向板的火灾试验,分析了沿板厚混凝土的温度场分布规律、板内钢筋的温度变化规律、板平面外变形、板边转角随火灾温度的变化情况以及四边简支板在荷载2温度耦合作用下的破坏方式,并用改进方法测得板在火灾下的平面内位移。
配置,见图1,121剖面为吊钩配筋。采用同批次C30商品混凝土浇筑,实测其立方体抗压强度平均值3115MPa,钢筋采用HRB400,实测屈服强度平均值为435MPa,抗拉强度平均值为580MPa,混凝土保护层厚度为15mm。
图1 试件的几何尺寸与配筋
Fig.1 Dimensionsandreinforceddetailsofspecimen
112 边界条件及加载方案
按照GB50152—92《混凝土结构试验方法标[9]
准》和GB/T9978—1999《建筑构件耐火试验方
[7]
法》,四边简支板的支座采用滚珠和滚轴,采用钢球作为滚珠,钢球和滚轴的直径均为100mm,其布置见图2。
1 试验概况
111 试件设计
试验设计了2块相同的钢筋混凝土双向板试件,编号分别为4ES21、4ES22,其轴线尺寸为4500mm×6000mm,板厚为120mm,由于炉体上隔火砖墙以及耐热铝酸纤维的存在,其受火净面积大约为3800mm×5400mm,符合GB/T9978—1999《建筑构件耐火试
[7]
验方法》关于受火面积的要求。考虑到支座的搁置长度以及为了防止火灾作用下板大变形引起的向
[8]
内滑落,在制作简支板时对其平面尺寸进行了加大,将短边加大到5000mm,长边加大到6660mm。板的配筋按照吊装阶段和使用阶段两种荷载工况进行24
图2 板的支座布置Fig.2 Supportingofslab
试验采用恒载2升温方案,通过在板上堆加铁砝
2
码施加均布荷载,分5级进行,每级014kN/m,共
2
210kN/m。荷载块布置如图3所示。
试件的安装同一般的静力试验,不同的是钢球与上下钢垫板是点与点的支承,板在吊装过程中稍微的错动就会导致钢球位置的移动和钢垫板跌落。
由图可见,试验基本可以满足标准火灾升温的要求。
(a)4ES21
图3 荷载块布置
Fig.3 Set2upofloads
试验在钢球之间放置宽度较大、厚度比钢球大5mm、
硬度适宜的泡沫材料,板缓慢下放,一定时间后泡沫被压紧,板即与钢球完全接触,剔除泡沫即可。板安装后的照片见图4,板的试验全貌见图5。
(b)4ES22
图6 温度2时间曲线
Fig.6 Temperature2timecurvesofISOandfurnace
114 量测内容及测点布置
图4 安装完毕后的钢球
Fig.4 Steelballafterinstallation
11411 平面外位移测量
图5 试验全貌图
Fig.5 Photooffulltest
113 加温系统
试验火灾升温曲线采用ISO国际标准组织制定[10]
(标准温度2的理论试验曲线时间曲线),试验温度
由式(1)确定。
T=345lg(8t+1)+T0
(1)
式中,t为试验所经历的时间,T为升温到t时间的炉温,T0为炉内初始温度。
试验在山东建筑大学结构实验室火灾试验炉上进行,升温由计算机火灾控制系统按式(1)和安装在炉内的两个热电偶的反馈信号(实际炉温1和实际炉温2)控制,试件标准升温和实际升温曲线见图6,
平面外位移采用差动式位移传感器(简称LVDT,量程200～500mm不等)进行量测,数据由惠普数据采集仪采集。平面外位移测点布置见图7。11412 平面内位移测量
在测量试件4ES21的平面内位移时,由于没有预计到受火后板边有较大翘起,致使直接顶在板厚中心的差动式位移传感器在试验开始后不久与板脱离,见图8a,因此只能测出板变形不大时的平面内位移。试件4ES22采用图8b所示的改进装置,镂空的重钢板悬挂在植入板厚中心的螺栓上,当板边有转动时,重钢板始终受重力作用而自然下垂,穿过镂空重钢板且带有皮筋的差动式位移传感器便可以准确测出板的平面内位移。板的平面内位移测点布置如图9所示。11413 板边转角测量
板边转角用自制杠杆式测角器进行量测,如图10a所示。试件4ES21试验时,用磁铁吸在角钢上的差动式位移传感器因角钢的转动使测杆弯曲,当测杆弯曲到一定程度即脱离磁铁,无法继续测试,如图10b中虚线。试件4ES22采用改进装置,如图10b中实线所示,带有皮筋的差动式位移传感器穿过镂空的角钢,测得的始终是测角器的转动在该处引起的
25
(a)4ES21
(a)4ES21
(b)4ES22(b)4ES22
图7 平面外差动式位移传感器布置Fig.7 Set2upofout2planeLVDT
图9 平面内差动式位移传感器布置
Fig.9 Set2upofin2planeLVDT
图8 平面内位移量测装置
Fig.8 In2planedeformationmeasuringdevice
图10 转角量测装置
Fig.10 Rotationtestingdevice
水平位移。板转角测点布置如图11所示。
11414 混凝土温度测量
10min在长边南段1/4偏北沿短边出现第1条几乎
混凝土温度由埋设在板内的自制镍铬2镍硅热电偶量测,其间距为20mm。共埋置9个测点,沿板厚布置7片混凝土热电偶,如图12所示,并在每测点的板顶和板底钢筋上各设置1片钢筋热电偶。热电偶数据由惠普数据采集仪采集。
2 试验结果及分析
211 主要试验现象及板的破坏特征分析
试件4ES22升温3min板角即有肉眼可见翘起,26
东西通长裂缝①,缝宽约012mm;13min在长边跨中
出现第2条几乎通长裂缝②,缝宽约012mm;18min在长边北段1/4处偏南出现第3条几乎通长的裂缝③;28min在未直接受火的支座板边板底,每隔一定间距均有裂缝出现;35min在裂缝②处南侧约150mm处东端出现短裂缝,该裂缝呈弧状向短边中点支座延伸;37min在跨中南段出现南北向裂缝④,缝宽小于011mm,该裂缝向裂缝①延伸,在其他角部陆续出现呈弧状发展的斜裂缝;43min在北侧出现南北向裂缝⑤,位置与裂缝④对称。75min板顶水分蒸发基本完毕,板不再出现大的有规律的裂缝,原先裂缝宽度不断增加。板顶裂缝见图13a,主要有平行于短边的
(a)板顶
(a)4ES21
(b)板底(b)4ES22
图13 4ES22裂缝Fig.13 Cracksof4ES22
图11 转角测量差动式位移传感器布置Fig.11 Set2upofrotationLVDT(a)板顶
图12 热电偶布置Fig.12 Set2upofthermalcouples
3条通长裂缝①、②、③和在角部呈椭圆状的板角裂
缝。板底裂缝见图13b,对于未受火的板边,板底裂
缝宽度015mm左右,板边中间部分的裂缝间距为200mm左右,板角部分的裂缝间距为100～150mm;对于直接受火的中间区格,混凝土表面满布细而多的不规则裂缝,但未发现有通长和规则的裂缝出现。试件4ES21的试验现象与试件4ES22基本相同,其板顶和板底裂缝见图14。
综合试验现象,四边简支钢筋混凝土双向板在荷载2温度的耦合作用下,并没有出现常规静力试验中塑性铰线的破坏形式。首先由于温度梯度引起的热应力使板顶混凝土受拉
[11212]
(b)板底
图14 4ES21板裂缝
Fig.14 Cracksof4ES21
,而平行于短边方向
出现的3条主要横向裂缝(裂缝①、②、③),使热应力在该处得到集中释放。这3条裂缝实际上将板分
为左、中、右三部分,其中左、右两部分变为三边支承,中间部分变为两对边支承,荷载传递方向发生了
显著的改变。由于还受到荷载的耦合作用,截面必须满足弯矩平衡状态,如对中间部分,板实际上变为对边支承板,为满足截面弯矩平衡,板顶混凝土必须受压而板底钢筋必须受拉,显然不会在受压板顶再出现纵向温度裂缝;左右两部分被横向裂缝①、③分割后,长、短边产生互换,与中间部分一样,温度裂缝也是在互换后的短边出现(裂缝④、⑤),并在该处使热应力得到集中释放。至于角部,一方面由于温度的热应力而使板顶受拉,另一方面受火后板角翘起,
27
荷载作用于该悬挑角部,也使板顶混凝土受拉,在两者的耦合作用下,便产生了椭圆状角部裂缝。由此可见,四边简支钢筋混凝土双向板在荷载2温度的耦合作用下,必须考虑温度作用引起的计算简图和荷载传递路径的改变,并以此为据对构件的内力做出合理的计算。鉴于板底为双向配筋,荷载在改变传递路径的情况下沿两个方向传递的比例还有待进一步的试验研究。212 主要试验结果21211 截面温度分布
图15～18为升温阶段板在不同厚度处的温度与时间关系曲线。除板顶、板底外,其他厚度处的温度在某一时段内都不同程度地出现了升温停滞现象,即有一个长短不一的水平段,这是因为在板的升温过程中,混凝土中的自由水、结合水以水蒸汽的形式从板中蒸发,在这个过程中带走了大量热量,导致升温停滞现象发生。随板厚度的不同,水分完全蒸发的时间也不一,造成这一现象有两个原因,其一是随板厚度的增加温度降低,累积到使水分完全蒸发的温度所需要的时间延长;其二,距板底较近处混凝土中的水分由温度高处向温度低处迁移,也使该处水分完全蒸发所需要的时间延长。板顶温度发展缓慢,至火灾结束时才达到100℃左右,除板厚度影响外,一部分原因是从板内部迁移出来的水分(板顶水斑和水线)的蒸发带走大量的热量,另一部分原因是板顶与外界的热对流也带走了一部分热量。由图可见,同一板的不同测点以及不同板之间温度数据结果非常相近。
图16 试件4ES21测点4温度与时间关系曲线Fig.16 Temperature2timecurvesof4ES21atpoint4
图17 试件4ES22测点1温度与时间关系曲线Fig.17 Temperature2timecurvesof4ES22atpoint1
图18 试件4ES22测点9温度与时间关系曲线Fig.18 Temperature2timecurvesof4ES22atpoint9
图15 试件4ES21测点1温度与时间关系曲线
Fig.15 Temperature2timecurvesof4ES21atpoint1
图19和图20为板的升降温全过程温度与时间关系曲线,为防止过高的炉温对喷嘴控制阀的损坏,降温阶段采取了强制通风而非自然冷却的方法,图中的竖线为升温和降温的分界。由图可见,除板底温度因强制通风而迅速降低以外,其他厚度处的温度在火灾停止后并没有迅速降低,反而有不同程度
[11]
的升高,升高的幅度和延续时间随板厚度的不同而有较大差异,试件4ES22具有与此相同的特征,仅28
数值略微不同。可以预计,若不是采用强制通风而
是采用自然冷却,则板底和板中某些厚度处的温度在最初的降温阶段也会因炉壁的辐射、传导和对流
[2,8,11]
而进一步升高。
图21和图22为火灾中板的温度2板厚2时间曲线。由图可见,从板底到大约40mm高度范围内温度梯度很大,超过40mm以后温度梯度逐渐减小。沿板厚度方向随受火时间的延长温差较大,如此大的温差在板混凝土截面高度内将产生较大的温度应力。
图23和图24为试件板内钢筋部分测点的温度与时间关系曲线(ts321表示3号测点板顶钢筋,ts322表示该测点板底钢筋,余同)。受火50min后,板底钢筋的温度陆续超过300℃,火灾结束时板底钢筋温度平均在600℃左右,而板顶钢筋温度大约在200～
图19 试件4ES21测点1升降温全过程温度
与时间关系曲线
Fig.19 Temperature2timecurvesof4ES21atpoint1
duringheatingandcooling
图22 试件4ES22测点1温度2板厚2时间关系曲线Fig.22 Temperature2depthcurveswithdifferenttime
of4ES22atpoint1
图20 试件4ES22测点1升降温全过程温度
与时间关系曲线
Fig.20 Temperature2timecurvesof4ES22atpoint1
duringheatingandcooling
图23 试件4ES21板内钢筋部分测点的
温度与时间关系曲线
Fig.23 Steelbartemperature2timecurvesof
4ES21atpartialpoints
图21 试件4ES21测点1温度2板厚2时间关系曲线
Fig.21 Temperature2depthcurveswithdifferenttime
of4ES21atpoint1
图24 试件4ES22板内钢筋部分测点的
温度与时间关系曲线
Fig.24 Steelbartemperature2timecurvesof
4ES22atpartialpoints
300℃范围内。板底钢筋的温度也因水分的迁移有
较短的水平台阶,板顶钢筋受板内迁移的较多水分
的影响而有较长的水平台阶。21212 平面外位移
板在受火前,分5级施加均布活荷载,每级持荷15min,试件4ES21中心测点(即最大位移点)的测试结果见图25,最大位移为5132mm,在一段时间内位
移无变化后开始受火试验。试验用89122型拾振器以观测火灾中板的频率变化情况,图中竖向尖锐的线条,是用铁锤给板以人工激励后位移传感器上下跳跃所致。
图26～31为试件在受火过程中平面外位移曲线,从图26～29可以看出,升温阶段的平面外位移分为两阶段,第1阶段为从开始点火到大约10min,此阶段位移较小,对应的平均炉温为550～600℃(图6),
29
图25 试件4ES21静力荷载作用下的位移2时间关系曲线
Fig.25 Deformation2steadyloadcurvesof4ES21
图28和图29为升降温全过程平面外位移与温
度关系曲线,在停火后的降温开始阶段,平面外位移并不随着火灾的停止而有所减小,在试件中都出现了火灾停止以后的一个较长的水平段,这与混凝土温度导热滞后有关。尽管停火后,炉内温度降低,但板中温度仍是下部逐步降低、顶部却在升高,板中温度处于相对稳定状态,因此其挠度出现一较长水平段。在炉温降低到500℃时,变形才开始逐渐恢复,降至400℃时变形恢复开始加快,当试件4ES21的炉温降至250℃、试件4ES22的炉温降至200℃时停止强制通风,此时变形仍在恢复但炉内温度有所反复,即有一段小的增长,其原因是停止强制通风后,炉壁释放的辐射热使炉温升高所致。板在放置2天后,炉内温度已恢复到常温状态,各个测点的平面外位移又有一定量的恢复,但仍能够看出明显变形。试件的变形恢复情况见表1和表2,试件4ES21、4ES22的残余变形平均值分别为30118%和35132%,板中心处的变形恢复均比其他位置的恢复小。试件4ES21的变形恢复时间比试件4ES22少150min,其变形恢复值略小于试件4ES22。
图26 试件4ES22升温阶段平面外位移与时间关系曲线Fig.26 Out2planedeformation2timecurvesof
4ES22duringheating
图27 试件4ES21升温阶段平面外位移与时间关系曲线
Fig.27 Out2planedeformation2timecurvesof
4ES21duringheating
图28 试件4ES22升降温全过程平面外
位移与温度关系曲线
Fig.28 Deformation2temperaturecurvesof4ES22
duringheatingandcooling表1 试件4ES21的变形恢复值Table1 Deformationrecoveryof4ES21
测点
1#2468
#
而板底钢筋的温度约在100℃左右(图23、24),最大
位移约40mm,根据文献[10211]知,此时钢筋的弹性模量和应力并未有显著减小,此阶段平面外位移为线性发展;第2阶段为升温10min后,炉内温度超过600℃,位移曲线出现明显拐点,各点平面外的位移随温度的增加而迅速增长,温度从600℃增长到1080℃(4ES22火灾结束时炉内温度为1050℃)的过程中2块板的中心点位移分别达到了263197mm、257115mm,增长了约615倍左右,根据文献[10211]知,此时钢筋的弹性模量随温度的升高而显著降低,钢筋应力显著减小,从而导致平面外位移非线性发展。30
最大位移/
mm165100186100164145210169274154220179167144188114156130
残余变形/
mm106187136117111141145152200174148134111125139195113130
变形恢复/
mm581134918353104651167318072146561194811943100
恢复比例
35123%26179%32125%30193%26188%32182%33156%25161%27151%
3#
#
5#
#
7#
#
9#
注:变形恢复=最大位移-残余变形;恢复比例=变形恢复与最大位移之比。
图29 试件4ES21升降温全过程平面外
位移与温度关系曲线
Fig.29 Deformation2temperaturecurvesof4ES21
duringheatingandcooling表2 试件4ES22的变形恢复值Table2 Deformationrecoveryof4ES22
测点
1#2#35
#
图31 试件4ES22升降温全过程平面外
位移与时间关系曲线
Fig.31 Out2planedeformation2timecurvesof4ES22
duringheatingandcooling
最大位移/
mm158196187138159199204122257146159186
残余变形/
mm10012712319210014013212217912798176
变形恢复/
mm581696314659159721007811961109
恢复比例36192%33187%37125%35126%30137%38122%
4#
#
6#
图30和图31为升降温全过程位移与时间关系曲线(图中的竖线是火灾前后的分界),由图可见,停火后板的位移仍在增加,即板的最大位移并不是在炉温最高时达到的,与炉温之间存在滞后现象。
升温至大约50min,由于板受火以后挠度较大,带动板向内部移动,因而短边方向由膨胀开始改为收缩,而长边方向仍处于膨胀状态,该观测结果与裂缝分布于板横向的规律是吻合的。至火灾结束时沿长边的膨胀位移之和与沿短边的内缩位移之和数值基本相等,但方向相反。对试件4ES21,由于受火后板的翘起,使直接顶在板厚中心的位移传感器与板脱离,仅能测出部分测点在部分时间内的数据,但其规律与4ES22基本相似,即长边膨胀,短边先膨胀后内缩。对比试件4ES21和4ES22的结果可见,采用改进测量措施后,平面内位移的测量结果较为理想。
图30 试件4ES21升降温全过程平面外
位移与时间关系曲线
Fig.30 Out2planedeformation2timecurvesof4ES21
duringheatingandcooling
图32 试件4ES22测点平面内位移Fig.32 In2planedeformationsof4ES22
21214 板边转角
21213 平面内位移
试件的平面内位移曲线见图32～34所示,其中
图32和图34为各测点平面内位移,图33为各方向平面内位移之和。由图可见,在最初阶段,各方向的位移为膨胀,即板因受火而向外移动,沿板长边方向的膨胀位移之和大于沿短边方向的膨胀位移之和。
图35为试件4ES22的板边转角与时间关系曲线。由图可见,板边的转角始终随时间的增长和温度的升高而不断增长,长边支座的转动比短边支座的转动快,到火灾停止时短边支座处分别转动8161°(北轴)和9140°(南轴),而长边支座处转动了
(东轴),图中转角曲线上升均匀且光滑。10120°
图36为试件4ES21的板边转角与时间关系曲线,阶梯状的部分表示位移传感器的测杆被磁铁吸
31
转角也减小或出现负值。对比2块板的测试结果,可以看出观测装置的改进效果比较理想。
图33 试件4ES22长边及短边平面内位移之和Fig.33 In2planedeformationsumsof4ES22
图36 试件4ES21的板边转角与时间关系曲线
Fig.36 Rotation2timecurvesof4ES21
3 结论(1)四边简支钢筋混凝土双向板在荷载2温度的
图34 试件4ES21测点平面内位移
Fig.34 In2planedeformationsof4ES21
耦合作用下,裂缝主要在板顶出现,其位置主要分布
于长边跨中和距短边支座大约1/4跨度处的板顶负弯矩钢筋截断处,板顶角部出现椭圆状裂缝。
(2)在火灾作用下,四边简支钢筋混凝土板的板顶会因较大的温度梯度出现拉应力,且长边方向的拉应力大于短边方向的拉应力。
(3)四边简支钢筋混凝土双向板在火灾作用下,沿板厚度方向存在非线性温度场。
(4)四边简支钢筋混凝土双向板在火灾作用下
图35 试件4ES22的板边转角与时间关系曲线
Fig.35 Rotation2timecurvesof4ES22
的变形比常温静力试验下的变形大很多。试验结果
表明,四边简支钢筋混凝土双向板的耐火性能较好。
(5)火灾作用下板产生平面内位移,受火初期短边方向位移为负值(即向炉体内移动),后期为正值(即高温膨胀),而长边方向始终处于膨胀状态,且两个方向的平面内位移大小基本相等,但方向相反。
(6)火灾作用下支座处板的转角比常温下的大很多。
参 考 文 献
[1] GB50016—2006 建筑防火设计规范[S].
protectionandprevention[S].(inChinese))
[2] 袁爱民,孙宝俊,董毓利,等.无粘结预应力混凝土
(GB
50016—2006 Codeofdesignonbuildingfire
住而不能随测角器的转动而自由水平移动,测杆的
总变形包括水平和竖向分量,当测杆因竖向变形较大而弹起时,全部变形均转化为水平位移,水平位移的突然增加导致转角的突变,形成跳跃曲线,测杆弹起后即和测角器脱离。图中除东轴以外的其他3条曲线,都呈现出水平状或略微降低甚至出现负值,不是转角不增加或得到了恢复,而是因上、下传感器都与测角器脱离不能感知位移的增加故转角呈水平状,或因上部传感器和测角器脱离而下部传感器又未和测角器脱离,两者的差值变小甚至出现负值,故32
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