火災后鋼筋套筒灌漿連接混凝土柱抗震性能研究

陳佳威,李俊華*,張振文,鄭家豪,王守松

火災后鋼筋套筒灌漿連接混凝土柱抗震性能研究

陳佳威1,李俊華1*,張振文1,鄭家豪1,王守松2

（1.寧波大學 土木與環境工程學院, 浙江 寧波 315211;2.泉州信息工程學院 土木工程學院, 福建 泉州 362000）

目前套筒灌漿連接在裝配式結構中運用越來越廣泛, 為了研究火災后鋼筋套筒灌漿連接混凝土柱的抗震性能, 通過有限元軟件Abaqus與Python程序結合對預制混凝土柱火災后的抗震性能進行模擬, 并經試驗驗證了結果. 在此基礎上分析了混凝土柱的滯回特性、骨架曲線, 研究了剪跨比、軸壓比、受火時間等因素對火災后鋼筋套筒灌漿連接混凝土柱耗能能力、延性系數、承載力等抗震性能指標的影響. 結果表明: 受火時間越長, 試件的滯回曲線捏攏現象越明顯, 峰值荷載明顯降低, 受火60、90、120min后, 峰值荷載分別降低26.2%～34.4%、31.8%～43.2%、39.9%～50.3%. 火災損傷會影響預制試件的延性, 受火60、90、120min后預制試件的延性系數分別減小4.2%～28.4%、13.9%～35.8%、25.4%～33.5%. 火災后, 預制柱的耗散能系數降低, 降低趨勢與現澆試件相似; 初始剛度隨著火災時間的增長明顯降低. 通過參數分析, 建立了火災后套筒灌漿連接預制柱的承載力公式, 為火災后同類構件承載力評估提供參考依據.

裝配式混凝土結構;鋼筋套筒灌漿連接; 火災;抗震性能

20世紀60年代末, Alfred A. Yee發明了鋼筋套筒灌漿連接技術, 并將其用于連接Ala Moana酒店的框架柱[1]. 此后, 鋼筋套筒灌漿連接因具有錨固可靠、施工方便等優勢, 在裝配式混凝土結構中得到了廣泛的應用. 因此, 眾多研究者對套筒灌漿連接砼柱的抗震性能進行了研究. Xin等[2]研究了套筒連接對橋墩抗震性能的影響, 并提出了承載力估算方法. Xu等[3]研究發現套筒連接RC柱塑性鉸區域采用ECC可以提高抗震性能. 章一萍等[4]對4個套筒灌漿連接的短柱進行抗震性能研究, 指出預制試件可以等同于現澆試件進行設計. 然而, 伴隨著裝配式結構的普及, 結構在服役過程中面臨火災威脅. 火災后, 鋼筋與混凝土的力學性能大幅下降, 結構存在重大的安全隱患. 火災后構件的力學性能試驗是結構在火災后加固修復及安全性評定的重要依據. 對此, 吳波等[5]對4根RC柱進行了高溫后抗震性能的研究, 發現高溫后試件的強度、剛度、耗能等抗震指標隨溫度的升高而降低, 其中剛度下降得最快. 徐玉野等[6]進行了高溫后混凝土短柱的抗震性能研究, 并提出了火災后混凝土柱的抗剪承載力公式, 可用于短柱火災后的損傷評定. 王元武[7]研究了不同受火方式后混凝土短柱的抗震性能, 發現隨著試件受火面數的增加, 試件內部的溫度升高, 試件的抗剪承載力明顯降低.

對地震多發區來說, 火災后結構的抗震性能至關重要, 其中柱子的抗震性能對整體結構的抗震性能優劣有著決定性的影響. 本文通過對火災后及常溫下套筒灌漿連接預制柱的數值模擬, 研究火災對于試件抗震性能的影響, 為火災后鋼筋套筒灌漿連接的裝配整體式結構的加固與修復提供參考依據.

1 有限元模型的建立及驗證

1.1 有限元模型概況

目前, 火災后套筒灌漿連接混凝土柱抗震性能的研究鮮見報道, 因此本文對火災后鋼筋混凝土柱的抗震性能試驗結果和常溫下套筒灌漿連接預制柱的抗震性能試驗結果進行模擬, 驗證有限元模型的準確性. 在此基礎上, 設計了80根火災后套筒灌漿連接混凝土柱試件, 考慮了受火時間、剪跨比、軸壓比、混凝土強度、縱筋配筋率5個參數對混凝土柱抗震性能的影響.

除考慮參數外, 單元類型的選取也會直接影響計算效率和計算精度. 八節點線性六面體單元(C3D8R)適用于發生扭曲變形的部件, 可以有效地避免單元剪切自鎖的問題, 其計算精度較高, 但耗時較長. 兩節點線性三維桁架單元(T3D2)適用于承受拉壓的構件, 其彎曲分析的能力較差, 但計算速度較快, 且收斂性較好. 綜合考慮有限元模型的收斂性及精確性, 套筒區域外部的鋼筋主要受到軸向的拉力和壓力, 采用T3D2單元; 混凝土、套筒、套筒區域內部的鋼筋采用C3D8R單元.

確定參數變量后, 為了分析不同受火時間后套筒灌漿連接混凝土柱抗震性能的差異, 采用“順序熱力耦合”方法進行有限元分析, 具體步驟如下:

(1)熱傳學分析: 試件在ISO834標準升溫條件下進行溫度場分析, 確定各節點經歷的最高過火溫度.

(2)擬靜力分析: 根據熱傳學分析的結果, 參照文獻[8]提出的方法, 使用Python程序提取模型各節點的最高過火溫度, 作為初始條件導入擬靜力分析模型, 并根據各節點的最高過火溫度, 賦予不同的材料屬性.

1.2 材料熱工參數

在熱傳學分析中, 試件溫度的分布主要取決于材料的熱工參數. 混凝土、灌漿料與鋼材的熱工參數隨著溫度升高而發生變化. 根據文獻[9]中給出的計算模型, 得到各材料的熱工參數, 如圖1所示.

1.3 材料力學參數

1.3.1混凝土、灌漿料的力學參數

常溫下混凝土的本構關系根據混凝土結構設計規范[10]中給定的本構模型計算得到.

火災后, 混凝土與灌漿料的力學性能下降, 本構關系與常溫下不同, 參考文獻[11]給出的計算模型, 計算火災后混凝土與灌漿料的本構關系. 灌漿料的本構模型目前尚未研究完善, 因此在有限元分析中, 采用丁發興等[12]、余志武等[13]提出的高強混凝土的本構模型來建立灌漿料本構, 其強度相當于C80的混凝土.

圖1 材料的熱工參數

1.3.2鋼筋、套筒的力學參數

常溫下, 鋼筋本構采用理想的彈塑性雙直線模型. 縱筋和箍筋均采用HRB400鋼筋, 對應的力學參數參照混凝土結構設計規范[10]中建議的標準值. 套筒的力學參數根據鋼筋連接用灌漿套筒規范[14]中的要求取值, 抗拉強度為425MPa, 彈性模量為2×105MPa, 泊松比為0.3.

火災后鋼材的性能略有下降, 對應的力學參數根據文獻[9]計算得到.

1.4 界面相互作用

在套筒灌漿連接的混凝土柱試件中, 有3個界面的相互作用需要重點關注: 一是鋼筋與灌漿料之間的相互作用; 二是灌漿料與套筒內壁的相互作用; 三是套筒本身及套筒外部鋼筋與混凝土之間的相互作用.

以上3個界面的相互作用根據文獻[15]的試驗結果得到. 常溫時, 套筒連接件可以較好地傳遞鋼筋的應力, 且破壞均為鋼筋頸縮破壞, 所以套筒內部鋼筋與灌漿料之間采用綁定連接; 火災后, 套筒連接件會有拔出破壞的情況, 所以套筒內部鋼筋與灌漿料之間采用彈簧單元進行連接. 套筒與灌漿料之間連接可靠, 采用綁定連接. 套筒及套筒外部鋼筋內置于混凝土, 并使用子程序模擬套筒外部鋼筋與混凝土之間的滑移[16]. 上述3個界面之間的關系如圖2所示.

圖2 界面相互作用示意圖

1.5 約束條件及加載方式

在熱傳學分析中, 定義柱子的4個側面為受火面, 綜合輻射系數為0.5W·(m2·℃)-1; 上下表面為不受火面, 對流換熱系數分別為25W·(m2·℃)-1和9W·(m2·℃)-1. 初始溫度i為20℃, 絕對零度為-273.13℃.

在擬靜力分析中, 通過位移控制的方式在柱頂施加荷載. 模型的約束條件與實際情況一致, 將底座完全固定, 并設置為剛體. 對試件、U、U方向上的自由度進行約束, 確保柱頂只進行方向的水平位移和方向的豎向位移.

1.6 鋼筋與灌漿料粘結滑移模擬

火災后, 為了考慮套筒內部鋼筋與灌漿料之間的粘結滑移, 采用非線性Spring2彈簧單元來進行連接. 為使鋼筋與灌漿料之間的節點相互對應, 套筒內部鋼筋采用C3D8R單元, 如圖3所示.

圖3 部件模型

目前, 高溫后鋼筋與混凝土之間的粘結滑移本構研究已取得一定成果[17-19], 但高溫后灌漿料與鋼筋之間粘結滑移本構的研究尚在起步階段. 根據舒斌等[20]提出的方法, 結合余瓊等[21]研究得到的鋼筋與約束灌漿料之間的粘結滑移本構, 以及楊海峰等[22]、Rosa等[23]研究得到的火災后鋼筋混凝土粘結滑移本構, 在不同溫度下的降低趨勢推導得到火災后鋼筋和灌漿料之間粘結滑移的關系曲線如圖4所示. 不同溫度對應的曲線按線性插值近似取值.

圖4 τ—s曲線

試件內部不同位置的套筒最高過火溫度不同. 如圖5所示: 在四面受火的條件下, 試件角部套筒經歷的最高溫度高于中部套筒, 具體數值見表1.

圖5 柱截面溫度云圖

表1 套筒中心節點溫度

布置彈簧單元時, 沿鋼筋長度方向上采用對應曲線確定的非線性Spring2彈簧單元來模擬鋼筋與灌漿料之間的粘結滑移; 在、方向上, 采用與灌漿料剛度相同的線性Spring2彈簧單元來模擬灌漿料對于鋼筋的握裹力. 為避免彈簧產生不協調變形, 鋼筋與灌漿料的節點完全對應, 彈簧節點如圖6所示.

圖6 彈簧單元節點

1.7 有限元模型驗證

為了驗證模型的精確性, 對文獻[4]中的PSC- C-4試件和文獻[5]中S-3試件進行模擬. 圖7為試件PSC-C-4試驗破壞形態與混凝土損傷應力云圖的對比, 均呈現出明顯的剪切破壞. 圖8為S-3試件各節點溫度模擬的結果. 圖9為試驗結果和模擬結果的對比. 由圖可知, 模擬的結果與試驗的結果總體吻合較好, 該模擬方法可用于后續參數化分析. 模擬得到的初始剛度大于實驗得到的初始剛度, 主要是由于鋼筋與混凝土的相互作用方式為內置, 兩者整體性更好; 火災后, 試件S-3表面會產生裂縫, 導致試件的剛度進一步下降, 在模擬中并未考慮表面裂縫對試件剛度帶來的影響, 從而導致模擬結果的初始剛度偏大. 在后續承載力退化以及卸載剛度方面, 模擬結果與實驗結果總體趨勢相似.

圖7 試件PSC-C-4的破壞現象

圖8 S-3試件節點溫度模擬

圖9 試件S-3、PSC-C-4試驗與模擬結果對比

1.8 參數設計

為了研究火災損傷對鋼筋套筒灌漿連接預制柱抗震性能的影響, 設計了80個試件進行分析, 分別考慮了4組受火時間、4組剪跨比、3組混凝土強度、3組軸壓比、3組縱筋配筋率. 其中部分試件的配筋如圖10所示. 柱的截面尺寸為300 mm×300mm, 混凝土保護層厚度為35mm, 截面配有8根縱向鋼筋, 且按規范要求分別在柱兩端設置箍筋加密區, 鋼筋的強度等級均為HRB400. 具體設計參數見表2. 試件的設計滿足我國現行規范GB 50010-2010[10]、GB/T 51231-2016[24]、GB 50011- 2010[25]. 根據規范計算了不同剪跨比下構件的承載力設計值, 具體數值見表3.

圖10 試件配筋

表2 試件具體參數

注: 文中定義受火0、60、90、120 min的試件首字母分別為A、B、C、D, 例: A-GSRC-1、B-GSRC-1、C-GSRC-1、D-GSRC-1, 現澆試件同.

表3 承載力設計值

2 模擬結果及分析

2.1 破壞形態分析

以剪跨比為2.5的試件為例, 4個現澆試件和4個預制試件柱身部分的混凝土損傷應力云圖如圖11所示, 圖中藍色區域為未受損的混凝土, 紅色區域為破壞的混凝土.

(1)試件的整體破壞形態相似, 隨著受火時間的增長, 混凝土的破壞區域增大. 現澆試件受火0、60、90、120min后, 混凝土破壞區域分別占總體積的1.06%、1.56%、6.33%、18.53%. 預制試件受火0、60、90、120min后, 混凝土破壞區域分別占總體積的7.86%、12.06%、14.39%、23.83%. 隨著受火時間的增長, 混凝土力學性能的下降, 試件發生彎曲破壞時, 混凝土的受壓區高度會有所上升, 所以試件達到峰值荷載時, 混凝土破壞區域增大. 對比破壞情況, 火災后預制試件混凝土的損傷程度比現澆試件更大.

(2)隨著受火時間的增長, 現澆試件的損壞區域主要在試件的底部進行拓展; 預制試件的損壞區域出現明顯的上移現象. 兩組試件在峰值荷載下縱筋的應力分布如圖12所示. 由圖可知: 現澆試件受火0、60、90、120min后, 縱筋屈服段占縱筋總長的10.07%、18.99%、22.19%、25.65%, 受火時間越長, 現澆試件縱筋的屈服段越長. 預制試件受火60、90、120min后, 鋼筋屈服的位置明顯上升, 與常溫試件相比, 分別上升了5.58%、16.16%、33.16%. 由此可見, 火災后預制試件的塑性鉸明顯上移.

火災后, 由于鋼材的力學性能大部分可以恢復, 但混凝土的力學性能無法恢復, 甚至還會進一步劣化, 所以套筒與混凝土的強度、剛度之差加大. 結合預制試件的鋼筋應力云圖可以發現, 在套筒中部區域形成“剛域”, 試件受火120min后, 塑性鉸出現在“剛域”上部.

圖11 混凝土損傷應力云圖

圖12 鋼筋應力云圖

2.2 滯回曲線

火災后, 為了考慮鋼筋與灌漿料之間的滑移所產生的影響, 將考慮粘結滑移的試件與鋼筋完全內置的試件進行對比, 得到兩者的滯回曲線和骨架曲線, 如圖13所示. 由圖可知: 考慮粘結滑移的試件峰值荷載低7.4%, 且其滯回曲線捏攏效應更加明顯, 因此本文后續將考慮粘結滑移帶來的影響.

圖13 彈簧單元影響對比

考慮鋼筋與灌漿料之間的滑移后, 以剪跨比為2.5的試件為例, 得到的滯回曲線如圖14所示. 由圖可知:

(1)火災后試件的性能退化嚴重, 峰值承載力降低, 曲線隨著受火時間的延長呈現明顯的捏攏效應, 逐漸從梭型轉變為弓型, 滯回環所包含的面積減小.

(2)火災后預制試件與現澆試件相比, 其滯回曲線所包含的面積略小; 現澆試件的曲線在上升段更陡, 表示預制試件的剛度小于現澆試件.

圖14 滯回曲線

2.3 骨架曲線

各試件對應的骨架曲線如圖15所示.

由圖15可知:

(1)同常溫下的試件相比, 火災后試件的屈服荷載對應的位移增大, 初始剛度明顯下降, 骨架曲線在上升段和下降段較未受火試件更平緩, 呈現火災“軟化”現象.

(2)同常溫下的試件相比, 現澆試件受火60、90、120min后, 峰值荷載降低16.7%～28.7%、25.5%～40.2%、37.6%～47.6%; 預制試件受火60、90、120min后, 峰值荷載降低26.1%～31.4%、36.8%～44.1%、45.6%～53.7%. 火災后, 預制試件的峰值荷載降低更多. 受火后預制試件的骨架曲線在初始階段的斜率比現澆試件更小, 表明受火后的預制試件率先進入彈塑性階段.

(3)圖中的藍色平臺線(點劃線)為表3中試件的理論承載力th. 常溫下, 預制構件的承載力比理論值高10%～19.6%; 現澆試件的承載力比理論值高6.4%～14.2%. 試件受火后, 承載力明顯降低且均小于承載力設計值.

表4 試件承載力及延性系數

2.4 延性

表4參數為根據骨架曲線得到的各試件的峰值荷載m、峰值荷載點位移m與延性系數. 以剪跨比為2.5的試件為例, 試件的延性系數與受火時間的關系如圖16所示.

圖16 剪跨比為2.5的試件延性系數

由圖16可知:

(1)受火后各試件的延性系數下降且趨勢相近, 受火時間從60min增加至90min后, 外圍混凝土強度低, 應力云圖顯示縱筋的屈服段變長, 說明縱筋介入并承受了較多的荷載, 延性系數略微提高. 受火120min后, 試件整體的混凝土強度過低, 試件趨于脆性破壞, 延性系數進一步降低.

(2)常溫下, 預制試件與現澆試件的延性系數相近. 受火60、90、120min后, 現澆試件的延性系數分別下降了21.7%、20.9%、26.7%, 預制試件的延性系數分別下降了28.4%、25.7%、33.5%, 表明火災后預制試件的延性系數下降得更快.

2.5 耗能能力

試件耗能能力由根據建筑抗震試驗規程[26]求解的耗散能系數與等效黏滯系數g確定. 以剪跨比為2.5的試件為例, 結果見表5.

表5 試件峰值荷載所對應的耗能系數

由表5可知:

(1)受火時間對試件的耗散能系數影響較大. 隨著受火時間增長, 耗散能系數呈現降低的趨勢.

(2)常溫下, 預制試件的耗散能系數大于現澆試件. 受火60、90、120min后, 現澆試件達到峰值荷載時對應的耗散能系數降低4.89%、7.51%、41.39%, 預制試件對應的耗散能系數降低3.61%、6.49%、38.21%, 表明火災后在耗能能力方面, 預制試件與現澆試件退化的趨勢相似.

2.6 剛度

火災后試件的剛度通過平均割線剛度K表示, 某一級位移下的K計算式為

式中: Ki表示第i次循環的平均割線剛度; pi、-pi表示第i次正、反向加載的峰值荷載; Δi、-Δi表示第i次正、反向加載最大荷載對應的位移值. 各試件的剛度退化曲線如圖17所示.

由圖17可知:

(1)火災后, 試件的剛度隨水平位移的增大明顯退化, 前期由于混凝土破壞導致剛度退化迅速, 中期試件屈服退化減緩, 后期由于試件破壞剛度下降緩慢. 與強度、耗散能系數、延性相比, 受火后試件的剛度下降幅度最大.

(2)受火60、90、120min后, 現澆試件的初始剛度分別下降了45.65%、61.46%、73.26%, 預制試件的初始剛度分別下降了48.57%、65.82%、76.62%, 表明火災后預制試件的初始剛度退化更快, 但退化趨勢與現澆試件相似.

3 火災后預制試件承載力計算

通過對表4中試件的承載力退化情況進行分析, 采用非線性擬合的方法得到退化系數D的計算公式為

式中:為試件受火時間; 參數定義為關于混凝土強度的函數; 參數定義為關于剪跨比的函數; 參數定義為關于軸壓比的函數. 根據模擬結果可知, 受火時間對退化系數D的影響最大, 所以受火時間為主要的變量. 并且3個參數都與受火時間相關聯, 因此相互聯合進行計算.、、的計算式為

圖18 預制試計算值與有限元分析值對比

圖19 現澆試計算值與有限元分析值對比

4 結論

本文通過有限元軟件Abaqus對火災后鋼筋混凝土柱及常溫下的套筒灌漿連接預制柱試件進行了抗震滯回分析, 驗證了模型的正確性. 并以此為基礎建立火災后鋼筋套筒灌漿連接預制柱模型, 展開參數分析, 結論如下:

(1)套筒灌漿連接預制柱的數值模型計算的結果、試件受力特征及破壞形態與試驗結果吻合度高, 表明本文建立的套筒灌漿連接混凝土柱的數值模型可用于分析試件的抗震性能.

(2)火災后, 試件的滯回曲線所包含的面積逐漸減小, 試件的耗能能力降低. 預制試件與現澆試件耗散能系數降低的趨勢相同.

(3)常溫下, 預制試件的性能與現澆試件相似, 可等同于現澆進行考慮. 火災后, 試件的承載力明顯降低. 受火60、90、120min后, 預制試件承載力降低26.2%～34.4%、31.8%～43.2%、39.9%～50.3%; 現澆試件承載力較常溫下降低14.9%～24.1%、19.5%～35.1%、28.7%～43.1%. 預制試件的承載力比現澆試件下降更快.

(4)常溫下, 所有試件均滿足承載力設計值的要求, 但火災后, 試件的承載力降低, 無法滿足設計要求, 需要對試件進行修復和加固.

(5)火災后試件的延性系數下降, 受火60、90、120min后, 預制試件的延性系數降低4.2%～ 28.4%、13.9%～35.8%、25.4%～33.5%; 現澆試件延性系數較常溫時下降6.2%～24.2%、6.5%～29.8%、9.3%～38.8%.

(6)隨著受火時間的延長, 現澆試件的塑性鉸集中在試件底部; 預制試件的塑性鉸出現上移的現象, 并在套筒區域形成“剛域”.

(7)建立了火災后套筒灌漿連接混凝土柱的承載力公式, 公式計算值與有限元分析的結果吻合較好, 并且公式在火災后鋼筋混凝土柱的承載力計算方面也有較高的參考價值.

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Study on seismic performance of concrete columns connected with reinforced sleeve grouting after fire

CHEN Jiawei1, LI Junhua1*, ZHANGZhenwen1, ZHENG Jiahao1, WANG Shousong2

( 1.School of Civil and Environmental Engineering, Ningbo University, Ningbo 315211, China; 2.School of Civil Engineering, Quanzhou Institute of Information Engineering, Quanzhou 362000, China )

At present, the sleeve grouting connection is widely used in prefabricated structures. In order to study the seismic performance of reinforced concrete columns connected by grouted sleeve after fire, this paper conducted simulation analysis with finite element software Abaqus and Python program, and the results were further verified by experiment. The hysteretic characteristics and skeleton curves of concrete columns were analyzed. In addition, the effects of shear-span ratio, axial compression ratio and heating time on the seismic performance indexes such as energy dissipation capacity, ductility coefficient and bearing capacity of the reinforced concrete column connected by grouted sleeves after fire were studied. The results show that the longer the heating time is, the more obvious the pinching effect of the specimen’s hysteretic curve is, and the more significant the peak load decreases. After 60, 90 and 120min, the peak load was reduced by 26.2%-34.4%, 31.8%-43.2% and 39.9%-50.3% respectively. Fire damage may affect the ductility of prefabricated specimens, and the ductility coefficient of prefabricated specimens are decreased by 4.2%-28.4%, 13.9%-35.8% and 25.4%-33.5% respectively after being exposed to fire for 60, 90 and 120 minutes. After the fire, the energy dissipation coefficient of the precast column decreases, and the decreasing trend is similar to that of the cast-in-place specimen. The initial stiffness decreases obviously with the increasing of the fire time. Through parameter analysis, the bearing capacity formula of precast columns connected by grouted sleeve after fire is established, which provides a reference basis for the evaluation of the bearing capacity of similar members after fire.

assembled concrete structure; reinforced sleeve grouting connection; fire; seismic performance

2021?12?17.

寧波大學學報（理工版）網址: http://journallg.nbu.edu.cn/

浙江省自然科學基金（LZ22E080002）; 福建省自然科學基金（2021J01541）.

陳佳威（1998－）, 男, 浙江紹興人, 在讀碩士研究生, 主要研究方向: 裝配式結構抗震研究. E-mail: chenjiawei_1998@163.com

通信作者:李俊華（1977－）, 男, 湖南安仁人, 教授, 主要研究方向: 組合結構、結構抗震抗火及修復. E-mail: lijunhua@nbu.edu.cn

TU375.3

A

1001-5132（2022）04-0046-12

（責任編輯 韓 超）