火災(zāi)后外包薄壁鋼管加固鋼筋混凝土軸壓柱力學(xué)性能的數(shù)值模擬

丁楠， 羅漪， 歐婷茹， 徐玉野， 呂金炭

(1. 華僑大學(xué) 土木工程學(xué)院， 福建 廈門 361021；2. 福建榮盛鋼結(jié)構(gòu)實業(yè)有限公司， 福建 泉州 362000)

火災(zāi)后外包薄壁鋼管加固鋼筋混凝土軸壓柱力學(xué)性能的數(shù)值模擬

丁楠1， 羅漪1， 歐婷茹1， 徐玉野1， 呂金炭2

(1. 華僑大學(xué) 土木工程學(xué)院， 福建 廈門 361021；2. 福建榮盛鋼結(jié)構(gòu)實業(yè)有限公司， 福建 泉州 362000)

基于有限元ABAQUS軟件，通過建立溫度場模型與靜力加載模型，對外包薄壁鋼管加固ISO 834標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)作用后的鋼筋混凝土(RC)柱的軸壓性能進(jìn)行研究.分析外包鋼管厚度、加固方式和截面形狀對外包薄壁鋼管加固火災(zāi)后RC柱的剛度、軸壓承載力和極限變形能力等的影響規(guī)律.結(jié)果表明:外包薄壁鋼管加固火災(zāi)后RC柱的剛度、軸壓承載力和變形能恢復(fù)甚至超過火災(zāi)前試件的水平，且隨鋼管厚度的增加、加固方式的改變,以及加固后截面形狀的不同，混凝土柱的受力性能有不同程度的提高. 關(guān)鍵詞： 薄壁鋼管； 加固； 火災(zāi)； 鋼筋混凝土柱； 力學(xué)性能； 數(shù)值模擬

火災(zāi)的高溫作用會極大地降低鋼筋混凝土柱的剛度和極限承載力.已有的火災(zāi)后加固方法主要有增大截面法[1]、外包鋼法[2]、粘貼纖維復(fù)合材料法[3]、高性能水泥復(fù)合砂漿鋼筋網(wǎng)(HPFL)加固法[4]等.

在利用鋼管加固鋼筋混凝土柱方面，國外較早開展了外包鋼管加固柱的強度和變形能力的研究[5-6]，國內(nèi)對于外包鋼管加固鋼筋混凝土柱的研究較晚[7-14].這些研究均表明外包鋼管加固的方式可以得到良好效果.以往研究外包薄壁鋼管加固法加固火災(zāi)后鋼筋混凝土柱的內(nèi)容，大多集中在外包鋼管加固常溫下的老化柱，而少數(shù)對受火后RC柱的加固研究也只涉及了各材料性能或受火時間對加固性能的影響.本文通過ABAQUS軟件建立外包薄壁鋼管加固火災(zāi)后混凝土柱的有限元模型[15]，分析了外包鋼管厚度、加固方式和截面形狀3個參數(shù)對火災(zāi)后混凝土柱承載力、剛度等的影響規(guī)律.

1 數(shù)值模擬

1.1 邊界條件和溫度場分析

混凝土和鋼材的熱工性能是求解溫度場及高溫后力學(xué)性能的基礎(chǔ).國內(nèi)外眾多學(xué)者已對混凝土和鋼筋的熱工參數(shù)進(jìn)行了大量研究，并給出了混凝土及鋼筋的熱工參數(shù)[16-17].

文中參考文獻(xiàn)[17]給出的混凝土熱工模型.升溫前，外界及結(jié)構(gòu)溫度均等于所處環(huán)境溫度(θ0=20 ℃)且無熱量轉(zhuǎn)移.鋼筋混凝土柱受火時及受火后的傳熱方式有熱對流、熱輻射和熱傳導(dǎo)3種，柱側(cè)表面與空氣通過熱輻射和熱對流進(jìn)行熱交換，柱內(nèi)部通過熱傳導(dǎo)進(jìn)行熱量的轉(zhuǎn)移[18].輻射系數(shù)和受火面的對流換熱系數(shù)分別取0.5,25.0 W·(m2·K)-1;上下表面按實際受力狀態(tài)設(shè)定為絕熱面;模型的屬性設(shè)置中,Stefan-Boltzmann常數(shù)為5.67×10-8W·(m2·K4)-1，絕對零度取-273 ℃;溫度曲線采用國際標(biāo)準(zhǔn)組織制定的ISO 834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線.

(a) 方柱 (b) 圓柱圖1 鋼筋混凝土柱的溫度場云圖Fig.1 Temperature field of reinforced concrete column

混凝土與鋼筋均采用Heat Transfer單元.混凝土選用8節(jié)點三維實體單元DC3D8，鋼筋選用熱分析單元DC1D2.進(jìn)入分析步中，選用瞬態(tài)升溫，時間取為240 min，升溫段為90 min，其后為降溫段.受火后，方柱與圓柱的ABAQUS模擬溫度場云圖，如圖1所示.

1.2 火災(zāi)后靜力加載數(shù)值模擬

1.2.1 高溫后鋼材的本構(gòu)關(guān)系 熱軋鋼筋在經(jīng)歷低于600 ℃的高溫作用后，其力學(xué)性能恢復(fù)較快，較受火前基本不變[19].試驗中，鋼筋混凝土柱由于保護(hù)層的存在，鋼筋骨架的溫度始終低于600 ℃，因此，采用常溫下鋼筋的本構(gòu)關(guān)系模型.常溫下，鋼筋采用二次塑流模型，應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線一般分為彈性段、彈塑性段、塑性段、強化段和二次塑流5個階段[20].鋼管采用應(yīng)用較為廣泛的雙線性彈塑性模型，分為彈性段和強化段，強化段的模量取0.01Es[20].

1.2.2 灌漿料的本構(gòu)關(guān)系 灌漿料采用文獻(xiàn)[20]提出的適用于有限元計算的核心混凝土受壓單軸應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)關(guān)系，其方柱的計算公式為

圓柱的計算公式為

上兩式中:x=ε/ε0；y=σ/σ0；其余參數(shù)見文獻(xiàn)[20].

1.2.3 高溫后混凝土的本構(gòu)關(guān)系 由于混凝土熱傳導(dǎo)性能較差，是一種熱惰性材料，構(gòu)件內(nèi)部存在著明顯的溫度梯度，火災(zāi)后，混凝土構(gòu)件的損傷程度隨著離構(gòu)件表面距離的增加而增加.因此，火災(zāi)高溫后的混凝土應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)模型的表達(dá)式[19]為

上式中:ε0r(θ)為溫度θ作用后混凝土峰值應(yīng)力對應(yīng)的峰值應(yīng)變；fcr(θ)為高溫過火后混凝土強度.即有

為了得到受火后核心區(qū)混凝土的本構(gòu)，參照文獻(xiàn)[14]的Python后處理程序，并對其輸出語言進(jìn)行改進(jìn).通過對受火后的核心混凝土最高溫度進(jìn)行提取，并把各單位節(jié)點編號、最大值溫度寫入“*.fil”文件，直接寫入靜力加載模型中的預(yù)定義場初始狀態(tài)；然后，在ABAQUSCAE中導(dǎo)入“inp”文件，查看模型的初始溫度圖(圖2)，并進(jìn)行靜力加載模擬.靜力加載分析時，對于網(wǎng)格劃分方法，使靜力加載模型與溫度場數(shù)值分析模型保持一致，以便正確讀入各單元節(jié)點的最高過火溫度值.

(a) 方柱 (b) 圓柱 (c) 方-圓柱圖2 靜力加載模型的初始溫度Fig.2 Original temperature of static load tests

1.2.4 邊界與接觸處理 根據(jù)試驗時的實際接觸情況，采用如下界面接觸處理方法：1) 鋼筋與混凝土柱采用嵌入約束;2) 灌漿料與混凝土之間接觸面采用綁定約束;3)薄壁鋼管與灌漿料之間接觸面采用表面接觸，其力學(xué)性能中切向考慮摩擦滑移，為罰接觸，摩擦系數(shù)取0.6[13]，法向取為硬接觸;4) 柱頂端集中力加載點和支座集中力處混凝土與鋼墊塊采用點面耦合約束;5) 柱兩端焊接鋼板與鋼管，以及混凝土之間接觸面采用綁定約束.

2 模擬結(jié)果及試驗的對比分析

(a) 方柱 (b) 圓柱 圖3 試件的溫度測點位置(單位：mm)Fig.3 Location of temperature measuring point of specimen (unit: mm)

文獻(xiàn)[21]的試驗共制作12根RC柱試件，包括8根RC方柱試件和4根RC圓柱試件.其中：方柱截面邊長b=300 mm (面積為90 000 mm2)，圓柱的截面直徑d=340 mm (面積為90 792 mm2)，變截面形狀指火災(zāi)前邊長為300 mm的方形截面試件，火災(zāi)后加固成直徑是340 mm的圓形截面試件，所有試件高度均為1 500 mm.構(gòu)件縱筋采用HRB 400鋼筋，配置8C20，箍筋采用HPB 300鋼筋，配置Φ8@150，柱頭加密配筋Φ8@50.加固用的外包鋼板采用Q235B鋼板.

2.1 溫度模擬曲線分析

圖3,4分別為方柱試件和圓柱試件的溫度(θ)測點布置和溫度模擬曲線.圖4中：t表示時間.由圖4可知:與SC3,C3試件的試驗數(shù)據(jù)對比,模擬與試驗得到的溫度曲線發(fā)展情況基本一致，表明模擬數(shù)據(jù)較可靠.存在誤差的主要原因是數(shù)值模擬中未考慮水分蒸發(fā)和遷移的影響，熱電偶的埋設(shè)位置誤差,熱工參數(shù)本身存在一定離散性等原因也會造成一定誤差.

(a) 方柱 (b) 圓柱圖4 試件的溫度-時間模擬曲線Fig.4 Temperature-time curve of specimen

2.2 擬靜力試驗的破壞形態(tài)與承載力分析

外包薄壁鋼管加固火災(zāi)后RC方柱的主要特征點及試驗結(jié)果，如表1所示.表1中：t為受火時間；d為鋼管厚度;Nu為極限承載力;Δu為極限位移，取試件的荷載下降到85%極限荷載所對應(yīng)的位移;上標(biāo)t，c分別代表試驗值與模擬值.模擬與試驗的荷載-位移(N-Δ)曲線結(jié)果對比，如圖5所示.

表1 外包薄壁鋼管加固火災(zāi)后RC方柱的試驗與模擬結(jié)果

(a) 方柱 (b) 圓柱 圖5 模擬與試驗的N-Δ曲線Fig.5 N-Δ curves of simulation and experiment

由表1可知：有限元模擬與試驗的軸壓承載力偏差均控制在10%以內(nèi)，表明所建立的有限元模型能夠較好預(yù)測加固后試件的軸壓承載力.由圖5可知：外包薄壁鋼管加固火災(zāi)后RC柱的軸壓承載力和變形能力均有顯著提高.

3 影響因素分析

影響薄壁鋼管加固受火后鋼筋混凝土柱的荷載-位移關(guān)系曲線的主要因素有外包鋼管厚度、加固方式和截面形狀.將ABAQUS有限元模擬結(jié)果按照影響因素分類給出N-Δ關(guān)系曲線,如圖6所示.

(a) 管鋼厚度

(b) 加固方式 (c) 截面形狀圖6 不同影響因素的N-Δ曲線模擬結(jié)果Fig.6 Simulation results of N-Δ curves with different influence factors

模擬在試驗中壁厚(2，3 mm)的基礎(chǔ)上，增加了4，5 mm兩種壁厚參數(shù)，為了得到更加清晰的規(guī)律，以方形鋼管中只起約束作用的加固方式為例，如圖6(a)所示.

1) 由圖6(a)可知：在試驗的薄壁壁厚范圍內(nèi)(2～5 mm)，隨著外包鋼管壁厚的增加，在剛度變化不大前提下，加固件的軸壓承載力與軸壓極限變形均有增大，且隨厚度的增加，軸壓承載力提高幅度減小.相比于受火未加固的試件，其增加量依次為48.8%，51.8%，53.9%和54.5%.因此，實際加固工程中要綜合考慮多方面因素進(jìn)行鋼管厚度的設(shè)計.

2) 由圖6(b)可知：加固方式對加固件的軸壓承載力影響不顯著.結(jié)合圖5可得兩種加固方式均能提高受火試件的極限變形能力，鋼管只起約束作用的加固件的軸壓變形能力比鋼管承擔(dān)縱向荷載的加固件的軸壓變形能力大.說明只起約束作用的加固件能更好地發(fā)揮鋼材的性能；剛度在彈性階段變化不明顯，而在彈塑性階段略有降低.

3) 由圖6(c)可知：對于同樣的外包薄壁壁厚(3 mm)，不論是鋼管只起約束作用(SC4,S-C1,C3),還是鋼管承擔(dān)豎向荷載(SC6,S-C2,C4)，對于方柱加固件，變截面形狀加固的軸壓承載力比同截面形狀提高較大.即變截面形狀加固試件比受火未加固試件提高約110%，而同截面形狀加固試件提高約60%；軸壓變形能力也比同截面形狀加固有較大增加，變截面形狀加固試件比受火未加固試件增加量達(dá)105%以上，而同截面形狀加固試件只提高8%～25%，且剛度變化不大.由圖6(c)還可知：圓形鋼管加固較方形鋼管加固效果好，且加固前試件的截面形狀(方形或圓形)對試件加固后的軸壓承載力影響很小.這主要是加固后試件的截面形狀(方形或圓形)起主要影響作用.

4 結(jié)論

通過ABAQUS對外包薄壁鋼管加固火災(zāi)后RC柱的軸心受壓的數(shù)值模擬，分析了外包鋼管厚度、加固方式和截面形狀對外包薄壁鋼管加固火災(zāi)后RC柱加固效果的影響規(guī)律.與試驗結(jié)果驗證，得出以下2點主要結(jié)論.

1) 有限元軟件ABAQUS建立的模型對外包薄壁鋼管加固火災(zāi)后RC柱的軸心受壓性能的分析結(jié)果預(yù)測較準(zhǔn)，可供實際工程參考.

2) 外包薄壁鋼管加固火災(zāi)后RC柱的承載力與剛度能基本恢復(fù)甚至略超過火災(zāi)前試件的水平.其軸壓承載力隨著外包薄壁鋼管壁厚的增加而增大，隨加固方式的改變影響不顯著，但只起約束作用的加固方式的軸向變形能力大于承受縱向荷載的加固方式；加固后試件的截面形狀起主要影響作用，且圓形鋼管加固較方形鋼管加固效果好.

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(責(zé)任編輯： 陳志賢 英文審校： 方德平)

Numerical Simulation on Axial Compression Mechanical Property of Reinforced Concrete Columns With Wrapped Steel Tube After Fire

DING Nan1， LUO Yi1， OU Tingru1， XU Yuye1， LYU Jintan2

(1. College of Civil Engineering， Huaqiao University， Xiamen 361021， China；2. RongSheng Steel Structure Industrial Company Limited, Quanzhou 362000, China)

Based on numerical simulation (ABAQUS)， according to established the temperature model and the static load model， the axial compression performance of the reinforced concrete (RC) columns wrapped with thin-walled steel tube after exposure to ISO 834 standard fire was conducted. The thickness of steel tube， strengthening mode and cross section shape were analyzed to figure out the influence on axial bearing capacity， rigidity and ultimate deformation of the columns. Results show that the axial rigidity， axial bearing capacity and ultimate deformation of RC columns after fire wrapped with thin-walled steel tube may restore or even exceed the level of specimens before fire; as the thickness of steel tube increases， the strengthening mode and cross section change, the mechanical performance of RC columns enhances. Keywords： thin-walled steel tube； strengthening； fire； reinforced concrete column; mechanical property； numerical simulation

10.11830/ISSN.1000-5013.201702005

2016-12-16

羅漪(1976-)，女，副教授，博士，主要從事結(jié)構(gòu)工程和數(shù)值模擬的研究.E-mail:luoyi@hqu.edu.cn.

國家自然科學(xué)基金面上資助項目(51578255)； 福建省自然科學(xué)基金面上資助項目(2017J01093)； 福建省科技計劃項目(2014J01195)； 華僑大學(xué)研究生科研創(chuàng)新能力培育計劃資助項目(1511404001)

TU 375.3

A

1000-5013(2017)02-0158-06