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Fire 

Engineering 

Research: 

Key 

Issues 

for 

the 

Future 

Post ‐tensioned  Concrete Structures in Fire

John Gales

Supervision: Luke Bisby, 

Co supervision: Martin Gillie‐ modelling, Phase 1 and  3

Tim Stratford ‐ experimentation, Phase 2 and  3

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What are post‐tensioned buildings?

Conventional steel rebar  Prestressing (PS) steel 

•   Advantages of  post‐tensioning concrete with PS steel for load balancing

‐   Thin floors (high ceilings)

‐   Increased span lengths 

‐   Reduces building materials 

‐   Rapid construction

Highly 

optimized

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Typical post‐tensioned buildings

Modern BPT 

building, UK

Modern UPT 

building, USA

Antiquated (1960s) 

UPT building, USA

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Novel building optimization

“  Today’s  flat ‐slab  post ‐tensioned  buildings ,  for  example, with columns spaced  (12 m) on center  

and  span

‐depth

 ratios

 of 

 40 

 are

 more

 complex 

 

and  require more engineering attention thantypical   flat ‐slab buildings of  40  years ago , with columns spaced  at  (6 m) on center  and  span‐

depth ratios

 of 

 20.

 ”   ‐Randall  Poston (chair   ACI 

318)

•   Current guidance is dated and has not 

kept up with modern optimization trends

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Real PT slab behaviour in fire is debatable

•   PT optimization increases 

susceptibility to fire:

‐  PS steel  more

 sensitive

 to

 strength

 loss

 in

 high

 

temperature

‐   Spalling of  concrete cover  (HS concrete, 

 precompression of  slab)

‐  Unbonded  tendons run

 continuous , local  damage

 WILL

effect  the entire  floor  (Key  Biscayne demolition)

•   Code guidance is based on (often 

dated) 

standard 

furnace 

tests 

of  

simple 

span slabs: 

‐  modern construction?, building materials?, real   fires? 

PT  Standard   fire test  (Kelly  and  

Purkiss, 2008)

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The PhD

•   Phase 1 Fire code assessment for unbonded PS steel rupture (spalling, and variable heating length) 

•   Phase 2 High

 temperature

 

mechanical behaviour of  modern PS steel (softening, strength and creep) 

•   Phase 3 three large‐scale continuous PT slab tests under localised heating

•   Side  projects while I wait   for  Phase 3 to begin (curing time delayed)

Temperature compensated time (θ)

   C  r  e  e  p  s   t  r  a   i  n   (  e  c  r   )

 ∆θ

 ∆ecr  Secondary Creep rate=Z=  ∆ecr 

   ∆θ

ecr,0

   P  r   i  m  a  r

   C  r  e  e  p

   S  e  c  o  n   d  a  r

   C  r  e  e  p

   T  e  r   t   i  a  r

   C  r  e  e  p

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Phase 1: Localized fire damage to unbonded 

PS 

steel•   2009 Tests demonstrated unbonded PS steel rupture is more probable under localized heating ‐ influenced by creep 

•   Localized fires may be due to spalling, travelling, ceiling  jets…

Localized  heated  UPT  tendon tests 

( strong back  tests ) conducted  in my  

masters

Lower  ratio of  heating,  failed  tendons 

at  equivalent  temperatures

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Phase 1: Localized fire damage to unbonded 

PS 

steel•   IBC, and EC2 analyzed with simple tendon rupture 

modelling with creep (time, temp, load dependent) 

relation and

 heat

 transfer

 ( ASTM

 E119

 curve)

Parametric  analysis: Heated  length ratio, spalling, specified  concrete cover 

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Phase 1 results

 Performance based

 guidance

 not

 

clearly specified in codes with respect to losing unbonded PS steel in a fire

 Considerations

 

to 

made; 

restraint, 

bonded  reinforcing, spalling mitigation

 American IBC code was unconservative

 Real unbonded PS steel behaviour more 

severe than

 Phase

 1 modelling,

 new

 

modelling parameters needed (Phase 2)

 Results have tied  in directly  or  inspired  

related  PhD

  projects

 at 

 Edinburgh

(spalling, concrete cover  influence using FEM)

0.00

100.00

200.00

300.00

400.00

500.00

600.00

700.00

800.00

900.00

1000.00

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1

Time (hr)

   T  e  m

  p  e  r  a   t  u  r  e   (   °   C   )

Cover (0mm)

Cover (1mm)

Cover (2mm)

Cover (3mm)

Cover (4mm)

Cover (5mm)

Cover (6mm)

Cover (7mm)

Cover (8mm)

Cover (9mm)Cover (10mm)

Cover (11mm)

Cover (12mm)

Cover (13mm)

Cover (14mm)

F|IR|E

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1

Time (hr)

   T  e  m  p  e  r  a   t  u  r  e   (   °   C   )

Cover (0mm)

Cover (1mm)

Cover (2mm)

Cover (3mm)

Cover (4mm)

Cover (5mm)

Cover (6mm)

Cover (7mm)

Cover (8mm)

Cover (9mm)

Cover (10mm)

Cover (11mm)

Cover (12mm)

Cover (13mm)

Cover (14mm)

F|IR|E

Example heat  transfer  compensated   for  spalling input  (200mm slab)

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Phase 2: Modern PS steel behaviour in high 

temperature

Used Digital Image Correlation (DIC) in uniaxial tensile tests to 

measure deformation and cross section reduction

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Phase 2: Modern PS steel behaviour in high 

temperature•   DIC patch correlations based on HT paint speckle pattern   atch A 750Px gauge length = 37.5mm  Patch B

Pixel (y)

Pixel (x)

Stress = 0 MPa 

Stress = 1950 MPa

 

 Patch A Patch B 

Method  needed  validation  for  current  use……………….

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Phase 2: Modern PS steel behaviour in high 

temperature•   DIC to bonded foil strain gauges and extensometer 

•   DIC cross section to Poisson constant  volume theory 

•   DIC to theoretical

 thermal

 expansion

 calculation

 (EC2)

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Phase 2: Modern PS steel behaviour in high 

temperature•   Creep behaviour using temperature compensated time.

•   PS steel types considered; ASTM 421‐1970, ASTM 416‐

2008, and

 BS

 5896

‐2011 (all 

 of 

 different 

 composition,

 but 

 

considered  structurally  equivalent)

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Phase 2 results

•   Uniaxial creep tests at Steady  state and Transient 

investigating equivalency

Results appeared  similar  (creep  parameters were 

identical  magnitudes; at  

690MPa and 

 1000MPa

 

stress levels)

Change in transient  test  

heating rate had  same magnitudes

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Phase 2 results

•   Tertiary creep as manifestation of  localized yielding

 

0.00

0.02

0.04

0.06

0.08

0.10

0.12

0 1E-19 2E-19 3E-19 4E-19 5E-19 6E-19

       ε  c  r

Virtual creepstrain (steady

state)

Harmathy

equation

w/ASTM 416

 params and area

reduction

690 MPa

12

13

14

15

16

0 1E-19 2E-19 3E-19 4E-19 5E-19 6E-19

Temperature compensated time, θ (x 10-19

 hrs)

    A  r  e  a   (  m  m

   2   )

 Necking region

3300Px distance

  1 2 3 4 5 6

Creep curve initiates runaway  (tertiary)  failure 

when a local  necking 

region develops

Result  appears in 

transient  test 

Possible to model, but  relations  produce error 

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Phase 2 results

•   Strength tests with true stress in steady state; Implicit 

creep strength tests comparison underway (post peak 

softening).

Reduction ratios matched  well  

to Eurocode

Loading

 rate

 decrease,

 

decreased  yield   point 

True strength retention at  

elevated  temperature

 better 

 

than EC2 until   post   peak  

softening occurs 

0

500

1000

1500

2000

2500

0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3

   S   t  r  e  s  s   (   M   P  a

   )

Strain

100ºC (true)

300ºC (true)

400ºC (true)

500ºC

(true)

100

500ºC

400ºC

300ºC

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Phase 2 results

•   Creep models were compared with the results of  the 

locally heated strong back tests (varied  transient  and  

steady  state heating with cooling) 

60 0

65 0

70 0

75 0

80 0

85 0

90 0

95 0

1000

1050

0 1 2 3 4 5 6

Test duration (hrs)

   U  n   b  o  n   d  e   d   P   S  s   t  r  e  s  s   l  e  v  e   l   (   M   P  a

ASTM 416 (2008)

actual stress

ASTM 416 (2008)

model

ASTM 421 (1970)

modelBS 5896 (2011)

Transient heating (2°C/min) Steady

heating

(400°C)

Cooling (natural)

Creep model  accuracy  

 function of  heating rate 

and  metallurgy 

Error  at  2%  for2⁰ C/min 

growing to 7% error  at  

30⁰ C/min

Third  creep  phase not  

considered  yet 

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Phase 3: Continuous post‐tensioned 

concrete slabs under localized fire•   Two UPT and One BPT , 1‐hour rated EC2 slabs

  Tests  planned   for  this summer  (6+ months, low  MC%)

  Restraining  forces measured   from steel  columns (stiffness based  on 

representative concrete columns 

  Applied  loading 

  Realistic

 span

 to

 depth

 ratio

 (>40)

  Bonded  steel   provided 

  Thermocouples (x24), Linear  Potentiometers (x8), Load  cells (x2)

  Radiant   panel  heating (locally  heated)

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Phase 3: Continuous post‐tensioned 

concrete slabs under localized fire

Issues and problems with Phase 3:

•   What do we want to do with the results…..

‐ Apriori  and   Aposteriori  round  robin modelling? 

‐ In house modelling (FEM  packages)? 

•   Instrumentation

‐ What  should  we be measuring and  what  does it  mean? 

‐ Motion imaging?  (2D DIC, 3D tracking?)

•   Pretesting‐ Ambient  tests before heating? 

•   Intangibles;  prestressing the slabs? 

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Current collaborative side projects

•   Project 1: The History of  Fire Safety Engineering (The full story is not recorded)

 Traditional  and  non traditional  construction

 Large scale testing (Modern and  antiquated)ICEM15 conference this  July  in Porto

 Fire behaviour, dynamics and  design  philosophy 

•   Project 2: Axis

 distance

 vs.

 clear

 cover of 

 

miniature PS slabs exposed to ISO 834. Should this design rule change? 

•   Project 3: Open

 access

 repositories for

 

historical fire engineering photographs and articles

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Thank you

For additional information

Email:  j.gales@ed.ac.uk

Further reading:

•http://www.eng.ed.ac.uk/fire/2009‐ phd ‐ john.html 

•Results of  Phase 1 can be consulted  in the  Journal  of  Structural  Fire Engineering and  

Fire Safety   Journal  (see web link   for  references)

•Some  preliminary  results of  Phase 2 will  be  presented  at  SIF  2012 conference in  Zurich

•Phase 3 is currently  in  progress targeting 2013  for  completion.