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一种用于评估火灾后桥梁残余强度的方法
摘要：
本文提出了一种评估火灾后钢桥梁残余强度的方法。该方法要在环境条件下进行，桥梁发生火灾的期间，火灾冷却后，涉及到三个分析阶段。在第一阶段，在室温下评估梁的承载能力。在分析的第二阶段，在特定的火灾条件和负载条件下追踪桥梁的热响应和结构响应。在第三阶段（在桥梁已经完全冷却后），可以通过在梁上增加负荷至发生破坏来评估梁的残余承载力。所提出的方法应用于使用有限元计算机程序ANSYS对典型钢梁进行一组数值研究。数值研究结果表明，最大火灾温度（和钢中的相关温度）是影响桥梁火灾后的残余强度的最关键因素。暴露于典型“外部”火灾条件的梁，其最大火焰温度达到600-700°C，在冷却时保持其强度的70％至80％。另一方面，暴露于碳氢化合物火灾的钢桥梁，其最高温度约为1100℃，在火灾的加热阶段失去其大部分强度并且经历破坏。
1.介绍
近年来，桥梁上发生了大量的火灾并且其中一些火灾导致了钢梁的倒塌[1,2]。因此，桥梁的火灾危害可能会导致经济和公共的巨大损失。火灾发生后，被火灾损坏的桥梁（路线）上的交通通常很难绕行，并对该地区的交通质量产生很大的影响。在许多情况下，桥梁上的火灾会迅速燃烧蔓延开来，或者通过消防灭火。因此，在大多数情况下，结构构件在发生火灾后保留其大部分承载力，并且强度恢复的程度取决于火灾的严重程度和持续时间，以及在施工中梁的几何特性和所用材料的强度特性[3]。然而，在桥梁上开放交通路线之前，快速评估火灾后结构构件的残余承载力是十分必要的。这样的评估也有助于桥梁结构构件改造上的发展战略。
在1995 - 2010年期间钢桥上发生的一些重大火灾事件列于表1 [4]。在表1所示的火灾事故中，完全倒塌的桥梁有三个案例。即密西根州榛园公寓附近的I-75高速公路上的9英里公路立交桥，位于加利福尼亚州奥克兰的麦克阿瑟迷宫I-80/880交汇处和康涅狄格州布里奇波特的I-95霍华德大道立交桥。
在其余的情况下，桥梁遭受一定程度的破坏，但桥梁不会倒塌。在这些情况下，对于在火灾事故发生后重建被火灾损坏的桥梁，评估桥梁的残余承载力是有必要的。文献综述表明，评估桥梁火灾后强度的信息是十分缺乏的。但是，对于火灾后建筑构件的残余强度的研究是有限的。对建筑构件的残余强度研究没有考虑可逆材料性质（热和机械）在评估结构构件的残余强度中的作用[3,5,6]。此外，由于不同的火灾场景，负载，边界条件，失效的极限状态和桥梁中存在的截面特性，这些关于建筑构件的信息可能不能直接适用于桥梁。本文介绍了一种数值方法来评估火灾后钢桥梁的残余强度。
表1 在过去15年中钢桥发生的一些重大火灾事故[4]
2.残余强度的评估方法
2.1 一般方法
为了评估残余强度，桥梁的强度分析必须分为三个阶段，即环境条件（阶段1），在发生火灾期间（阶段2），和火灾后梁冷却之后（阶段3）。强度分析可以使用基于有限元的计算机程序（如ANSYS或ABAQUES）来进行。
在分析的第一阶段，在进行火灾响应分析之前，桥梁的承载能力应通过设计标准中规定的强度方程进行评估。或者，可以通过在梁上逐渐增加载荷至达到破坏来进行详细的有限元分析。对于这种分析，应考虑结构钢，混凝土和钢筋的室温强度和刚度特性。
在分析的第二阶段，桥梁应通过给定的火灾情况，负载水平和在发生火灾期间存在的约束条件进行分析。要追踪梁的热和结构响应，来评估梁的火灾性能。在这个阶段，要考虑结构钢，混凝土和钢筋的温度依赖性，包括冷却阶段材料性质的变化。分析的这个阶段是以不同的时间增量进行的，直到梁发生破坏或达到火灾燃烧完的持续时间。在每次时间增量结束时，应用热分析和结构分析的响应参数来评估桥梁在不同极限状态下破坏的状态。
桥梁冷却后，如果第二阶段没有发生破坏，则进行第三阶段分析。在此阶段的分析中，桥梁逐渐加载，并且追踪梁的结构响应。对于这种分析，应考虑材料（混凝土，钢，钢筋）的残余性能。负载持续增加至梁达到破坏。 火灾后桥梁残余强度评估的三个阶段如图1所示。
图1 流程图：阐述进行残余强度分析的各个阶段
2.2 破坏标准
在进行桥梁的残余强度分析时，根据梁的响应和破坏的极限状态，在分析的每个阶段都要考虑不同的破坏标准。在分析的第一阶段，在环境条件下，强度极限状态通常控制桥梁的破坏和承载力对应发生破坏（弯曲或剪切）的点。在第二阶段，在发生火灾的情况下，梁受到高温的影响，由于腹板的长细比翼缘高，腹板的屈曲可能主导破坏极限状态。此外，当梁受热膨胀被约束时，在火灾条件下发生的显着偏转可能导致连接处有很大的火灾引起的力。在每个时间增量里都要考虑这些方面（腹板屈曲，跨中挠度和连接状态）来评估破坏。因此，要考虑强度和稳定性的极限状态标准来评估第二阶段分析中的破坏。在第三阶段，强度（或挠度）极限状态通常控制破坏，这可以用于评估火灾后梁的残余承载力。
2.3 构成材料的性质
构成材料的性质在确定不同分析阶段梁的承载力和响应方面起着至关重要的作用。钢和混凝土的性能随着温度而降低，也受到火灾的加热和冷却循环的影响。因此，在分析的每个阶段都要使用相关的材料性质。在分析的第一阶段，应使用结构钢，混凝土和钢筋的室温强度和刚度特性。在发生火灾期间，（第二阶段）钢梁和混凝土板温度的升高取决于火灾强度和构成材料的热性能，即热导率，比热和热膨胀。这些热性能随温度的变化而变化。控制桥梁火灾响应的钢和混凝土的力学性能是屈服强度，弹性模量（应力应变响应），并且它们都是温度的函数。钢和混凝土的热和力学性能在火灾加热阶段退化；然而，这些材料在火灾冷却阶段会恢复其一部分的强度和刚度。
在分析的第3阶段，在梁冷却后，钢和混凝土的性能可以恢复一定程度。梁和板冷却后钢筋混凝土强度和刚度特性的恢复程度取决于火灾时达到的最高温度[5]。在火灾中经历高温后，钢铁混凝土的残余强度特性信息是缺乏的。
3.有限元模型
3.1 一般
应用上述方法评估火灾后桥梁的残余强度。使用有限元计算机程序ANSYS [7]进行分析，该程序能够处理耦合和非耦合的热力学问题。为了分析，选择了由不同结构部件组成的典型钢桥梁，即钢梁，钢筋混凝土板和横向支撑。 在分析的第一阶段，进行强度分析，评估室温承载力。在发生火灾期间（第二阶段分析）梁的响应通过两组离散模型进行追踪，一种用于进行热分析，另一组用于进行力学（强度）分析。热分析的结果应用于结构模型上沿着梁跨度均匀分布的热体负载。在加热和冷却阶段，钢和混凝土的高温热和力学性能均纳入分析中。通过应用相关破坏极限状态来评估梁的状态以及承载力，如第2.2节所详述。在梁冷却后，通过进行分析的第三阶段来评估梁的残余承载力。
3.2 离散化热分析
分析的第2阶段需要传热计算来评估钢梁和混凝土板的温度。对于进行传热分析一个由钢梁和混凝土板组成的复合梁，离散到SOLID70元件中。该SOLID70是具有三维导热能力的三维元件，并且有八个节点，每个节点具有单个自由度即温度。该元件适用于三维，稳态或瞬态热分析。使用三面暴露于火灾中的SOLID70元件的外表面区域来模拟从环境空气到钢梁发生的对流和辐射的表面效应。
梁 - 板组件段AB，如图2（a）所示，与SOLID70元件啮合。热分析采用的离散度如图2（b）所示。（热）对流和辐射负荷均施加在固体元件暴露的表面区域。分别在碳氢化合物和外部火灾下的热分析中使用了alpha;c = 50W /（m 2℃）和alpha;c = 35W /（m 2℃）的对流系数，这是基于欧洲规范1 [8 ]的建议。根据暴露的边界，按照欧洲规范1 [8]使用不同的有效发射率值。梁下翼缘的底面和侧面采用0.7的有效辐射系数。对于腹板的侧面，使用0.5的发射率，而顶板和底板的发射率为0.3。发射率值的这种变化是为了反映这样的事实：由于梁深较大的影响，腹板，上翼缘和混凝土板将经历略微的辐射。在热分析中使用斯派芬 - 玻尔兹曼辐射常数为5.67times;10 -8 W /（m 2°C）。
通过对复合材料的每个部件（翼缘，腹板或混凝土板部分）上几个点的温度在每个时间段的算术平均值，进行有限元分析获得的在各个不同点的温度（T）如图2（b）所示。
3.3 结构分析的离散化
评估梁的残余承载力需要阶段1,2和3的强度分析。对于进行结构分析，桥梁由两个元件离散，即下翼缘，腹板，上翼缘和支承加劲肋上的SHELL181元件，以及用于混凝土板上的SOLID65元件。SHELL181单元有四个节点，每个节点有六个自由度，在x，y和z上有三个移动方向并且能关于x，y和z轴三个旋转。这种元件可以捕获翼缘和腹板中的局部屈曲以及梁的横向扭转屈曲，因此非常适合大旋转，大应变和非线性问题。SOLID65元件有八个节点，具有三个自由度，即在x，y和z上有三个移动方向。该元件可用于加筋或不加筋固体的三维建模，并且能够考虑到混凝土张拉开裂，压缩混凝土破碎，徐变和大应变。热分析的结果即温度可以作为热体负荷施加在结构模型上，以评估钢筋混凝土复合梁的力学响应。分析中采用的3D结构模型和网格划分如图2（c）所示。
为了解决混凝土板和钢梁上翼缘之间的组合作用，在结构模型中将节点与节点的相互作用离散化。在混凝土板的固体元件和钢梁的上翼缘的壳体元件之间共享相同的节点。为了离散结构有限元模型中的边界条件，桥梁的支撑条件应用于下翼缘下面的多线节点上，如图2（c）所示。这种边界条件反映了实际情况，降低了边界节点的应力集中，提高了解（有限元）的收敛性。
3.4 加热，衰变和冷却后的材料性能
钢和混凝土的热和力学性能在分析的不同阶段有所不同。对于分析的第一阶段，在室温下，应变硬化钢用于50级钢（fy = 345MPa）的典型应力-应变模型。
在第二阶段中，在加热期间，假设钢和混凝土的温度依赖性热和力学性能符合欧洲规范2和3规定[9,10]。与冷却阶段相比，加热阶段相对于温度的力学和热性能的变化是不同的，并且取决于加热阶段达到的最高温度。在冷却阶段，当钢的温度超过600℃时，假定钢的屈服强度会降低0.3MPa /℃[5]。此外，假定混凝土在冷却后的抗压强度比在最高温度下达到的强度小10％[11]。假定强度性能的退化在获得的最高温度和室温之间呈线性变化。然而，钢和混凝土的所有热性能包括; 假定在衰变期间热膨胀，热导率和比热是完全可逆的。
在第三阶段中，在火灾后梁冷却后，当钢的最高温度超过600℃时，假设冷却到室温后的钢的残余屈服强度降低了0.3MPa /℃[5]。冷却至室温后混凝土的残余抗压强度假定比最高温度达到的强度小10％。这个假设是基于欧洲规范4的规定[11]。
图2 热结构分析中桥梁的三维离散化
（a）桥梁中的典型梁
（b）热分析的离散化
（c）结构分析的离散化
4.模型验证
在火灾条件下，桥梁的残余强度缺乏火灾试验数据。因此，上述开发的ANSYS模型的验证是在钢梁混凝土板组件（4.5 m跨度）上进行的，典型的建筑物，由英国钢铁公司在ISO 834火灾下测试[12]。钢筋混凝土组件以及截面尺寸如图3所示。该复合组件的钢筋屈服强度为255MPa，混凝土抗压强度为30MPa。在这种情况下，钢梁不是绝缘的。
对分析的第一阶段和第二阶段进行验证。 但在第三阶段无法进行验证，因为没有测试数据可用于火灾后桥梁的残余强度。在发生火灾阶段的验证过程包括从分析预测中的热和结构响应与火灾测试中报告中的相比较。使用与上述相同的网格离散度和高温特性进行分析。
作为室温（第一阶段）验证的一部分，将分析预测的钢筋混凝土梁组件的承载力与作者报告中的相比较。作者通过应用相关设计方程计算了钢筋混凝土梁组件的承载力。因此，报告的梁 - 板组件的承载力为110kN，而目前的分析预测的承载力为116kN。因此，有限元模型预测的承载力在作者报告的5％变化范围内。从分析预测的较高承载力可以归因于当前分析中考虑的非线性几何和材料非线性。
在发生火灾阶段（第二阶段）中的验证过程包括从分析预测中的热和结构响应与火灾测试中报告中的相比较。图4（a）显示了预测的钢温度（通过有限元模型）与火灾测试中测得的钢温度的比较。可以看出，与下翼缘相比，梁的上翼缘的温度低得多。这是由于与钢相比，混凝土板的散热效应会降低上翼缘的温度，因为混凝土的导热性和热容量较高。腹板的温度略高于下翼缘，这是由于腹板的厚度比翼缘的厚度低得多。总体而言，来自分析预测的温度与测试中的测量数据进行比较。与试验（炉）中测得的实际值相比，分析中使用的传热参数（如发射率和对流系数）的变化可能有微小差异。
ANSYS模型预测的跨中挠度与试验中测量的跨中挠度的比较如图4（b）所示。可以看出，跨中挠度在火灾早期（到13分钟）逐渐增加。这些初始挠度主要是由于在钢板的上和下翼缘形成的高温度梯度以及由于梁中温度升高导致钢的弹性模量略微降低。13分钟后，由于高温引起钢的强度和刚度退化导致较快的塑性扩展，挠度的斜率略有增加。大约21分钟，由于在跨中段形成塑性铰，下翼缘和腹板温度超过600°C，导致跨中挠度快速上升。最后，当跨中挠度超过最大挠度（L / 30）时，在23分钟发生破坏。
总体而言，ANSYS预测的与报告的测试数据吻合良好。挠度预测的微小差异可归因于分析中采用理想化的微小变化，例如钢和混凝土的应力 - 应变关系。可以看出，ANSYS模型可以预测破坏时间是具有良好可接受性的。例如，对于ANSYS模型和考虑挠度极限状态的测试作为控制破坏的准则，预测的破坏时间几乎同时（23分钟）。
图3 选择验证测试的梁 - 板组件
（a）梁的布局
（b）横截面
图4. 火灾后梁 -
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