火災后及修復加固后型鋼混凝土柱力學性能分析

鋼筋混凝（src）是將鋼（如鋼、特鋼等）和鋼筋配置在混凝土中形成的結構。研究表明,型鋼混凝土的外包混凝土可有效保護內部型鋼,使該類結構的耐火性能良好,在多、高層建筑中應用日益增多。對于型鋼混凝土構件的耐火性能,學者們已開展了不少研究工作。Malhotra和Stevens、宋天詣等、Yu等和Huang等進行了型鋼混凝土柱耐火極限的試驗研究,研究的參數包括軸壓比、混凝土類型、保護層厚度、偏心率、截面形式和構件長度等。宋天詣等、Yu等、Huang等、韓林海和鄭永乾以及Ellobody和Young進行了型鋼混凝土柱在火災升溫下極限承載力與變形關系曲線的數值分析,并給出了其耐火極限的簡化計算方法。此外,ECCS和Eurocode4給出了其耐火極限設計曲線或設計表格。以往對型鋼混凝土結構耐火性能的研究大多是針對其在火災升溫階段而開展的。隨著結構抗火設計原理研究的逐步深入,火災降溫段的影響正越來越受到重視,這是因為:1)即使結構外界火災處在降溫段,結構內部溫度仍可能繼續升高;2)火災降溫段構件會產生收縮變形,當變形受到整體結構中的相鄰構件的約束時會產生溫度內力,這些都可能導致結構在火災降溫段發生破壞。型鋼混凝土柱在火災后的承載能力和剛度均有不同程度的降低,如何進行火災后及加固后的力學性能分析,也是火災后型鋼混凝土柱修復和加固需要解決的問題。基于上述考慮,以及韓林海提出的包含常溫、升溫、降溫和火災后4個階段的火災和力的加載路徑,本文利用非線性有限元軟件ABAQUS建立型鋼混凝土柱火災前、火災后和修復加固后力學性能的分析模型;并以某受火后的型鋼混凝土柱為例,對其在上述3種情況下的軸力-彎矩(N-M)相關關系和使用階段抗彎剛度進行對比研究。1建筑結構火災和力耦合加載路徑建筑結構從建成到遭受火災后及修復加固,其經歷的過程可歸納為:1)正常使用階段;2)遭遇火災階段;3)火災后階段;4)加固后階段。在這一過程中,建筑結構受力和遭受的火災是連續的,近似于文中時間-荷載-環境溫度相互耦合的火災和力的加載路徑。因此,在對結構火災后和加固后力學性能進行分析時,應考慮類似文的火災和力耦合的加載路徑。具體分析流程如圖1所示,即在確定研究對象的幾何、物理和荷載參數(包括力和火災荷載),以及初始和邊界條件后,對其火災前(常溫下)、火災后和加固后的力學性能進行對比分析和評價,其中對火災后力學性能分析采用韓林海提出的火災和力耦合的加載路徑。2計算方法的選取對型鋼混凝土柱火災后和加固后力學性能的計算,包含溫度場分析和結構分析這2個部分。本文基于ABAQUS有限元軟件平臺,采用順序熱力耦合的計算方法,即將溫度場分析和結構分析作為相繼耦合的過程計算。對于溫度場分析,韓林海等文獻中已有詳細論述,本文不再贅述,僅介紹與結構分析相關的有限元模型。2.1混凝土的動態本構模型韓林海和Song等提出了適用于熱力耦合作用下鋼管混凝土柱中鋼材和混凝土的本構關系,包括常溫、升溫、降溫和高溫后這4個階段。本文采用的鋼材模型與Song等相同。混凝土常溫和升溫段采用Lie的模型,降溫段和高溫后混凝土均采用陸洲導等模型。圖2和圖3分別為Q345鋼材和C60混凝土在常溫、升溫時500℃、歷史最高溫度600℃后降溫過程中降到500℃、歷史最高溫度600℃后降到常溫這4個階段的應力-應變關系。由圖2和圖3可見,對經歷相同最高溫度的鋼材和混凝土在不同階段的應力-應變關系差異較大。2.2材料非線性模型在包含升降溫火災作用下,截面內部材料將經歷常溫、升溫、降溫和高溫后這4個階段。由于混凝土的熱惰性,當環境溫度進入降溫段時,構件外部區域已進入降溫階段而內部截面仍可能處于升溫階段。因此,截面不同位置進入升溫和降溫階段的時間不同,這在有限元模型計算過程中需要準確選用各階段的應力應變關系。在本模型中通過編制子程序實現不同溫度階段材料應力應變關系之間的自動識別和轉換。首先在場變量子程序USDFLD中定義2個場變量(分別代表歷史最高溫度和所處加載的不同階段),然后通過溫度膨脹應變子程序UEXPAN讀入主程序中每個增量步Increment的溫度增量ΔT,由于在不同的階段溫度增量ΔT的變化不同:常溫階段,ΔT=0;升溫階段,ΔT>0;降溫階段,ΔT<0;高溫后階段,ΔT=0。在這過程中,當出現當前增量步ΔT>0且下一個增量步ΔT<0時,表明該積分點已達到最高溫度,并將當前的溫度(即最高溫度)賦值與field(1);接著在場變量子程序USDFLD讀入當前的荷載步Step,結合荷載步Step和ΔT,可用field(2)=1,2,3,4分別代表常溫、升溫、降溫、高溫后這4個階段。確定積分點所處的溫度階段后,根據已定義的材性標識field(1)和field(2),即可通過程序自動選擇不同溫度階段的材料模型。2.3混凝土結構模型進行結構分析時必須保持網格劃分及節點編號與溫度場分析模型一致,以便正確讀入各節點的溫度值。本模型暫不考慮型鋼、鋼筋與混凝土接觸界面上的粘結滑移,認為型鋼、鋼筋與混凝土幾何位置相同的節點之間變形一致,可通過采用Tie或Embedded約束實現。根據實際型鋼混凝土柱的受力條件和變形特點,將其等效為兩端鉸接的標準受壓柱。初始缺陷可根據《型鋼混凝土組合結構技術規程》,取桿件附加偏心距(其值取20mm和偏心方向截面尺寸的1/30兩者中的較大值)進行計算。圖4所示為計算模型的熱、力學邊界條件和網格劃分,圖4c中為圖形清晰,僅給出了沿縱筋方向的部分箍筋。高溫下高強混凝土構件的表面混凝土(主要集中在混凝土保護層)易發生爆裂,從而直接導致構件截面面積減小,截面溫度場發生突變,使得鋼筋(包括縱筋和箍筋)直接暴露于高溫環境而迅速軟化,從而降低了構件的耐火性能,加速了構件的破壞。在考慮爆裂問題時,爆裂發生的初始時刻及持續時間是兩個關鍵問題。相關研究表明,高強混凝土發生爆裂的初始時刻主要集中在8~23min左右,平均約為15min;持續時間則主要集中在8~25min左右,平均約為20min。在本模型中可通過采用“單元生死”來近似模擬混凝土的爆裂問題,即在受火開始的15~35min內,將擬爆裂的混凝土單元(縱筋的混凝土保護層)同時刪除,并將被刪除單元的熱邊界條件同時賦予由于混凝土爆裂而直接暴露在環境熱空氣的單元邊界上。3預應力筋配筋以某火災后的型鋼混凝土柱繞強軸x軸單向壓彎為例,對其火災后和加固后的軸力-彎矩(N-M)相關關系和使用階段抗彎剛度進行分析。型鋼混凝土標準柱的參數為:高度5000mm,截面尺寸1250mm×850mm;截面配筋如圖5所示,其中型鋼采用H型鋼,強度等級為Q345C,截面尺寸為600mm×300mm×40mm×40mm(高度×寬度×翼緣厚度×腹板厚度);混凝土強度等級為C60,縱筋和箍筋均采用HRB335級鋼筋。火災發生時,作用在型鋼混凝土柱上的軸力N=1.3045×104kN,繞強軸x軸的彎矩Mx=220kN·m,環境升降溫曲線如圖6所示。對火災后受損的型鋼混凝土柱采用如圖7所示的“增大截面法”進行加固,即在原型鋼混凝土柱外部設置6@300鋼筋網和厚60mm且比原混凝土強度高一等級混凝土(C65)。3.1安全火災后和加固后的n0-m/m0相關分析及極限抗彎承載力損失率利用如圖4所示的有限元模型計算型鋼混凝土柱在常溫下繞強軸x軸單向壓彎的極限狀態。即先求型鋼混凝土柱火災前(即常溫下)軸壓狀態時的極限軸壓承載力N0和純彎狀態時的極限抗彎承載力M0,當型鋼混凝土柱處于壓彎狀態時,可通過改變軸向荷載N,求出相應的極限抗彎承載力M,求出一系列點(M,N),得到N-M相關曲線。然后將N-M相關曲線上點(M,N)分別除以M0和N0,得到N/N0-M/M0相關曲線,如圖8所示。對于火災后的型鋼混凝土柱,與火災前不同,在初始外荷載N和Mx以及包含升、降溫的火災作用下,截面內產生殘余應力和變形;對于加固后的型鋼混凝土柱(加固方案如圖7所示),除火災作用后柱內存在殘余應力和變形,經加固后截面較火災前有所增大。以降溫段最末狀態為基準,采用類似常溫下的方法,可得到火災后和加固后型鋼混凝土柱的N/N0-M/M0相關曲線,如圖8所示。由圖8可見,火災前、火災后和加固后的N/N0-M/M0相關曲線形狀類似,N/N0=0.25附近對應N/N0-M/M0相關曲線的點近似為界限破壞的臨近點,N/N0>0.25受壓破壞(小偏心受壓);N/N0<0.25受拉破壞(大偏心受壓)。型鋼混凝土柱外部的混凝土由于受到高溫的影響,火災后其材料性能會有所降低,導致柱的承載能力下降;經歷升、降溫火災后型鋼混凝土柱的壓彎相關曲線會較火災前向內偏移,但由于外部混凝土較好的保護了內部混凝土、型鋼和鋼筋,使其受到的高溫損傷較小,曲線向內偏移的程度有限;加固后,柱截面外層增加的混凝土使其承載能力明顯增加,使得型鋼混凝土柱的壓彎相關曲線會向外偏移。定義不同軸向荷載比(N/N0)下型鋼混凝土柱極限抗彎承載力損失率為(M-Mf)/M0·100,單位%,其中N為軸向荷載設計值,N0為火災前(常溫下)軸壓狀態時的極限軸壓承載力設計值;M和Mf分別為與N對應的火災前和火災后N-M相關曲線上的極限抗彎承載力。同樣,定義加固后的型鋼混凝土柱極限抗彎承載力的提高率為(Ms-M)/M0·100,單位%,其中M和Ms分別為與軸向荷載設計值N對應的火災前和加固后N-M相關曲線上的極限抗彎承載力。計算的損失率和提高率變化曲線分別如圖9所示,圖中計算損失率時,ΔM=M-Mf;計算提高率時,ΔM=Ms-M。由圖9虛線可見,當N/N0<0.25時,極限抗彎承載力損失率隨N/N0的增加而增加;當N/N0>0.25時,極限抗彎承載力損失率隨N/N0的增加而減小,且變化相對比較平緩;極限抗彎承載力損失率在N/N0=0.25附近達最大6.4%,在N/N0=0(純彎)附近達最小4.1%。這表明火災對型鋼混凝土受拉破壞的影響大于受壓破壞,這是由于火災后混凝土強度劣化而不能恢復常溫水平,而鋼筋和鋼材的屈服強度基本能恢復至常溫值,使混凝土的有效受壓區減小(包含軸心抗壓強度折減以及由于爆裂造成的面積減小等)。由圖9實線可見,極限抗彎承載力提高率隨N/N0的變化與相應損失率的變化規律相反,極限抗彎承載力提高率在N/N0=0.25附近達最小3.9%;當N/N0=0(純彎)時,極限抗彎承載力提高率達最大9.1%。在確定不同設計軸向荷載比(N/N0)下,型鋼混凝土柱極限抗彎承載力火災后的損失率和加固后的提高率后,可為該類型鋼混凝土柱的火災后和加固后的壓彎性能分析提供定量的依據。3.2混凝土抗彎剛度火災作用后,材料的彈性模量降低以及混凝土高溫爆裂導致的截面削弱等都可能使型鋼混凝土的抗彎剛度降低。對常溫下的型鋼混凝土抗彎剛度,Eurocode4和《型鋼混凝土組合結構技術規程》等規范對其作出了規定,但火災后和加固后的抗彎剛度的計算方法尚少見。參考韓林海中對鋼管混凝土抗彎剛度的計算方法,以Ms=0.6M0對應的彎矩M-曲率φ關系曲線中的割線剛度作為型鋼混凝土的使用階段抗彎剛度Ks,如圖10所示。Ks的計算表達式如下:其中:φs為曲率;εc為受壓邊緣混凝土壓應變;εs為受拉鋼筋拉應變;h0為截面有效高度。采用如圖4所示的有限元模型,分別得到其在火災前、火災后和加固后的純彎狀態下跨中截面的彎矩M-曲率φ關系曲線,如圖11所示。為便于與火災前使用階段抗彎剛度的對比,火災后和加固后的M0的取值與火災前的相同,按照(1)式計算得到的火災前、火災后和加固后的使用階段抗彎剛度分別用Ks、Ksf和Kss表示,結果如表1所示。由表1可見,火災后型鋼混凝土柱的使用階段抗彎剛度與火災前相比降低14.3%;加固后與火災前相比,使用階段抗彎剛度則提高6.7%。獲得其火災后和加固后的使用階段抗彎剛度后,可獲得如彈性模量和等效截面等參數,為進一步的力學分析打下基礎。4抗彎剛度的提高率和速率本文提出了火災后和加固后型鋼混凝土(SRC)柱力學性能的分析流程,