高温后钢筋混凝土框架抗震性能试验研究

陆洲导, 魏 锴, 苏 磊, 廖杰洪， 夏 敏

(1. 同济大学 结构工程与防灾研究所，上海 200092；2. 湖北武大珞珈工程结构检测咨询有限公司，湖北 武汉 430072； 3.苏州科技大学 土木工程学院，江苏 苏州 215011)

随着城市中建筑物密度的增大，以及电器、燃气设备的普及，建筑物火灾越发频繁，火灾带来的损失非常巨大.为了对火灾后混凝土框架结构的损伤作出科学的评估，并给出合理的修复方法，需要结合实际情况，研究清楚火灾后混凝土框架结构的受力机理以及抗震性能[1-3]

吴波等[4]通过抗震性能试验，发现高温后混凝土柱的强度、刚度、变形能力和耗能能力均随温度的升高而降低，且刚度的下降幅度明显大于强度.YAO Y等[5-6]通过轴压试验，发现高温后混凝土柱失去水分易大块剥落，变形增大；

肖建庄等[7]的试验研究结果表明，高温后高性能混凝土框架结构易发生“强梁弱柱”破坏，承载力、刚度及耗能均明显下降，仅延性有所提高.王博等[8]对强梁弱柱型钢混凝土变柱T型节点的试验表明，节点主要发生柱端破坏，抗震性能较差.

王玉镯等[9-10]对高温后框架混凝土节点进行了抗震性能试验，研究表明火灾持续时间越久，节点的刚度退化越明显，剪切变形越小，等效粘滞阻尼系数下降越明显.

Jiang和Li[11-12]等通过试验研究发现经历火灾高温后框架梁及框架节点的破坏模式较常温下发生改变，梁可能从受弯破坏转换为受剪破坏，框架可能从“强柱弱梁”破坏转化为“强梁弱柱”破坏.

Raouf-Fard等[13]对高温后混凝土框架的残余承载力进行了试验，表明高温后混凝土框架的承载能力下降了30%，刚度降低了50%.

霍静思和韩林海等[14]进行了外加强环板型钢管混凝土柱-钢梁节点高温后的拟静力试验，表明火灾后节点刚度退化平缓，强度降低不明显.

张红燕[15]对高温后T型空心圆钢管节点的滞回性能进行测试，结果表明钢管节点高温后的破坏过程与常温类似，其滞回性能、承载能力和节点刚度等均有一定程度的降低.

马超[16]对高温后型钢混凝土柱-钢梁框架节点进行了低周往复加载试验，分析了受火时间与轴压比两个因素对该节点抗震性能的影响.

Han等[17]对平面钢管混凝土柱-钢筋混凝土梁节点进行了火灾荷载试验，结果表明CFTS柱和RC梁互相提供约束和支撑，均在对方达到极限承载力后继续承载，直至二者均发生破坏.

陆洲导等[18-19]进行了5个用碳纤维加固的混凝土梁板柱节点低周往复加载试验，结果表明加固后节点极限承载力和抗震性能均大幅提高.

本文通过对4个钢筋混凝土框架进行常温和高温后的抗震性能试验，初步探讨了温度对混凝土框架的承载能力、刚度、变形能力和滞回性能的影响，以及高温后混凝土框架破坏模式的转变.

1 试验概况

1.1 试件设计

用于进行试件升温试验的水平火灾试验炉炉膛尺寸长×宽×高为4 000 mm×3 000 mm×1 650 mm.根据炉膛尺寸，设计1∶2缩尺的单层钢筋混凝土框架模型.其总高为1 750 mm，柱截面尺寸为250 mm×250 mm.模型三维示意图如图1所示，图1a为常温框架模型CKJ，图1b为高温框架模型KJ.为考虑板的约束，并充当炉盖的作用，设置板厚为60 mm，双层双向配筋φ6@150.

将图中所示深色区域两个单榀框架切割出来，对其进行拟静力试验.为探讨钢筋混凝土框架的抗震性能，常温和高温后的两个模型中，分别将两榀框架设计为一个强梁弱柱型(CKJ-1和KJ-1，即塑性铰首先出现在柱端)，其框架梁尺寸为150 mm×350 mm；另一个为强柱弱梁型(CKJ-2和KJ-2，即塑性铰首先出现在梁端)，其框架梁截面为120 mm×250 mm.单榀框架的截面及配筋情况如图2所示.

a 常温模型(CKJ)b 火灾中框架模型(KJ)

图1试件的三维模型图

Fig.13Dmodelofthespecimens

a 强梁弱柱型框架(CKJ-1，KJ-1)

b 强柱弱梁框架(CKJ-2，KJ-2)图2 单榀框架尺寸及配筋(单位：mm)Fig.2 Specimens’ sizes (unit：mm)

1.2 材料力学性能

混凝土配合比如表1所示，混凝土立方体抗压强度平均值为43.9 MPa.钢筋材性数据如表2所示.

表1 混凝土配合比Tab.1 Concrete mix

表2 钢筋材性数据Tab.2 Material properties of reinforcement

1.3 升温试验

所有试件养护28 d后，在同济大学工程结构抗火试验室进行试验.采用标准养护的试块150 mm×150 mm×150 mm，放入温度为20±1 ℃，相对湿度为95%以上的养护室中养护28d后，取其中3块采用烘干法测得含水率约为1.6%.升温所用炉膛尺寸为4 000 mm×3 000 mm×1 650 mm，试件高1 750 mm.炉顶用耐火砖围砌，用耐火棉包裹可能漏火部位.板充当炉盖，边缘部分用耐火棉覆盖.密封后炉子如图3所示.受火中板面布置1 kN·m-2均布荷载，如图4所示.

图3 升温试验照片Fig.3 Installation of fire furnace

图4 板面荷载Fig.4 Service load imposed on the floor

该火灾试验炉共有8个喷嘴，可根据设定温度自动控制炉温按照ISO834标准升温曲线进行升温.由于混凝土板较薄，不能有效保温，实际炉内温度并未按ISO834标准升温曲线，如图5所示.升温试验总时间为140 min，热电偶布置如下：炉内有5个温度测点，用以测量炉温；升温框架的热电偶布置如图6所示.

图5 升温曲线Fig.5 Heating curves

a 框架梁内热电偶布置

b 框架柱内热电偶布置图6 热电偶布置图(单位：mm)Fig.6 Thermocouple layout(unit： mm)

1.4 测点布置和加载制度

1.4.1试验装置

低周往复加载试验在同济大学静力实验室进行，试验装置如图7所示.

图7 试验装置Fig.7 Test device

1.4.2变形测量

低周往复加载试验中，测量梁截面中点水平位移、构件半高处水平位移和基座的水平位移.此外，测量了纵筋和箍筋的应变.对于高温后的试件，凿除表面混凝土后，再黏贴钢筋的应变片，然后用细石混凝土修补.

1.4.3加载制度

每个柱上加竖向荷载270 kN，相当于常温下轴压比为0.3.预加载135 kN，重复两次，消除内部初始应力.水平荷载采用荷载-位移混合加载，加载制度如下：

(1)先进行预加载，常温15 kN反复1次，高温后10 kN反复1次；

(2)再以30 kN为级差加载至屈服阶段(钢筋屈服)，每级反复1次，接近屈服时反复循环2次；

(3)当判断达到屈服后，以此时测得的最大水平位移作为屈服位移，并以其倍数为级差进行控制加载，每级反复循环3次；

(4)至荷载为最大荷载值的85%或水平位移达到31 mm(H/50=1 550/50)时停止加载.

2 明火试验结果分析

2.1 火灾试验现象

受火框架室温和初始温度35 ℃左右.点火，约15 min后板面出现少量的水渍，产生较少的水蒸汽，板面温度约为50 ℃.30 min后板面、梁顶出现大量的水迹和蒸汽，如图8所示，板面温度约为80 ℃，空气中出现石灰的刺鼻味.50 min后板面水分大部分蒸干，温度达到120 ℃.140 min后熄火，此时构件内置热电偶最高温度达650 ℃，板面温度约为220 ℃～240 ℃.

a 框架受火中板面开始出现水渍b 框架受火中板面大量水渍

图8受火框架试验现象

Fig.8Phenomenonoftheframeunderfire

待框架从水平炉中吊出，框架整体颜色偏红，混凝土底座部分颜色最深，上部框架梁深红色，并出现了大量细裂纹.板底混凝土因直接受火而大量爆裂，露筋，板面正中间的四边固定板沿四周出现了环形裂缝，板面下凹；框架的爆裂部位主要集中在柱的边角处，框架梁靠近柱的边角处也存在较轻爆裂现象，未露筋.

2.2 受火框架内部升温情况

受火框架部分测点温度如图9所示.离受火面越近的测点，升温速度越快.梁内温度达到100 ℃左右时，4、5、10、18～20测点升温速度变缓，曲线出现一段近似水平增长，这是由于此时混凝土中的水分开始大量蒸发，带走大部分热量，从而使温度-时间曲线近似水平段；当水分蒸发之后，构件内部温度又将快速增长；其余测点由于距离受火面较近以及试件含水率较低，曲线水平段并不明显.

3 试验结果分析

3.1 破坏过程及破坏模式

(1)常温下CKJ-1(强梁弱柱型)：施加水平荷载至90 kN时，梁柱节点开始出现裂缝，210 kN时梁柱节点区域出现数条交叉裂缝.采用位移加载后，当水平位移加载至Δ2=32 mm时，节点出现大量交叉斜裂缝；加载至Δ3=40 mm时，出现宽度约1～2 mm的贯穿斜裂缝；加载至Δ4=48 mm时，柱发生破坏，如图10所示.从裂缝发生的顺序来看，柱顶最先出现裂缝，其次梁端出现裂缝，最后柱底出现裂缝.塑性铰发生顺序为柱顶—梁端—柱底.

(2)常温下CKJ-2(强柱弱梁型)：水平荷载加载至120 kN时，梁端出现明显裂缝，150 kN时梁节点区域出现数条交叉裂缝.采用位移加载后，当水平位移加载至Δ2=32 mm，梁端产生大量交叉斜裂缝，柱出现交叉斜裂缝；水平位移加载至Δ6=64 mm时，梁发生破坏，如图11所示.根据裂缝出现的顺序，塑性铰发生顺序为梁端—柱底—柱顶.该破坏模式有利于抗震.

(3)高温后KJ-1(强梁弱柱型)：施加水平荷载至60 kN时，柱出现斜裂缝；90 kN时梁出现斜裂缝，100 kN时柱表面出现大量斜裂缝；120 kN时梁上出现大量裂缝；随着荷载或位移的增加，裂缝数量大量增加，不断延伸；当水平位移达到Δ=52 mm时，混凝土柱发生剪切粘结破坏，如图12所示.破坏时柱表面混凝土大量剥落，塑性铰的作用没有发挥.

a 受火框架热电偶布置点1温度发展

b 受火框架热电偶布置点2温度发展

c 受火框架热电偶布置点4温度发展图9 受火框架测点温度Fig.9 Temperature of measure points of the frame on fire

图10 CKJ-1破坏模式Fig.10 Failure mode of CKJ-1

图11 CKJ-2破坏模式Fig.11 Failure mode of CKJ-2

图12 KJ-1破坏模式Fig.12 Failure mode of KJ-1

(4)高温后KJ-2(强柱弱梁型)：水平荷载加载至45 kN时，梁端出现裂缝；90 kN时柱出现裂缝，135 kN时梁、柱出现大量裂缝；随着位移的增加，柱上裂缝宽度增大至2～3 mm，并向两端延伸；当水平位移达到Δ6=64 mm时，混凝土柱发横剪切黏结破坏，如图13所示.其塑性铰发生顺序可认为是柱底—梁端—柱顶.该高温后混凝土框架破坏模式为剪切黏结破坏，此类破坏在常温下也较为常见.发生此类破坏时延性差，滞回曲线“捏拢”严重，耗能能力差.常温下发生剪切黏结破坏的条件为配箍率大，混凝土强度等级低，轴压比在0.1～0.5之间，剪跨比在1.25～2.5之间，纵向配筋率大且纵筋直径较大.在本试验中，柱剪跨比为2.5，面积配筋率为0.23%，纵筋配筋率为2.57%，单侧纵筋配筋率为0.96%.高温后混凝土框架的塑性铰产生顺序出现了变化，柱端更容易出现塑性铰，破坏模式由常温下的强柱弱梁形式变化为强梁弱柱形式，混凝土框架延性变差，捏拢变严重，耗能能力变差，其原因可认为是混凝土强度的降低导致构件破坏模式发生改变.

图13 KJ-2破坏模式Fig.13 Failure mode of KJ-2

3.2 滞回曲线和骨架曲线

滞回曲线与骨架曲线反应了结构的强度、刚度、延性和耗能能力等抗震特性，是分析结构抗震性能的重要数据.上层梁截面中点的水平位移滞回曲线如图14所示.结合试验现象，有如下规律：高温后混凝土框架滞回曲线捏拢效应更为明显；常温下的混凝土框架滞回环更为饱满，表明高温后框架的抗震性能降低.

框架的骨架曲线如图15所示，可以发现：高温后混凝土框架刚度、极限承载力下降；对于常温下的强梁弱柱框架CKJ-1和高温后框架KJ-1的极限位移并未增大，表现出更大的脆性；对于常温下的强柱弱梁框架CKJ-2和高温后框架KJ-2极限位移增大.

3.3 承载力、变形能力与刚度

表3列出了各框架的屈服荷载、最大荷载(极限承载力)和极限水平位移.其中屈服荷载采用“通用屈服弯矩法”，极限位移按水平荷载下降至最大荷载的85%确定，或者采用破坏时的水平力.

(1)承载力：高温后屈服荷载及极限承载力下降，强梁弱柱型框架(KJ-1)下降更为明显，且变形能力较弱.高温后混凝土弹性模量降低，由于该框架不能承担较大变形，承载力下降幅度较大.

(2)变形能力：高温后框架屈服位移增大，但强梁弱柱型框架(KJ-1)极限位移减小，强柱弱梁型框架(KJ-2)极限位移与常温基本一致.高温后延性系数降低，强梁弱柱型框架(KJ-1)降低更为明显.

(3)刚度：为反映试件的刚度退化，计算割线刚度ki如下[20]：

式中：Fi为第i次峰值点荷载值；Xi为第i次峰点位移值.

将刚度随位移退化的曲线绘于图16中，随着位移的增大，试件都出现了刚度下降的现象，屈服之前的曲线较为陡峭，说明屈服后刚度退化变得不再明显，并且刚度曲线的变化趋势基本相同；此外，高温后试件KJ-1、KJ-2的刚度更低，并且屈服后的刚度-位移曲线更为平缓，表明屈服前的刚度退化更为明显.

a CKJ-1

b CKJ-2

c KJ-1

d KJ-2图14 框架滞回曲线Fig.14 Hysteresis curves of the frames

表3 框架试验特征参数Tab.3 Frame test characteristics parameters

图15 骨架曲线Fig.15 Skeleton curves of the frames

图16 刚度退化Fig.16 Stiffness degradation

3.4 耗能能力

按照图17所示的滞回环可计算得到等效黏滞阻尼系数he来衡量构件的耗能能力，取关键点的he与位移的关系列于表4和图18中.可见高温后试件的黏滞阻尼系数较低，耗能能力弱.此外，常温下混凝土框架(CKJ-1和CKJ-2)的耗能能力随位移增加逐渐增强，而高温后混凝土框架(KJ-1和KJ-2)的耗能能力随位移增加而增强的趋势并不明显.

图17 荷载-位移曲线滞回环Fig.17 Load-displacement hysteretic relation

图18 框架等效黏滞阻尼系数he随位移变化曲线Fig.18 Equivalent viscous damping coefficient- displancement curves

式中：SABC和SCDA分别表示曲线ABC和曲线CDA与x轴围成曲边三角形的面积；SOBE和SODF分别表示三角形OBE和ODF的面积.

表4 等效黏滞阻尼系数heTab.4 Equivalent viscous damping coefficient he

4 结论

根据以上讨论，可得出如下结论：

(1)常温下，强梁弱柱型框架CKJ-1发生破坏柱端破坏，塑性铰出现顺序是柱顶—梁端—柱底；强柱弱梁型框架CKJ-2发生破坏梁端破坏，塑性铰出现顺序是梁端—柱底—柱顶.高温后，两种类型的框架(KJ-1和KJ-2)均发生混凝土柱剪切黏结破坏.其中强柱弱梁型框架KJ-2塑性铰发生顺序可认为是柱底—梁端—柱顶，塑性铰出现顺序出现了变化，柱端更容易出现塑性铰，破坏模式由常温下的强柱弱梁型变化为“强梁弱柱”型.

(2)常温下混凝土框架滞回环较为饱满，高温后滞回曲线捏拢效应更为明显，表明高温后抗震性能下降.高温后混凝土框架屈服荷载、极限承载力、刚度和变形能力均下降，强梁弱柱型框架(KJ-1)下降更为明显.

(3)高温后混凝土框架的耗能能力下降；常温下混凝土框架耗能能力随位移增加而增强，而高温后耗能能力随位移增加而增强的趋势不明显.

(4)本文对高温后混凝土框架的承载力和耗能性能等试验结果进行了定性分析，对于混凝土强度、设计等因素可能对高温后混凝土框架的影响，乃至上升至理论，须进一步研究.