劉才瑋, 苗吉軍, 高天予, 黃緒宏, 郭新雨

(1. 青島理工大學(xué) 土木工程學(xué)院， 山東 青島 266033；2. 青島理工大學(xué)(藍(lán)色經(jīng)濟(jì)區(qū)工程建設(shè)與安全山東省協(xié)同創(chuàng)新中心)， 山東 青島 266033)

國內(nèi)外已有統(tǒng)計數(shù)據(jù)表明：建筑火災(zāi)的發(fā)生除了造成人員傷亡、結(jié)構(gòu)損傷等直接經(jīng)濟(jì)損失外，其引起結(jié)構(gòu)失效所造成的間接損失不可估量[1]。由火災(zāi)造成的嚴(yán)重?fù)p失已遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過其他自然災(zāi)害，為了實現(xiàn)結(jié)構(gòu)火災(zāi)下的及時預(yù)警和火災(zāi)后的損傷評估，保障個人生命、財產(chǎn)安全，開展結(jié)構(gòu)火災(zāi)作用下的損傷識別相關(guān)研究顯得尤為重要。

對于混凝土結(jié)構(gòu)火災(zāi)后殘余承載力的確定，國內(nèi)外進(jìn)行了大量的理論和試驗研究[2]。此外，由于實施難度大、結(jié)構(gòu)形式復(fù)雜等諸多因素，致使目前基于動力實測的識別研究集中應(yīng)用在橋梁、框架等結(jié)構(gòu)的常溫?fù)p傷方面，針對混凝土結(jié)構(gòu)火災(zāi)損傷識別的研究較少。丁陽等[3]對室內(nèi)爆炸與火災(zāi)聯(lián)合作用下約束鋼柱的損傷評估進(jìn)行了深入研究，并建立了評估約束鋼柱在爆炸與火災(zāi)聯(lián)合作用下破壞情況的壓力-沖量-時間曲面圖及表達(dá)式。隨著研究深入，火災(zāi)作用下振動特性已經(jīng)逐漸地受到國內(nèi)外學(xué)者的重視[4]。王劍[5]及王都[6]針對火災(zāi)下雙向板損傷進(jìn)行了試驗研究，結(jié)果表明火災(zāi)下基頻衰減與截面剛度退化有密切關(guān)系，并參考彈性薄板理論建立火災(zāi)下樓板振動特性基本微分方程，求得解析解，略有不足的是計算較繁瑣，且僅通過固有頻率對損傷位置及程度進(jìn)行判定。龔敘[7]采用力錘激振的方式對火災(zāi)前、后的兩根鋼筋混凝土柱進(jìn)行動力性能測試，然后分別基于振型向量與神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)的模型修正方法對其進(jìn)行了損傷識別研究，但在基于神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)的模型修正方法中，神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)的輸入?yún)?shù)僅考慮了混凝土柱火災(zāi)前后的自振頻率，而對損傷更敏感的振型沒有考慮，此外，此方法能否應(yīng)用到跨數(shù)較多的連續(xù)梁尚需進(jìn)一步研究。

小波分析為20世紀(jì)中后期發(fā)展的新型系統(tǒng)理論，能夠通過小波基函數(shù)的變換分析信號的局部特征，并且在二維情況下具有信號方向選擇能力。小波神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)(WNN)以BP神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)為基礎(chǔ)，拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)詳見圖1。

圖1 WNN拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)

近些年來，國內(nèi)部分研究人員開展了基于WNN損傷識別工作，并且成果較為顯著。肖書敏等[8]利用小波與神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)相結(jié)合的方法進(jìn)行橋梁結(jié)構(gòu)的損傷定位，效果良好，但過程較為繁瑣，不利于實際應(yīng)用；王明月等[9]提出了基于轉(zhuǎn)角模態(tài)和WNN的連續(xù)梁損傷識別方法，對三跨連續(xù)梁進(jìn)行了損傷識別，數(shù)值模擬可有效表明訓(xùn)練過的WNN具有令人滿意的損傷識別位置和程度的能力，但是損傷工況較為簡單，隨著結(jié)構(gòu)自由度的增多，會出現(xiàn)網(wǎng)絡(luò)“爆炸”的問題；徐國賓等[10]通過改進(jìn)的GRNN網(wǎng)絡(luò)建立廠房結(jié)構(gòu)的振動響應(yīng)預(yù)測模型，為結(jié)構(gòu)的智能化檢測提供了保障，但適用工況較為單一，能否對火災(zāi)損傷實現(xiàn)準(zhǔn)確預(yù)測有待進(jìn)一步研究。基于不完備測試信息的情況直接利用預(yù)測算法對整體結(jié)構(gòu)的損傷判定幾乎是不可能完成的，會出現(xiàn)模擬損傷樣本組合爆炸的問題，因此能否降低神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)的計算量成為使用該方法的關(guān)鍵[11]。

綜上所述，上述方法都局限于常溫條件或較簡單結(jié)構(gòu)，尚不能根本上解決結(jié)構(gòu)的火災(zāi)損傷，由于火災(zāi)損傷下截面各點損傷程度不同，如何進(jìn)行準(zhǔn)確評定顯得尤為重要。與此同時，混凝土結(jié)構(gòu)實際工程中受火工況復(fù)雜，在利用WNN進(jìn)行識別時，數(shù)據(jù)量過于龐大，易產(chǎn)生網(wǎng)絡(luò)爆炸。分步識別所起的作用是減少待識別模式，直接表現(xiàn)為減少了網(wǎng)絡(luò)輸出數(shù)量[12]。

近年來，建筑結(jié)構(gòu)動力性能的研究越來越受到重視，如文獻(xiàn)[13]規(guī)定抗震設(shè)防烈度為7度(設(shè)計基本地震加速度為0.15g)及以上地震區(qū)的高層建筑宜進(jìn)行動力特性檢測、《建筑結(jié)構(gòu)檢測技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50344—2004)規(guī)定：對于大型公共建筑和重要建筑宜在建筑工程竣工驗收完成后，使用前和使用后分別進(jìn)行一次動力測試等；此外，建筑結(jié)構(gòu)發(fā)生火災(zāi)時混凝土梁往往是三面受火，頂面不受火。本文考慮到以上因素以及梁整體三面受火損傷與其受火時間有著本質(zhì)聯(lián)系，故此提出了基于WNN技術(shù)以等效爆火時間為指標(biāo)的損傷識別新方法。首先建立了簡支梁的火災(zāi)損傷識別方法，并用數(shù)值模擬對其進(jìn)行了驗證；然后建立了的適用于混凝土梁火災(zāi)損傷識別的三步定位新方法，以三跨連續(xù)梁數(shù)值模擬為例對其應(yīng)用進(jìn)行了詳細(xì)說明，最后對4根混凝土簡支梁進(jìn)行了火災(zāi)及災(zāi)后承載力試驗，基于修正后的精細(xì)化模型，利用前2階不完備模態(tài)信息構(gòu)造WNN輸入?yún)?shù)，等效爆火時間作為輸出參數(shù)進(jìn)行損傷識別，效果良好，驗證了所提方法的可靠性。

1 簡支梁火災(zāi)損傷識別方法

1.1 簡支梁模型

有限元模型為常見混凝土簡支梁，具體配筋詳見圖2?；炷翉?qiáng)度標(biāo)號為C35，混凝土、鋼筋熱工性能包含導(dǎo)熱系數(shù)、比熱容，對流換熱系數(shù)為35 W/(m2·℃)，斯蒂芬-波爾茲曼常數(shù)為5。67×10-8W/(m2·K4)， 參數(shù)包含混凝土彈性模量Ec、混凝土密度ρc、混凝土軸心抗壓強(qiáng)度fc、混凝土泊松比νc、鋼筋彈性模量Es、鋼筋密度ρs、鋼筋屈服強(qiáng)度fy、鋼筋泊松比νs等[14～16]。溫度場模擬時不考慮裂縫的影響，簡支梁底面及兩側(cè)面受火。選取的初始參數(shù)如表1所示。

1.2 WNN輸入、輸出參數(shù)

頻率反映結(jié)構(gòu)整體剛度的變化，振型則對結(jié)構(gòu)局部損傷較為敏感。在現(xiàn)場實測時，低階模態(tài)較為容易和準(zhǔn)確的獲得，此外火災(zāi)下振動測試只能采用環(huán)境激勵，因此火災(zāi)下及火災(zāi)后的損傷識別需合理利用低階頻率和振型組合作為WNN的輸入。本文選取的組合參數(shù)CPFM詳見式(1)[17]

表1 初始參數(shù)選取

圖2 簡支梁模型

CPFM={FR1，F(xiàn)R2，…，F(xiàn)Rm；MO1，MO2，…,MOn}

(1)

式中FRi損傷識別所用第i階頻率，MOi=(φi1，φi2，…，φiq)為第i階模態(tài)對應(yīng)q個測試自由度歸一化振型向量，算式為

φij=φij/(φij)max， (j=1，2，…，q)

(2)

式中：φij為第i階模態(tài)對應(yīng)于j個測試自由度分量。

通常情況下，針對梁結(jié)構(gòu)可利用截面抗彎剛度及承載力的降低來反映其損傷程度，但二者最終均與其受火時間有關(guān)，即可通過標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線的受火時間確定截面溫度分布，進(jìn)而確定截面剛度和抗彎承載力，基于上述分析，定義WNN的輸出為標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線下各跨受火時間tf。WNN結(jié)構(gòu)通過自編MATLAB程序?qū)崿F(xiàn)，所以采用的WNN拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)為12-12-1：輸入層具有12個節(jié)點，表示簡支梁前2階頻率、振型組合值CPFM，隱含層有12個節(jié)點，輸出層具有1個節(jié)點，為網(wǎng)絡(luò)預(yù)測的受火時間tf ′，測點為梁跨范圍4等分點處，詳見圖3。

圖3 傳感器布置 (mm)

訓(xùn)練樣本選?。翰捎肐SO-834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線三面升溫，tf范圍為0～150 min，間隔10 min，即0，10 min，20 min，…，140 min，150 min共計16種受火工況，提取前2階平面內(nèi)模態(tài)信息計算組合參數(shù)CPFM，建立CPFM與受火時間tf的樣本庫。通過參數(shù)初始化函數(shù)獲得網(wǎng)絡(luò)權(quán)值，傳遞函數(shù)為適應(yīng)性較高的Morlet母小波基函數(shù)，訓(xùn)練WNN，訓(xùn)練次數(shù)為100次，此時達(dá)到了收斂狀態(tài)。

根據(jù)工程實際經(jīng)驗，收斂準(zhǔn)則ER設(shè)定為≤5%；考慮梁跨均勻受火，對其MAC影響相對較小，此處取值為≥0.95。

綜上分析，簡支梁火災(zāi)損傷識別流程詳見圖4。

(3)

(4)

為驗證該方法的有效性，選取受火真實值測試樣本分別為：65 min、95 min、125 mim、155 mim，同時為驗證WNN魯棒性，對真實值加噪5%。根據(jù)圖4步驟，火災(zāi)下與火災(zāi)后的受火時間預(yù)測值及ER、MAC值詳見表2、3。

圖4 簡支梁火災(zāi)損傷識別方法

樣本編號預(yù)測值/min真實值/minER/%MAC159653.220.99293950.600.9931271250.820.9941511550.870.99

表3 簡支梁火災(zāi)后損傷識別結(jié)果誤差

根據(jù)上述分析，測試樣本火災(zāi)下及火災(zāi)后真實值與預(yù)測值計算結(jié)果詳見圖5。對表2、表3及圖5的結(jié)果進(jìn)行綜合分析，可得出以下結(jié)論：

(1) 受火時間真實值與預(yù)測值較為接近，說明本文提出的識別方法具有準(zhǔn)確率較高且具有一定的容錯性和魯棒性，該方法可有效實現(xiàn)tf預(yù)測，較好的達(dá)到目標(biāo)模型的收斂要求；

(2) 由簡支梁的剛度及承載力預(yù)測值可知，本文選取的WNN輸入及輸出參數(shù)是合理有效的，特別是輸出參數(shù)tf的選用，其作為中介橋梁將結(jié)構(gòu)模態(tài)參數(shù)變化與剛度、承載力的降低有效聯(lián)系起來，具有一定的工程實用價值；

(3) 從圖5剛度、承載力衰減曲線可知，火災(zāi)下和火災(zāi)后損傷程度并不相同，火災(zāi)后由于混凝土材料重組，體積膨脹加劇內(nèi)部結(jié)構(gòu)破壞，較火災(zāi)下剛度損失嚴(yán)重，且隨受火時間增大，二者差異越小，火災(zāi)下鋼筋屈服強(qiáng)度受溫度制約，抗彎承載力存在急劇下降段，但火災(zāi)后其內(nèi)部產(chǎn)生了相變，強(qiáng)度恢復(fù)明顯。

(a) 簡支梁火災(zāi)下?lián)p傷識別結(jié)果

(b) 簡支梁火災(zāi)后損傷識別結(jié)果

(c) 簡支梁火災(zāi)下剛度預(yù)測結(jié)果

(d) 簡支梁火災(zāi)后剛度預(yù)測結(jié)果

(e) 簡支梁火災(zāi)下承載力預(yù)測結(jié)果

(f) 簡支梁火災(zāi)后承載力預(yù)測結(jié)果

圖5 簡支梁火災(zāi)損傷WNN預(yù)測結(jié)果

Fig.5 The wavelet neural network prediction of fire damage of simply-supported beams

2 混凝土連續(xù)梁損傷識別方法

2.1 分步識別方法的提出

圖6 三跨連續(xù)梁模型

為了分析截面力學(xué)性能隨受火時間的衰減規(guī)律，定義火災(zāi)下截面抗彎剛度、承載力與常溫下的比值為相應(yīng)力學(xué)性能折減系數(shù)，分別為α、β，其計算方法與簡支梁一致。截面抗彎剛度考慮截面溫度U型分布，采用離散網(wǎng)格方法，分區(qū)域剛度疊加。截面抗彎承載力采用等溫線折減方式，簡化為常溫下T型梁進(jìn)行計算。結(jié)果詳見圖7、圖8。

圖7 火災(zāi)下抗彎剛度折減系數(shù)

圖8 火災(zāi)下抗彎承載力折減系數(shù)

據(jù)上述簡支梁抗火性能計算可知：tf≤30 min時，抗彎承載能力下降10%左右，剛度下降25%左右，考慮結(jié)構(gòu)正常使用，將tf≤30 min時按tf=30 min近似計算，此近似處理是偏于安全的。

根據(jù)上述分析，能否降低WNN的計算量成為使用上述方法的關(guān)鍵。針對此思路本文提出了如下的分步識別方法：

三跨連續(xù)梁損傷識別流程詳見圖9。

圖9 連續(xù)梁分步損傷識別方法

2.2 三跨連續(xù)梁數(shù)值模擬

表4 連續(xù)梁火災(zāi)下三步識別結(jié)果誤差

表5 連續(xù)梁火災(zāi)后三步識別結(jié)果誤差

圖10 三跨連續(xù)梁火災(zāi)下?lián)p傷識別結(jié)果

三跨連續(xù)梁截面抗彎承載力、剛度計算結(jié)果與簡支梁類似，限于篇幅不再贅述。

通過上述數(shù)值模擬，結(jié)論如下：

(1) 三步識別方法能在識別過程中有效避免數(shù)據(jù)龐大，網(wǎng)絡(luò)爆炸等大樣本識別問題，準(zhǔn)確預(yù)測出各跨受火時間tfi，真實還原結(jié)構(gòu)損傷狀態(tài)；

(2) 在有限的樣本數(shù)據(jù)內(nèi)，WNN具有良好的泛化能力，此外網(wǎng)絡(luò)還具有良好的容錯性和魯棒性，即使加入5%噪聲，仍可對受火時間tfi進(jìn)行較準(zhǔn)確的識別；

圖11 三跨連續(xù)梁火災(zāi)后損傷識別結(jié)果

(3) 三步識別方法采取簡化樣本，縮小樣本區(qū)間，逐步逼近真實受火時間tfi的識別策略，可為復(fù)雜結(jié)構(gòu)火災(zāi)損傷識別提供借鑒。

3 混凝土簡支梁火災(zāi)試驗

3.1 試驗?zāi)康募胺桨?/h3>

由于火災(zāi)后損傷識別較火災(zāi)下對結(jié)構(gòu)的加固修復(fù)更有意義，故本次試驗以混凝土簡支梁為研究對象，重點研究其火災(zāi)后的損傷識別。簡支梁設(shè)計幾何尺寸為長寬高分別為L×B×H= 3 000 mm ×250 mm×400 mm，共計4根，模擬60 min、90 min、120 min、150 min火災(zāi)損傷工況，編號L1～L4，試驗工況詳見表6，試驗在青島理工大學(xué)結(jié)構(gòu)實驗室進(jìn)行。混凝土強(qiáng)度標(biāo)號為C35，鋼筋采用HRB400，試件兩端分別設(shè)置鉸支座和滾動支座，配筋詳見圖2，試驗前進(jìn)行材料力學(xué)性能測試，混凝土抗壓強(qiáng)度實測結(jié)果為40.7 MPa鋼筋測試結(jié)果詳見表7。

表6 試驗工況表

表7 鋼筋力學(xué)性能試驗結(jié)果

火災(zāi)過程中振動信息采集采用DH5922N通用型動態(tài)信號測試分析系統(tǒng)，拾振器采用CF0926磁電式速度傳感器。測量頻率范圍為10～1 000 Hz，溫度適用范圍為(-10～+50)℃?；馂?zāi)試驗布置詳見圖12，火災(zāi)試驗照片詳見圖13。

1-爐蓋； 2-加速度傳感器； 3-冷卻套筒； 4-試驗梁； 5-熱電偶； 6-水管； 7、8-支座； 9-混凝土底座； 10-噴火口； 11-火災(zāi)爐； 12-防火磚； 13-水循環(huán)系統(tǒng)； 14-速度信號采集系統(tǒng)； 15-溫度采集系統(tǒng)； 16-水箱； 17-水泵。

圖12 簡支梁火災(zāi)試驗布置

Fig.12 The fire experiment of simply-supported

圖13 簡支梁火災(zāi)試驗

為獲取前3階模態(tài)信息，分別將拾振器布置在簡支梁4等分點位置處，如圖3所示。動力特性測試方式需根據(jù)實測環(huán)境進(jìn)行選擇，火荷載自然激勵效果明顯，能有效實測出低階模態(tài)。速度傳感器通常情況下用于地震動信號采集，常溫條件可發(fā)揮其最佳性能，為了適應(yīng)火災(zāi)過程中的高溫測試條件，加設(shè)水循環(huán)裝置對其進(jìn)行降溫防護(hù)，即：水循環(huán)裝置內(nèi)置封閉空腔，經(jīng)水流作用將筒內(nèi)熱量實時帶走，從而實現(xiàn)快速降溫。

3.2 火災(zāi)前、后振動測試

火災(zāi)前、后采用錘擊激勵較為方便有效。首先將梁頂面打磨平整，然后用單組分硫化硅橡膠將傳感器與簡支梁頂面黏結(jié)。通過力錘敲擊跨中，拾取簡支梁振動信號，具體測試結(jié)果詳見表8?；l描述為1個半弧，二階頻率為2個半弧。傳感器布置及信號采集詳見圖3、圖14。

3.3 基于有限元模型修正

為準(zhǔn)確識別火災(zāi)后簡支梁損傷程度，減小由于初始有限元模型誤差對識別結(jié)果產(chǎn)生的影響，本文對火災(zāi)前初始有限元模型進(jìn)行修正。通過初始有限元模型修正，目的是充分考慮初始模型邊界條件及物理參數(shù)真值對識別結(jié)果產(chǎn)生的影響。

圖14 信號采集

試件基頻火災(zāi)前基頻火災(zāi)后二階火災(zāi)前二階火災(zāi)后L1146.4884.21463.87292.85L2136.9177.27455.92252.18L3136.8374.62458.98234.03L4136.7271.51454.10216.41

修正過程中，選取簡支梁支座偏移、支座剛度、混凝土彈性模量、混凝土密度作為有限元模型修正的待修正物理參數(shù)參數(shù)庫。拾取火災(zāi)前前3階實測模態(tài)信息(頻率、振型)，構(gòu)造WNN輸入?yún)?shù)CPFM，并參考文獻(xiàn)[17]中提出的分步有限元模型修正方法，對各物理參數(shù)進(jìn)行修正。物理參數(shù)修正結(jié)果詳見表9。

基于物理參數(shù)修正值，并疊加火災(zāi)過程中實測溫度場發(fā)展，模擬火災(zāi)前及火災(zāi)后結(jié)構(gòu)振動特性發(fā)展規(guī)律，并與實測及修正前頻率衰減規(guī)律進(jìn)行對比，以L4為例，火災(zāi)前頻率對比如圖15所示；火災(zāi)下頻率對比如圖16所示。通過實測結(jié)果及有限元模擬可得：

(1) 由圖15可得，修正后的頻率較修正前更接近實測值，且在第1、2階更明顯，由此可說明對初始有限元模型進(jìn)行修正必要的；

(2) 由圖16可得，由于試驗過程中伴隨著開裂、爆裂及其他劣化因素的影響，火災(zāi)下結(jié)構(gòu)實測頻率值呈現(xiàn)波動式衰減規(guī)律，且修正后的頻率值與實測值較吻合，可進(jìn)一步說明有必要考慮實際邊界條件對結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響。

圖15 L4模型修正結(jié)果對比

表9 初始邊界條件修正結(jié)果

圖16 L4火災(zāi)下基頻對比

3.4 火災(zāi)后簡支梁靜力試驗

對于經(jīng)歷火災(zāi)損傷的簡支梁，進(jìn)行災(zāi)后力學(xué)性能評估顯得尤為重要。在簡支梁跨中及支座位置處分別布設(shè)位移計，采用三等分點加載方式獲取荷載-撓度曲線，即液壓千斤頂通過分配鋼梁加載到試件三分點處，梁跨中位置屬于不受剪力，純彎曲區(qū)域，加載試驗照片如圖17所示。

圖17 靜力加載試驗

根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)試驗方法標(biāo)準(zhǔn)》(GBT 0152— 2012)規(guī)定進(jìn)行加載。加載初期，當(dāng)施加荷載小于40 kN時，結(jié)果顯示該階段內(nèi)具有較好的線性變形能力，可認(rèn)為是初始剛度變化。隨著荷載增大，純彎段區(qū)域內(nèi)出現(xiàn)明顯的橫向裂縫，隨著荷載進(jìn)一步增大，橫向裂縫向梁頂區(qū)域發(fā)展且逐漸增多，最后在跨中純彎曲位置附近，受壓區(qū)混凝土被壓碎，發(fā)生適筋梁正截面受彎破壞。實測跨中撓度曲線如圖18所示，理論值與試驗值對比如表10所示。

圖18 簡支梁跨中撓度曲線

經(jīng)上述分析可以得出如下結(jié)論：

(1) L1-L4經(jīng)歷火災(zāi)損傷后，其極限承載力、剛度的變化均與受火時間呈反比；

(2) 極限承載力理論值與試驗值誤差較小，剛度誤差較大，這主要是由于除剛度計算網(wǎng)格劃分誤差外，均存在混凝土爆裂現(xiàn)象，且L4的爆裂現(xiàn)象尤為明顯。

3.5 等效爆火時間

在建筑結(jié)構(gòu)火災(zāi)相關(guān)研究文獻(xiàn)中，除較多采用ISO834國際標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線進(jìn)行研究外，還有的采用火災(zāi)實際升溫曲線，且有的國家規(guī)范給出的升溫曲線并不是ISO834 (如美國采用ASTM E119升溫曲線等)，為了對不同試驗結(jié)果進(jìn)行對比，需要將國際標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線與真實升溫值聯(lián)系起來，進(jìn)行熱量傳輸損傷等效?，F(xiàn)有做法通常采用等效爆火時間，即將實際升溫時間轉(zhuǎn)化為等效爆火時間，等效爆火時間為與實際升溫曲線下方的面積相等的標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線所對應(yīng)的時間[20]，如圖19所示?；馂?zāi)試驗實測升溫曲線見圖20。

表10 理論值與試驗值對比

圖19 等效爆火時間示意圖

由圖20分析可知，0 ℃～600 ℃溫度快速升高；達(dá)到600 ℃后，輕質(zhì)柴油達(dá)到轟然點，溫度上升緩慢；溫度達(dá)到800 ℃以后，爐內(nèi)溫度基本保持不變；最后進(jìn)入火災(zāi)后降溫階段。在火災(zāi)試驗后期，火災(zāi)爐實際升溫曲線與ISO834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線相差較大，主要是由于火災(zāi)爐多年使用導(dǎo)致其保溫性變差，使得二者存在一定差距?；馂?zāi)試驗過程中，其中L2、L3升溫曲線初期較L1、L4相比升溫較快，這主要是由于火災(zāi)試驗時間安排所致，L1～L3火災(zāi)試驗過程中，每天進(jìn)行一根梁的試驗，而L4與L3試驗時間相差2天，爐內(nèi)潮濕度變高導(dǎo)致其升溫偏慢。

圖20 火災(zāi)試驗升溫曲線

受實際火災(zāi)爐保溫性及溫度發(fā)展隨機(jī)性的影響致使試驗升溫曲線后期與ISO標(biāo)準(zhǔn)曲線存在差距，但總體趨勢吻合較好，為方便對不同試驗結(jié)果進(jìn)行對比，本文采用等效爆火時間為指標(biāo)進(jìn)行統(tǒng)一分析，試驗等效值詳見表11。

3.6 火災(zāi)損傷識別

該試驗損傷識別過程與上述簡支梁有限元算例一致，支座混凝土多重火災(zāi)循環(huán)后強(qiáng)度基本保持不變，即火災(zāi)下和火災(zāi)后試件的支座條件不再發(fā)生變化。參考初始邊界條件修正結(jié)果建模，詳見表9。

表11 試驗等效爆火時間

由上述分析可得，試驗實測值與算法預(yù)測值較為接近，驗證了本文提出的基于WNN技術(shù)以等效爆火時間為指標(biāo)的損傷識別方法的可靠性，具有一定的工程應(yīng)用價值。

表12 簡支梁火災(zāi)后試驗結(jié)果誤差

圖21 簡支梁剛度結(jié)果對比

上述分析可得，試驗實測值與算法預(yù)測值較為接近，驗證了本文提出的基于WNN技術(shù)以等效爆火時間為指標(biāo)的損傷識別方法的可靠性，具有一定的工程應(yīng)用價值。

圖22 簡支梁承載力結(jié)果對比

4 結(jié) 論

本文通過鋼筋混凝土簡支梁火災(zāi)損傷識別試驗和三跨連續(xù)梁算例，得出如下結(jié)論：

(2) 針對樣本較大的連續(xù)梁結(jié)構(gòu)所提出的火災(zāi)損傷分步識別方法，采取簡化樣本數(shù)量、縮小樣本區(qū)間，進(jìn)而逐步逼近真實受火時間的識別策略，并施加噪聲進(jìn)行驗證，效果較好，可為復(fù)雜結(jié)構(gòu)火災(zāi)損傷識別提供借鑒。

(3) 簡支梁火災(zāi)損傷后的剛度、承載力等靜力參數(shù)預(yù)測值與試驗結(jié)果較為接近，進(jìn)一步驗證了本文所提方法的有效性；雖然距實際工程應(yīng)用尚有距離，但對于混凝土結(jié)構(gòu)火災(zāi)損傷評估具有較好的理論指導(dǎo)意義。

(4) 需特別說明的是，本文僅在混凝土構(gòu)件層次上進(jìn)行了火災(zāi)損傷識別的研究初探，更為復(fù)雜的結(jié)構(gòu)層面需要進(jìn)一步的研究。