多层工业厂房火灾后加固设计与抗震性能分析

钱胜力 ，陈 鑫 ，俞伟根 ，孙 勇 ，毛小勇 ，刘 涛 ，还 毅

(1.苏州科技大学江苏省结构工程重点实验室,苏州 215011;2.江苏省建筑科学研究院有限公司,南京 210008;3.江苏省住房和城乡建设厅,南京 210036;4.中央军委后勤保障部工程质量监督中心,北京 100037)

随着中国社会经济高速发展，人民生活水平有了显著的提升，对更安全建筑的需求越发迫切。因此，近年来，建筑结构相关标准和性能指标不断更新与完善，性能要求相对提高。目前中国既有建筑存量巨大，一方面，早期建成投入使用的多数建筑因当时建设标准较低而不能满足时下社会发展对建筑安全性的基本要求；另一方面，火灾等人为灾害后，结构易出现不可避免的损伤，从而可能影响整体结构的综合安全性能[1]。而将火灾后建筑直接拆除重建是极不经济也不合理的一种方式，因此需要对火灾后建筑结构的受损检测、鉴定评估并采取相应的加固手段，并针对性地开展相关科学研究，发展火灾后建筑安全性能评估与提升技术。

结构及其构件的抗火性能研究一直是建筑抗灾防灾研究的重点方向之一。Kodur等[2]建立了基于非线性有限元分析的火灾下钢筋混凝土梁剩余承载力计算方法，并通过构件火灾试验验证了该方法的有效性。Jau等[3]研究了角柱在轴压、双向弯曲和非对称火灾荷载作用下的受力性能，研究表明，受火时间、配筋率和保护层厚度均能影响柱的残余强度比。霍静思等[4]对高温后和常温下的钢筋混凝土(reinforced concrete,RC)柱进行滞回加载试验，对比分析了不同初始荷载的高温冷却后钢筋混凝土柱的性能。陆洲导等[5]通过对比火灾前、后钢筋混凝土连续梁，总结了火灾后构件的性能劣势，并提出了与火灾试验结果吻合较好的理论及数值模拟方法。骆开静等[6]对6组相同配筋的钢筋混凝土梁展开高温试验，探究了不同受火时间下构件的宏观损伤规律。上述研究多针对单独构件，围绕火灾后多层工业厂房的抗震性能变化规律，以及灾后加固完成时的建筑结构抗震性能评估研究相对较少[7-8]。

现阶段，对既有多层钢筋混凝土结构的抗震加固方法主要有：预应力加固法、增大截面加固、外包型钢加固、粘贴纤维材料、外加钢板加固和增设支点加固等。对于这些方法的改进和研究一直是结构加固方向的重点之一。赵军等[9]利用数值模拟，准确预测了纤维复合材料(fiber reinforced plastic,FRP)加固钢筋混凝土梁的复合刚度，并且此种方法精细化程度较高。陆超超等[10]将增大截面加固法和外包型钢加固法相结合，提出了一种自密实混凝土填充外包角钢加固法，拟静力试验和数值模拟都表明，此种加固法能有效提高钢筋混凝土柱的承载能力和变形性能。吴辉琴等[11]进行对比了不同钢板加固层数下梁的抗弯性能试验，结果表明钢板层数的改变对梁抗弯性能影响最为显著。李林果等[12]以小型预应力混凝土梁为研究对象，进行三点弯曲试验，结果表明粘贴FRP材料后梁的抗剪承载力得到了显著提升甚至超过了加固前。Ian等[13]提出了能够模拟出FRP钢筋与混凝土之间的粘结行为的数值模型，对比试验模型后结果显示，所提出的模型能够模拟出较大荷载下的局部粘结行为。

已有的研究工作中，无论是火灾后安全性能，还是结构抗震加固，均较多地关注构件层面的试验、理论与数值模拟方法研究。然而在实际工程应用中，如何从结构整体的角度对火灾后建筑结构安全性进行评估和加固十分重要。为此，主要以江苏蓝羽家用纺织品有限公司生产车间火灾事故为背景，开展多层工业厂房受火安全性能评估和加固改造的研究。首先，建立多层钢筋混凝土框架结构火灾后及加固后的抗震性能分析方法；随后，介绍多层工业厂房结构特点和火灾后结构损伤情况，由此开展结构安全加固设计，进而建立整体结构模型，以此开展结构动力特性分析；最后，进行结构在远场和近场地震作用下的结构抗震性能分析，对比火灾前、后结构整体的抗震性能和加固措施对火灾后结构抗震性能的改善，并探讨不同地震动特性对多层钢筋混凝土框架抗震性能的影响。

1 火灾后RC框架抗震性能分析方法

为评估多层RC框架火灾后抗震性能，需要建立考虑火灾影响的多层RC框架抗震性能分析方法，本文中结构整体模型仍然采用普通多层RC框架建模方法，考虑火灾发生位置导致的不同构件及其部位的受火温度差异，引入高温材料特性变化和纤维单元对梁、柱截面建模。

1.1 火后混凝土与钢筋材料特性

未受火混凝土采用Kent-Park本构模型，该模型通过考虑混凝土受压段的峰值应力、峰值应变、下降段的软化曲率来反映箍筋的约束情况，并考虑了混凝土剩余强度，其应力-应变即σ-ε曲线如图1(a)所示。图1中E0表示混凝土初始弹性模量；fc,m、fu分别表示混凝土抗压强度以及极限强度；ε0和εu表示相应的峰值压应变和极限应变；Et表示混凝土受拉开裂后的弹性模量；ft表示混凝土受拉极限强度；λ表示结构的滞回特征参数。未受火钢筋采用理想弹塑性模型，该模型为钢筋理想化的单轴双折线模型，既可以考虑随动强化，又可以分别考虑受拉受压向强化，其应力-应变关系如图1(b)所示，其中，fy表示屈服强度，b表示硬化系数。

图1 材料应力-应变关系Fig.1 Material stress-strain relationship

火灾后混凝土梁、柱等受力构件由于高温作用，导致内部钢筋混凝土存在不同程度的损伤，其中部分梁、柱破坏严重甚至出现露筋现象。为较为准确地模拟出火灾后钢筋混凝土结构，需对结构材料的力学性能进行调整。其中，火灾(高温)后钢筋的抗压强度采用清华大学时旭东、过镇海在试验下得到的强度退化规律[14]，所建立的公式为

(1)

式(1)中:fy(T)为钢筋经历最高温度T后的抗压强度；fy为常温时钢筋的抗压强度。

火灾(高温)后钢筋弹性模量采用吴波建议的Ⅰ级热轨钢筋火后弹性模量[15]为

Es(T)=(100.53-0.026 5T)×10-2Es,

20 ℃＜T＜900 ℃

(2)

式(2)中：Es(T)为钢筋经历最高温度T后的弹性模量；Es为常温时钢筋的弹性模量。

火灾(高温)后混凝土的抗压强度采用陆洲导建议的表达式[16]为

(3)

式(3)中：fcu,Tm为混凝土经历最高温度T后的抗压强度标准值；fcu为常温下混凝土的抗压强度标准值；Tm为混凝土所经历的最高温度。

火灾(高温)后混凝土抗拉强度建议的表达式[17]为

(4)

式(4)中，ft,Tm为混凝土经历最高温度T后的抗拉强度；ft为常温时混凝土的抗拉强度。火灾(高温)后混凝土弹性模量按照文献[15]建议的表达式为

(5)

式(5)中：Ec,Tm为混凝土经历最高温度T后的弹性模量；Ec为常温下混凝土的弹性模量。

文献[15]通过试验提出了高温后混凝土的应力应变曲线计算式：

(6)

ε>ε0r(T)

(7)

式(7)中:σ、ε分别为应力和应变；ε0r(T)为最高温度为T作用后混凝土的峰值应变。

(8)

1.2 考虑火灾影响的纤维单元

纤维模型的基本原理如下：把构件纵向分为多个微段，在每个微段的中点把横断面双向划分为平面网格，每一网格的中心为数值积分点，网格的纵向微段即定义为纤维；通过计算每个纤维的内力，并在断面内进行数值积分，即可求解每个微段的内力变化过程[18-19]。每根钢筋划分为一个纤维，而混凝土梁柱构件由于受火方式不同按不同截面形式划分，其中，火灾后框架柱按双轴对称划分，梁按单轴对称划分，故部分未受火、火灾后和加固后梁、柱纤维单元如图2(a)和图2(b)所示，火灾后混凝土截面纤维模型参照钢筋混凝土截面的温度分布进行模拟[20]，确保内部混凝土温度和试验中升温曲线[21]终段相符，并保证最外侧达到最高温度与实际火灾建筑鉴定报告中曾经达到过的温度700 ℃相符。

2 火灾后多层工业厂房安全评估与加固设计

2.1 工程概况

某四层RC框架结构的公司生产车间[图3(a)]，位于江苏省南通市，该建筑总高度为15.9 m，其中底层层高5.4 m，建筑面积约2 000 m2。该建筑位于抗震设防烈度为6度的区域，结构安全等级为二级，基本地震加速度为0.05g(g为重力加速度)。建筑场地类别为Ⅱ类，抗震设防类别丙类，设计地震分组为第二组。

图2 有限元模型Fig.2 Finite element model

图3 某多层工业厂房Fig.3 A multi-storey industrial building

该车间于2012年1月中旬发生火灾，火灾起火位置位于车间外部钢架货物堆放处，火势通过堆积的货物向车间内部蔓延，最终引起整座楼的大火。由于车间一层内部堆积了较多货物，三层局部堆积了少量货物，一、三层受火灾影响较大。从发现车间内部起烟至火完全扑灭约3 h，结构火灾损伤严重[图3(b)]。

2.2 火灾后结构安全性能评估

2.2.1 火灾现场调查

对车间各层的梁、柱等结构构件受损情况进行调查，发现主要过火区域构件表面烟黑现象严重，且局部构件出现网状裂纹，甚至有钢筋外露现象[图3(c)]。

根据现场调查结果，受火部分严重的部分为一层和三层中间框架。图4给出了结构主要受火位置及受影响构件情况。

2.2.2 构件抗震验算

采用中国建筑科学研究院PK-PM计算软件(相关参数进行折减，折减系数参照CECS252:2009附录[22])对生产车间遭遇火灾的结构构件进行计算分析可知：①经计算该生产车间多数一层柱承载力不能满足现行规范要求；②二层、三层少数柱承载力不能满足规范要求；③多数二层楼面梁及部分三、四层楼面梁抗弯及抗剪承载力不能满足现行规范要求；④多数二层楼面板及部分三、四层楼面板抗弯承载力不能满足现行规范要求。

绿色柱表示两面受火；粉色柱表示三面受火，粉色梁表示两面受火；红色柱表示四面受火；红色梁表示三面受火；蓝色梁、蓝柱均为未受火情况图4 火灾下钢筋混凝土框架结构模型Fig.4 Reinforced concrete frame structure model under fire

图5给出了底层混凝土构件的验算结果，结果表明：火灾后RC框架中部分柱轴压比超过规范限值，结构不安全，亟需加固处理。

2.3 结构加固设计

根据上述鉴定报告等资料以及折减后验算结果显示：构件验算中部分梁柱混凝土构件承载力不满足规范要求，部分地震波作用下结构层间位移角超过《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)[23]的要求，结构塑性损伤严重。因此，采用综合加固的方法来提高多层工业厂房整体抗震性能，具体如下。

(1)框架柱采用增大截面和外包角钢的方法进行加固，以提升结构整体刚度和承载力。图6(a)为框架柱的平面布置图，其中柱截面分为400 mm×400 mm、300 mm×300 mm两种尺寸。底层柱采用增大截面法，具体做法如图6(b)所示，在原柱截面的基础上每边增加C40混凝土各80 mm，并在增加的截面处配12根φ20 mm的纵向钢筋，以及箍筋φ8@100/200 mm。上部柱采用外包角钢法，如图6(c)，即在框架柱截面角部外包4根宽75 mm，厚度为5 mm的等边角钢，并在角钢处焊接箍板，其尺寸为 40×5@200/300 mm。

图5 加固前一层混凝土构件验算Fig.5 Checking calculation of reinforced concrete member of the first floor

图6 框架柱加固方案Fig.6 Reinforcement scheme of frame column

(2)框架梁采用粘贴钢板和粘贴碳纤维的方法进行综合加固，以增强梁的承载和变形能力，楼面梁平面布置如图7(a)所示。加固具体做法如下：对轴网编号为①～⑦间的梁采用JGL1加固方法，对高为h，宽为b的梁，采用粘贴钢板法[图7(b)]，即在梁底通长粘贴宽度为250 mm，厚度为4 mm的钢板，并粘贴上间距为400 mm的钢板U形箍，同时在梁侧面设置用于构造的碳纤维布压条。对轴网编号为A～G间的梁JGL2加固方法，采用粘贴碳纤维材料的加固方法[图7(c)]，其中碳纤维布规格为200 g/m2，将 250 mm宽的碳纤维布粘贴于梁底面，并粘贴上200 mm宽、间距为400 mm的碳纤维布U形箍，最后同样在梁侧面设置用以构造的碳纤维布压条两条，其中，压条宽度为100 mm。

图7 楼面梁加固方案Fig.7 Floor beam reinforcement scheme

加固后，结构底层验算结果如图8所示，由图8可知，加固后框架柱的轴压比显著减小，表明加固后结构延性有效增强，同时与加固前相比框架梁的性能也有明显提升。因此，在构件层面，综合加固法有效提升了结构的承载能力及抗震性能。

3 有限元模型与动力特性对比

3.1 有限元模型

如图9所示，分别利用商用有限元软件ETABS和开源软件OpenSees建立了结构三维有限元模型。其中梁和柱采用基于纤维模型的非线性梁单元建模，其中钢筋采用Steel01材料本构，混凝土均采用Concrete02材料本构，碳纤维布采用弹性模量为2.4×105MPa的弹性材料进行模拟。不同状态结构的单元纤维划分、材料特性选取参见第1节。

图8 加固后一层混凝土构件验算Fig.8 Checking calculation of reinforced concrete members on the first floor

图9 结构有限元模型Fig.9 Structural finite element model

3.2 动力特性

分别对火灾前、火灾后和加固后三种状态下的结构进行动力特性分析，得到各种状态下的结构前3阶自振周期如表1和图10所示，对比可知：火灾前结构模型的前3阶自振周期和江苏省建筑科学研究院提供的PKPM模型相近，最大周期仅相差0.57%，表明所建立的有限元模型具有较高的准确性；火灾后结构自振周期相比于火灾前明显增大，表明在结构质量没有明显变化的情况下，火灾后材料弹性模量降低，结构整体刚度随之减小；加固后，部分采用增大截面法加固的框架柱刚度显著增加，导致结构整体刚度增大，自振周期减小。

表1 结构前三阶模态Table 1 First three modes of the structure

图10 结构前3阶振型Fig.10 First three vibration modes of the structure

4 地震作用下结构弹性抗震性能

4.1 地震波

近年来，已有研究表明部分近场地震具有方向性和速度脉冲等特性，会对结构产生较为严重的速度和位移冲击[19,24-26]，从而导致结构抗震性能的降低。因此，为对比不同地震动特性下结构的抗震性能变化，分别选取3条远场地震波和3条近场地震波进行动力时程分析。选取近场地震波遵循以下条件[27]：震中距小于20 km；震级5.5级以上；加速度峰值大于0.1g(g为重力加速度)；峰值速度(PGV)与峰值加速度(PGA)之比大于0.2。

选取的两条地震动记录如图11(a)、图11(b)所示，各条地震波的反应谱曲线的动力系数β和周期T如图11(c)所示。

图11 时程分析地震波Fig.11 Time history analysis seismic wave

4.2 多遇地震作用下结构响应

4.2.1 基底剪力

将6条地震波调幅至18 cm/s2进行多遇地震作用下的弹性时程分析，并将基底剪力结果与反应谱法计算结果进行对比，如表2所示，对比可知：①结构X、Y向基底剪力在相同工况下较为接近，满足由于结构各楼层双向刚度和质量源接近的情况下，整体结构在弹性状态下X、Y向动力特性相近的情况；②时程分析法得到的各地震波作用下的基底剪力能够满足规范要求，即每条时程曲线所得底部剪力不小于反应谱法结果的65%和多条时程曲线平均结果不应小于反应谱法结果的80%的要求[28-29]；近场工况下结构的基底剪力都要大于远场工况下的计算结果。

表2 多遇地震作用下的基底剪力Table 2 Base shear force under frequent earthquakes

4.2.2 结构位移响应

图12给出了Y向多遇地震作用下的结构位移响应，由图12(a)可见：①多遇地震作用下火灾前、后结构层间位移角最大值出现于底层，且均小于规范限值；②火灾后层间位移角较火灾前明显增大，且对受火严重的1、3层增加幅度相对较大，1层层间位移远场和近场地震作用下分别增大34.0%和43.5%，可见由火灾引起的结构整体刚度降低不容忽视；③加固后，底层柱截面增大，导致底层刚度明显增加，因此底层层间位移角减小显著，而上部柱采用外包角钢法，刚度增加有限，层间位移角降低幅度相对较小，此时结构薄弱层转移到第2层。进一步给出底层层间位移-剪力曲线如图12(b)所示，可见在多遇地震作用下，结构处于弹性状态，刚度退化不明显，但火灾后刚度较火灾前小，加固后刚度又有较大增加。

5 地震作用下结构弹塑性抗震性能

5.1 设防地震作用下结构响应

将6条地震波调幅至50 cm/s2进行设防地震作用下的弹塑性时程分析。图13给出了Y向设防地震作用下整体结构的位移响应，由图13(a)可知：①整体结构在设防地震作用下，层间位移角分布规律与多遇地震作用下相近，但火灾后底层(薄弱层)层间位移角已超过限值，表明结构底层刚度较小，在地震波作用下塑性损伤严重；②加固后，结构在近场地震作用下底层的层间位移角较加固前降低了84.1%。图13(b)给出了底层层间位移-剪力曲线，可知火灾前后结构在设防地震作用下都进入了塑性，并且在火灾影响下结构的刚度有明显的退化；同时，火灾后由于构件性能的下降，较火灾前结构提前进入塑性，造成结构损伤；加固后，结构底层在设防地震下能够保持弹性。

图14为Y向设防地震作用下结构的顶点位移曲线，由图14可知：①在相同的地震动强度下，火灾后的结构顶点位移峰值大于火灾前；②加固后近场地震工况的顶点位移峰值较火灾后降低64.18%，大于远场地震工况的35.8%；③由于结构自振周期不同，结构振动响应的相位略有差异。

图12 Y向多遇地震作用下结构位移响应Fig.12 Structural displacement response under the action of frequent Y-direction earthquake

图13 Y向设防地震作用下结构位移响应Fig.13 Displacement response of structure under fortification earthquake in Y direction

图14 Y向设防地震作用下的结构顶点位移曲线Fig.14 Displacement curve of structure apex under fortification earthquake in Y direction

5.2 罕遇地震作用下结构响应

将地震波调幅至125 cm/s2进行罕遇地震作用下的弹塑性时程分析。图15为Y向罕遇地震作用下的结构位移响应，由图15可知：①火灾后，结构层间位移角有所增大，但增加幅度相对于多遇和设防地震作用时较小，在个别地震波作用下，底层结构层间位移角超过规范限值；②火灾对受火楼层的结构抗侧和承载能力影响较大，因此无论多遇、设防还是罕遇地震作用下，结构受火严重的底层层间位移角变化都较大；③受火层层间位移角在加固后显著减小，层间位移角平均值在远场和近场工况下分别减小了32.6%和115.7%；④顶部层间位移角在火灾前、后变化不大，在罕遇地震作用下最大仅减少了0.03%。，由结构底层层间位移-剪力曲线[图15(b)]可知，火灾前、后结构底层在罕遇地震作用下滞回效果明显均较大程度地进入了塑性，而加固后结构刚度恢复明显，进入塑性程度显著降低，从而有效降低了结构的损伤。

图16给出了罕遇地震作用下结构Y向顶点位移曲线，由图可知，结构火灾前、后的顶点位移变化较小；加固后，近场地震作用下的顶点位移峰值较火灾前减小51.2%，大于远场地震作用下的30.7%，表明加固效果在近场阶段更加明显。由于加固后结构进入塑性程度较低，因此加固后的结构顶点位移曲线与火灾前和火灾后的曲线相位角差异更加显著。

图15 Y向罕遇地震作用下结构位移响应Fig.15 Displacement response of structure under rare earthquake in Y direction

图16 Y向设防地震作用下的结构顶点位移曲线Fig.16 Displacement curve of structure apex under fortification earthquake in Y direction

6 结论

围绕多层工业厂房火灾后加固设计与抗震性能分析展开研究，建立了火灾后多层RC框架抗震性能分析方法，介绍了火灾后某多层工业厂房安全评估与加固设计，进而开展了不同地震动特性下的多层工业厂房火灾前、火灾后和加固后三种状态下的抗震性能对比分析，得出主要结论如下。

(1)火灾持续3 h后，该多层工业厂房结构受到一定程度的损伤，部分框架梁、柱无法满足结构承载力安全要求；综合采用增大截面法、外包钢板和粘贴碳纤维加固措施，有效提升了结构的安全性能，具有相对具体的工程参考价值。

(2)高温后构件力学性能的退化能够显著影响整体结构的抗震性能，火灾后结构的层间位移角和顶点位移等结构性能指标均有不同程度的增加，火灾后多遇、罕遇地震下结构底层层间位移角已接近限值，设防地震下更是超过限值，对受火楼层与层间位移角的关系提出了较为客观的定性评价。

(3)加固后，结构整体抗震性能显著提升，层间位移角平均值在近场工况下最大减小了84.1%；且近场地震作用下结构的加固效果大于远场地震。

(4)在本文工程案例中，近场地震工况下底部层间位移角在多遇、设防和罕遇地震作用下分别为远场地震工况的1.7、2.0、2.7倍，火灾后由于构件被削弱，层间位移角更是达到了1.9、2.2、2.8倍。由此，对于火灾后结构开展抗震加固设计时需注意到部分近场地震作用对整体结构产生的位移与速度影响。研究结果可为多层工业厂房火灾后的加固方法以及抗震性能评估提供参考。