碳纖維布抗彎加固鋼筋混凝土梁耐火極限簡化預測方法

碳纖維布抗彎加固鋼筋混凝土梁耐火極限簡化預測方法

1碳纖維布抗彎加固混凝土梁高溫作用下的熱性能目前，纖維布加固技術在國內(nèi)外的實際工程中得到了廣泛應用。對纖維布加固鋼筋混凝土構件的室溫強度的學術研究也取得了許多成果，但對這種加固結構的高溫性能的研究相對較少。試驗結果表明,高溫下碳纖維布加固用配套膠粘劑的力學性能較差,120℃時其剪切強度僅為常溫時的20%左右,使得高溫下碳纖維布與構件表面之間的粘結性能急劇減弱,最終導致加固失效。此時,在碳纖維布表面設置一定厚度的防火涂料不失為一種有益的選擇。近年來,國內(nèi)外學者通過少量明火試驗對碳纖維布加固鋼筋混凝土梁的火災行為已開展了初步探討,并取得了一些定性的規(guī)律性認識。由于明火試驗費錢費時,而影響碳纖維布加固鋼筋混凝土梁耐火性能的因素較多,完全依賴試驗進行參數(shù)影響研究,并提出該類加固梁的耐火極限定量預測方法顯然是不經(jīng)濟的,此時數(shù)值分析不失為一種有效的選擇。為此,本文通過碳纖維布抗彎加固鋼筋混凝土梁的大量高溫反應分析,較系統(tǒng)地探討了各主要參數(shù)對加固梁耐火極限的影響規(guī)律。在此基礎上,建立了加固梁的耐火極限簡化預測方法。2溫度場分析2.1碳化涂料在高溫下的溫度場分析為簡化分析過程,考慮如下基本假定:(1)溫度場分析獨立于構件的內(nèi)力和變形分析;(2)溫度場分析時忽略鋼筋和碳纖維布的存在,鋼筋和碳纖維布的溫度分別采用其坐標中心處的溫度;(3)高溫下防火涂料的熱工參數(shù)近似取為常數(shù);(4)溫度場沿構件長度方向保持不變。2.2ccc型防火涂料計算中考慮硅質骨料混凝土,其導熱系數(shù)λc、密度ρc和質量熱容cc隨溫度的變化規(guī)律采用文獻中給出的公式確定:{λc=-0.00085Τ+1.9Wm-1℃-10℃≤Τ≤800℃λc=1.22Wm-1℃-1Τ>800℃(1){ρccc=(0.005Τ+1.7)×106Jm-3℃-10℃≤Τ≤200℃ρccc=2.7×106Jm-3℃-1200℃<Τ≤400℃ρccc=(0.013Τ-2.5)×106Jm-3℃-1400℃<Τ≤500℃ρccc=(-0.013Τ+10.5)×106Jm-3℃-1500℃<Τ≤600℃ρccc=2.7×106Jm-3℃-1Τ>600℃(2)常溫下厚涂型防火涂料的熱工參數(shù)取為:密度ρf=500kg/m3;質量熱容cf=1047J/(kg℃);導熱系數(shù)λf=0.116W/(m℃)。因目前暫時缺少防火涂料熱工參數(shù)隨溫度的定量變化數(shù)據(jù),參照文獻的做法,高溫下防火涂料的熱工參數(shù)近似取其常溫下的數(shù)值。2.3影響最大的假設在溫度場分析中,參照歐洲規(guī)范(EC4:94),通過在100～200℃之間對混凝土的質量熱容進行修正以考慮水分蒸發(fā)對溫度場的影響,并假設在130℃時影響最大。不同含水率對應的最大質量熱容cmax(J/(kg℃))按下式取值:{cmax=1875ωp<0.02cmax=1875+(2750-1875)(ωp-0.02)/(0.04-0.02)0.02≤ωp<0.04cmax=2750+(5600-2750)(ωp-0.04)/(0.1-0.04)0.04≤ωp<0.1cmax=5600ωp≥0.1(3)式中ωp為含水率。2.4計算結果對比利用本文編制的溫度場計算程序,對文獻中各試件的截面溫度場進行了分析。部分計算結果與試驗結果的對比見圖1。從圖中可以看出,除個別測點以外,計算曲線與試驗曲線總體上吻合較好。這從一個側面反映前面給出的基本假定總體上是可行的,同時表明所編制的程序具有較好的分析精度。3結構彎曲分析3.1碳纖維布在高溫下的穩(wěn)定性為簡化分析過程,考慮如下基本假定:(1)構件橫截面在升溫過程中始終保持為平截面;(2)梁的撓曲線為正弦半波,取其跨中截面進行內(nèi)力分析;(3)溫度低于40℃時碳纖維布的彈性模量取其常溫下的數(shù)值,120℃時取為零(即120℃時碳纖維布的加固作用完全喪失),40℃至120℃之間進行線性插值;(4)高溫下碳纖維布的熱膨脹系數(shù)取其常溫下的數(shù)值;(5)鋼筋和混凝土均按單向應力狀態(tài)考慮,忽略混凝土對抗拉的貢獻。需要指出的是,文獻的試驗結果表明,高溫下碳纖維布與混凝土之間粘結膠的抗剪強度顯著降低,120℃左右?guī)缀鯁适ТM。由于計算過程中分別考慮粘結膠抗剪強度以及碳纖維布自身力學性能隨溫度的衰減較為復雜,為簡便起見,上面以碳纖維布彈性模量隨溫度的降低作為一種形式上的綜合體現(xiàn),近似反映各種因素導致的高溫下加固效果衰減效應。3.2材料的高溫性能與結構的關系3.2.1抗壓強度及峰值壓應變應力-應變曲線:{σc=fc[1-(εc-εmaxεmax)2]εc≤εmaxσc=fc[1-(εmax-εc3εmax)2]εc>εmax(4)抗壓強度:{fc=fco0℃<Τ≤450℃fc=fco[2.011-2.353(Τ-201000)]450℃<Τ≤874℃fc=0Τ>874℃(5)峰值壓應變:εmax=0.0025+(6.0Τ+0.04Τ2)×10-6(6)熱膨脹系數(shù):αc=(0.008Τ+6)×10-6(℃-1)(7)式中,σc和εc分別為混凝土的應力和應變;fco為常溫下混凝土的軸心抗壓強度;fc和εmax分別為溫度T作用下混凝土的軸心抗壓強度及其對應的峰值應變。3.2.2鋼筋應力及應變應力-應變曲線:{σs=f(Τ,0.001)0.001εsεs≤εpσs=f(Τ,0.001)0.001εp+f[Τ?(εs-εp+0.001)]-f(Τ,0.001)εs>εp(8)式中∶f(Τ,0.001)=(50-0.04Τ)×{1-exp[(-30+0.03Τ)√0.001]}×6.9f[Τ?(εs-εp+0.001)]=(50-0.04Τ)×{1-exp[(-30+0.03Τ)√εs-εp+0.001]}×6.9熱膨脹系數(shù):{αs=(0.004Τ+12)×10-6(℃-1)Τ<1000℃αs=16×10-6(℃-1)Τ≥1000℃(9)式中,σs和εs分別為鋼筋應力和應變;εp=4×10-6fyo,其中fyo為常溫下鋼筋的屈服強度。3.2.3熱膨脹系數(shù)和熱膨脹系數(shù)對碳纖維布彈性模量的影響應力-應變曲線:σcfs=Ecfsεcfs(10)由基本假定,其中:{Ecfs=2.1×105ΜΡaΤ≤40℃Ecfs=[(120.0-Τ)/80]×2.1×105ΜΡa40℃<Τ<120℃Ecfs=0Τ≥120℃(11)熱膨脹系數(shù):αcfs=0.3×10-5(℃-1)(12)式中,σcfs和εcfs分別為碳纖維布的應力和應變;Ecfs為碳纖維布的彈性模量。在計算過程中發(fā)現(xiàn),120℃以內(nèi)碳纖維布的彈性模量無論是固定取用常溫下的數(shù)值,還是按照式(11)進行線性插值,對加固梁的耐火極限均影響不大。這從一個側面表明,前面基本假定中有關高溫下碳纖維布彈性模量的敘述雖然與實際情況可能存在一定程度的出入,但對于加固梁的耐火極限計算是可行的。3.3根據(jù)應變違反控制其力的跨中截面彎矩m由基本假定(1)和(2)可得加固梁跨中截面的曲率φ,以及跨中截面上任意一點由應力引發(fā)的應變εi分別為:φ=π2L2um(13)εi=φyi+ε-εΤi(14)如圖2所示,式中yi為該點y方向的坐標;εTi為該點的熱膨脹應變,符號為負;ε為跨中截面形心處的總應變,以壓應變?yōu)檎?L為梁的凈跨;um為梁的跨中撓度。根據(jù)應變εi,即可確定對應的鋼筋應力σsi、混凝土應力σci和碳纖維布應力σcfsi,進而由各單元疊加,得到跨中截面的彎矩Min和軸力Nin分別為:Μin=∑i=1nσciyciAci+∑i=1kσsiysiAsi+∑i=1lσcfsiycfsiAcfsi(15)Νin=∑i=1nσciAci+∑i=1kσsiAsi+∑i=1lσcfsiAcfsi(16)分析過程中,在每一時間步迭代調(diào)整ε和φ(亦即調(diào)整um),直至Min和Nin分別與該時間步對應的實際彎矩M和實際軸力N(N=0)平衡。加固梁達到耐火極限的判定準則為:(1)構件因承載能力喪失而無法與外荷載平衡;(2)構件的最大撓度超過L/20。3.4退火極限的計算利用本文編制的受彎分析程序,對文獻中呈現(xiàn)受彎破壞的試件L1和L6,以及呈現(xiàn)彎剪破壞但以豎向彎曲裂縫為主的試件L4的耐火極限進行了計算。計算結果與試驗結果的對比見表1。從表中可以看出,計算結果總體上與試驗結果吻合較好,這表明所編制的程序用于加固梁的耐火極限分析是初步可行的。4支護結構參數(shù)針對高溫下碳纖維布抗彎加固鋼筋混凝土梁的受彎破壞形態(tài),考慮構件跨高比、防火涂料厚度、受拉縱筋配筋率、碳纖維布加固量、混凝土保護層厚度、荷載比(注:構件實際所受荷載與其常溫極限承載力之比)6個參數(shù),共計33×43=1728種工況,具體見表2。計算過程中,常溫下縱筋屈服強度和混凝土軸心抗壓強度分別取375MPa和26.5MPa。(1)混凝土保護厚度對旅游極限的影響圖3所示為加固梁耐火極限Rf隨跨高比a的變化情況。從圖中可以看出:隨著跨高比的增加,耐火極限逐漸減小,但減小幅度還與其它參數(shù)的具體取值有關,不過混凝土保護層厚度改變對該變化趨勢影響不大。(2)混凝土保護厚度圖4所示為加固梁耐火極限Rf隨防火涂料厚度tf的變化情況。從圖中可以看出:隨著防火涂料厚度的增加,耐火極限提高較為明顯,且混凝土保護層厚度改變對該趨勢影響很小。這主要是因為防火涂料厚度越厚,相同時刻梁底受拉縱筋的溫度一般越低,從而使加固梁的耐火極限得以提高。通過計算分析發(fā)現(xiàn),若要使加固梁的耐火極限達到一級防火要求(注:2小時),則荷載比等于0.5時梁底噴涂的厚涂型防火涂料一般需要10mm～20mm,而荷載比為0.65時防火涂料一般需要30mm～40mm。(3)碳纖維布加固量對旅游極限的影響圖5所示為加固梁耐火極限Rf隨碳纖維布加固量γcfs的變化情況。從圖中可以看出:隨著碳纖維布加固量的增加,耐火極限逐漸減小。這主要是因為當荷載比一定時,碳纖維布加固量越大,加固梁實際所承受的荷載就越大,一旦高溫下碳纖維布的加固作用喪失,剩余的鋼筋混凝土部分就將在更大的荷載情況下遭受高溫作用,從而導致其耐火極限降低。(4)筋配筋率s的變化情況圖6所示為加固梁耐火極限Rf隨受拉縱筋配筋率ρs的變化情況。從圖中可以看出:隨著受拉縱筋配筋率的增加,耐火極限總體上有所提高,但提高幅度較為有限。(5)混凝土保護厚度圖7所示為加固梁耐火極限Rf隨混凝土保護層厚度tcov的變化情況。從圖中可以看出:隨著混凝土保護層厚度的增加,耐火極限提高較為明顯,且荷載比改變對該趨勢影響不大。這主要是因為混凝土保護層厚度越厚,相同時刻梁底受拉縱筋的溫度一般越低,從而使加固梁的耐火極限得以提高。(6)落高、耐壓強度圖8所示為加固梁耐火極限Rf隨荷載比m的變化情況。從圖中可以看出:隨著荷載比的增加,耐火極限迅速降低,從而使荷載比成為影響加固梁耐火極限的最主要因素。從上述分析可以看出,針對高溫下碳纖維布加固鋼筋混凝土梁的受彎破壞形態(tài),影響其耐火極限的最主要因素為荷載比,其次為防火涂料厚度和混凝土保護層厚度,再次為碳纖維布加固量、跨高比和受拉縱筋配筋率。5加固梁退火極限計算通過對前面大量計算結果的統(tǒng)計分析,針對高溫下碳纖維布抗彎加固鋼筋混凝土梁的受彎破壞形態(tài),可以建立其耐火極限的如下回歸預測模型:Rf=StfSρsStcovSγcfsSaSm(17)式中:Stf=210.475+3.095tfSρs=11.558+68.379ρsStcov=563.519+13.586tcovSγcfs=10.687+8.421γcfsSa=19.823+0.467aSm=28.511-57.052m+260.001m2其中Rf為加固梁的耐火極限(單位:min)。圖9所示為利用式(17)求得的加固梁耐火極限與程序計算結果的對比。從圖中可以看出,二者總體上吻合較好。6加固梁退火極限通過本文的研究,可以得到如下初步結論:(1)除個別測點以外,溫度場分析結果總體上與試驗結果吻合較好。這表明計算時忽略鋼筋和碳纖維布的存在,同時將高溫下防火涂料的熱工參數(shù)近似視為常數(shù)是基本可行的。120℃以內(nèi)碳纖維布的彈性模量取值對呈現(xiàn)受彎破壞的加固梁的耐火極限影響有限,近似取120℃時碳纖維布完全喪失