張騫尹 史貴臣 滕世斌

利用ABAQUS有限元軟件對(duì)高溫—再養(yǎng)護(hù)后的早齡期鋼筋混凝土（RC）框架邊節(jié)點(diǎn)進(jìn)行仿真模擬試驗(yàn)。采用實(shí)測(cè)的高溫—再養(yǎng)護(hù)后早齡期混凝土本構(gòu)關(guān)系模型以及混凝土塑性損傷模型，較好地模擬了高溫—再養(yǎng)護(hù)后早齡期RC框架邊節(jié)點(diǎn)的受力狀態(tài)。將模擬計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)實(shí)測(cè)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，表明模擬得到的破壞形態(tài)、骨架曲線和極限值與試驗(yàn)吻合較好，峰值荷載誤差在5%以內(nèi)?；谝羊?yàn)證的模型進(jìn)行了不同軸壓比的拓展分析，結(jié)果表明軸壓比為0.6左右時(shí)為臨界軸壓比。

早齡期混凝土； 高溫； 邊節(jié)點(diǎn)； 抗震性能； 有限元分析

TU311.3 A

［定稿日期］2022-02-24

［作者簡(jiǎn)介］張騫尹（1995—），女，碩士，助理工程師，研究方向?yàn)榻ㄖ锓罏?zāi)減災(zāi)及防護(hù)工程。

隨著混凝土的廣泛應(yīng)用，對(duì)其在各種災(zāi)害下的力學(xué)性能研究就顯得尤為重要。火災(zāi)是一種常見(jiàn)且發(fā)生概率較高的建筑災(zāi)害，備受科研工作者們重視，許多學(xué)者對(duì)此展開了諸多研究［1-3］。然而在施工過(guò)程中，很多混凝土構(gòu)件的齡期小于28天（即早齡期），混凝土內(nèi)部水泥水化反應(yīng)尚未完成，混凝土的力學(xué)性能也未達(dá)到設(shè)計(jì)要求，此時(shí)遭受高溫作用，繼續(xù)養(yǎng)護(hù)后混凝土的性能變化對(duì)于結(jié)構(gòu)安全有重要影響。張必亮等［4］和苗生龍等［5］和對(duì)不同養(yǎng)護(hù)齡期混凝土高溫—再養(yǎng)護(hù)后的力學(xué)性能進(jìn)行研究，結(jié)果表明：混凝土高溫齡期小于14天且遭受溫度較低（100 ℃）時(shí)，溫度促進(jìn)了混凝土的水化，其抗壓強(qiáng)度有所提高。楊志年等［6］對(duì)早齡期混凝土柱進(jìn)行了高溫后的軸壓試驗(yàn)，結(jié)果表明：隨著養(yǎng)護(hù)齡期減小，柱含水率增大，火災(zāi)下混凝土爆裂更加嚴(yán)重，導(dǎo)致柱抗火性能顯著下降。史貴臣［7］對(duì)高溫—再養(yǎng)護(hù)后RC柱進(jìn)行了軸壓試驗(yàn)，結(jié)果表明：經(jīng)高溫作用后，其延性、耗能能力、剛度等均受到不同程度的削弱。

以上研究均處于材料或構(gòu)件層面，對(duì)于結(jié)構(gòu)層面（框架節(jié)點(diǎn)）的研究較少，張騫尹［8］對(duì)高溫—再養(yǎng)護(hù)后的鋼筋混凝土（RC）框架邊節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了抗震試驗(yàn)，但試件數(shù)量較少，且針對(duì)7天齡期作用下僅考慮了溫度的影響。因此，為了研究高溫—再養(yǎng)護(hù)后的RC框架邊節(jié)點(diǎn)的破壞特性和多參數(shù)的影響，本文基于已有研究的試驗(yàn)結(jié)果，使用ABAQUS有限元分析軟件進(jìn)行建模驗(yàn)證，依靠驗(yàn)證后的模型進(jìn)行破壞過(guò)程分析和拓展參數(shù)研究，為早齡期高溫后節(jié)點(diǎn)的修復(fù)工作提供幫助。

1 試驗(yàn)概況

文獻(xiàn)［8］對(duì)7天養(yǎng)護(hù)后的RC框架邊節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了100 ℃、300 ℃和500 ℃的高溫處理，并在高溫后養(yǎng)護(hù)至28天再進(jìn)行低周反復(fù)試驗(yàn)。試件均采用同一尺寸，柱截面尺寸為250 mm×250 mm，高度為1 500 mm；梁截面尺寸為250 mm×150 mm，長(zhǎng)度為1 250 mm。試驗(yàn)所用混凝土等級(jí)為C25，高溫—再養(yǎng)護(hù)后立方體抗壓強(qiáng)度為21.46 MPa，所用鋼筋等級(jí)為HPB400，保護(hù)層厚度為30 mm。材性試驗(yàn)結(jié)果和抗震試驗(yàn)結(jié)果詳見(jiàn)文獻(xiàn)［8］。

2 有限元模型建立

2.1 材料屬性及網(wǎng)格屬性

2.1.1 高溫后早齡期混凝土

本文采用2018版ABAQUS中的混凝土塑性損傷模型（CDP），混凝土單元采用精度較高的三維八節(jié)點(diǎn)六面體C3D8R實(shí)體單元。現(xiàn)有文獻(xiàn)中暫未找到關(guān)于高溫后早齡期混凝土的本構(gòu)模型研究，但根據(jù)實(shí)測(cè)的高溫后早齡期混凝土的應(yīng)力應(yīng)變曲線，通過(guò)ABAQUS用戶手冊(cè)中的換算方法，即可換算出軟件所需要的應(yīng)力-非彈性應(yīng)變和損傷因子。

2.1.2 鋼筋

由文獻(xiàn)試驗(yàn)結(jié)果和現(xiàn)有文獻(xiàn)可知，500 ℃高溫冷卻后鋼材的力學(xué)性能未發(fā)生明顯變化，因此可以采用常溫下鋼材的本構(gòu)方程。鋼材本構(gòu)關(guān)系采用雙折線理想塑性模型［9-10］（圖1），即屈服前為理想彈性，屈服后到極限強(qiáng)度前的硬化剛度為鋼材彈性模量的0.01。其中fy和εy為屈服應(yīng)力和屈服應(yīng)變；fu和εu為極限應(yīng)力和極限應(yīng)變；E0為彈性模量；Es為硬化剛度，Es=0.01E0。

2.2 相互作用

鋼筋通過(guò)“embed”約束方式嵌入混凝土中，忽略了鋼筋與混凝土之間的粘結(jié)滑移。同時(shí)在梁端加載點(diǎn)處設(shè)置參考點(diǎn)，并將參考點(diǎn)與梁端使用“耦合”的約束方式約束起來(lái)，便于設(shè)置加載方式與邊界條件。

2.3 邊界條件及加載方式

根據(jù)試驗(yàn)情況，約束了柱端3個(gè)方向的位移，但不約束轉(zhuǎn)動(dòng)，并在一端施加與試驗(yàn)相同的軸壓。在梁端參考點(diǎn)處施加了與試驗(yàn)一致的往復(fù)水平位移。

2.4 網(wǎng)格劃分

經(jīng)試算，混凝土與鋼材網(wǎng)格尺寸采用50 mm時(shí)可以保證較高的計(jì)算精度及計(jì)算效率，模型建立完成圖如圖2所示。

2.5 模型驗(yàn)證

利用上述建模方法及材料屬性對(duì)文獻(xiàn)［8］中的3個(gè)試件進(jìn)行計(jì)算，所有試件的骨架曲線對(duì)比如圖3所示，由圖3可見(jiàn)，有限元模擬的骨架曲線趨勢(shì)與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。有限元模型損傷云圖如圖4所示，混凝土的受壓/受拉損傷反應(yīng)了混凝土在往復(fù)加載過(guò)程中對(duì)承載力有很大的涌現(xiàn)，破壞形態(tài)吻合較好。極限承載力對(duì)比見(jiàn)表1。由此可見(jiàn)，有限元結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果的極限承載力比值平均值為0.973，分析造成誤差的主要原因：①忽略了鋼筋與混凝土的粘結(jié)滑移和混凝土的開裂對(duì)剛度的損傷，導(dǎo)致模擬得到的骨架曲線初始剛度大于實(shí)測(cè)值；②混凝土為非線性材料，澆筑和溫度場(chǎng)導(dǎo)致構(gòu)件材料非均勻，因此承載力比模擬結(jié)果小。但最大誤差在5%以內(nèi)，本文建立的有限元模型得到驗(yàn)證，說(shuō)明此模型能可靠地預(yù)測(cè)早齡期RC框架邊節(jié)點(diǎn)高溫后的抗震性能。

3 拓展參數(shù)分析

軸壓比是影響框架邊節(jié)點(diǎn)抗震性能的關(guān)鍵因素之一，考慮到實(shí)際火災(zāi)中混凝土往往遭受較高溫度，因此在骨架曲線及破壞形態(tài)驗(yàn)證了所建立的模型的可靠性的基礎(chǔ)上，選取7d-500-28d試件進(jìn)行多個(gè)軸壓比（0.4，0.6，0.8）的拓展參數(shù)分析。

3.1 破壞形態(tài)

圖5為不同軸壓比下高溫—再養(yǎng)護(hù)后的早齡期RC框架邊節(jié)點(diǎn)的受拉損傷云圖對(duì)比。由圖5可見(jiàn)，不同軸壓比下試件的損傷云圖基本相同，均在梁端和柱節(jié)點(diǎn)中部出現(xiàn)了較大了混凝土損傷，表明此處出現(xiàn)了開裂。不同的是，隨著軸壓比的增大，損傷程度先增大后減小（即顏色深淺程度），軸壓比為0.6時(shí)梁端損傷面積較小，表面軸壓比為0.6左右時(shí)為高溫—再養(yǎng)護(hù)后的早齡期RC框架邊節(jié)點(diǎn)的臨界軸壓比。

3.2 骨架曲線

圖6為不同軸壓比下骨架曲線的對(duì)比。由圖6可見(jiàn)，不同軸壓比的骨架曲線形狀基本相似，均在達(dá)到峰值點(diǎn)后緩慢下降。初始剛度基本相同，這是因?yàn)槌跏紕偠然臼茕摻畈牧闲阅芸刂?，因此差別不大。隨著軸壓比的增大，試件的峰值荷載先減小后增大，軸壓比為0.4、0.6和0.8試件的正負(fù)向峰值荷載均為分別為22.34 kN、18.25 kN和20.74 kN。進(jìn)一步說(shuō)明軸壓比為0.6左右是高溫—再養(yǎng)護(hù)后的早齡期RC框架邊節(jié)點(diǎn)的臨界軸壓比。

4 結(jié)論

本文利用ABAQUS有限元分析軟件對(duì)高溫—再養(yǎng)護(hù)后的早齡期RC框架邊節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了有限元分析，得到幾點(diǎn)結(jié)論：

（1）利用實(shí)測(cè)的高溫—再養(yǎng)護(hù)后的早齡期混凝土應(yīng)力應(yīng)變曲線結(jié)合ABAQUS塑性損傷模型建立的高溫—再養(yǎng)護(hù)后的早齡期RC框架邊節(jié)點(diǎn)模型具有較好的適用性，損傷云圖與試驗(yàn)破壞形態(tài)均為梁端出現(xiàn)較大損傷，骨架曲線吻合較好，峰值承載力誤差在5%以內(nèi)。

（2）不同軸壓比下的破壞形態(tài)和破壞過(guò)程基本相似，隨著軸壓比的增大，混凝土損傷先增大后減小，峰值荷載先減小后增大。軸壓比為0.6左右時(shí)為高溫—再養(yǎng)護(hù)后的早齡期RC框架邊節(jié)點(diǎn)臨界軸壓比。

參考文獻(xiàn)

［1］ 陸燕青，許瑞天，莫琳琳，等.高溫噴水冷卻后混凝土柱性能對(duì)比分析［J］.消防科學(xué)與技術(shù)，2021，40（8）：1150-1154.

［2］ 陳宗平，許瑞天，梁厚燃.高溫噴水冷卻后再生卵石混凝土應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)關(guān)系及有限元分析［J］.材料導(dǎo)報(bào)，2021，35（13）：13032-13040.

［3］ 陳宗平，許瑞天，陳建佳，等.高溫噴水冷卻后鋼管高強(qiáng)混凝土軸壓性能研究［J］.華中科技大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2021，49（5）：80-85.

［4］ 張必亮，張騫尹，袁廣林.早齡期混凝土高溫-再養(yǎng)護(hù)后的抗壓性能［J］.混凝土，2021（5）：6-9.

［5］ 苗生龍，張騫尹，袁廣林.不同齡期混凝土高溫后力學(xué)性能研究［J］.消防科學(xué)與技術(shù)，2021，40（3）：330-333.

［6］ 楊志年，張歡，祝煥然，等.不同養(yǎng)護(hù)齡期下鋼筋混凝土柱的耐火性能研究［J］.結(jié)構(gòu)工程師，2020，36（5）：127-134.

［7］ 史貴臣. 早齡期RC柱高溫-再養(yǎng)護(hù)后承載性能研究［D］.徐州：中國(guó)礦業(yè)大學(xué)，2020.

［8］ 張騫尹. 早齡期RC框架邊節(jié)點(diǎn)高溫—再養(yǎng)護(hù)后抗震性能研究［D］.徐州：中國(guó)礦業(yè)大學(xué)，2020.

［9］ Ji J ， Yu D ， Jiang L ， et al. Numerical Analysis of Axial Compression Performance of Concrete Filled Double Steel Tube Short Columns［J］. IOP Conference Series Materials ence and Engineering， 2018， 439（4）：042058.

［10］ Pagoulatou，M.， Sheehan， et al.? Finite element analysis on the capacity of circular concrete-filled double-skin steel tubular （CFDST） stub columns［J］. Engineering Structures， 2014， 72： 102-112.