建筑结构学报 Journal of Building Structures第 32 卷 第 4 期 2011 年 4 月Vol. 32 No. 4 Apr. 2011 016

文章编号: 1000-6869( 2011) 04-0117-08

高温作用后钢筋混凝土短柱轴压力学性能试验研究

张家广1，3，霍静思1，4，肖 岩1，2

( 1． 湖南大学 建筑安全与节能教育部重点实验室，湖南长沙 410082; 2． 南加州大学，加利福尼亚洛杉矶 CA90089;

3． 哈尔滨工业大学 土木工程学院，黑龙江哈尔滨 150090;

4． 华南理工大学 亚热带建筑科学国家重点实验室，广东广州 510640)

摘要: 采用高温抗压试验炉对有初始荷载作用的钢筋混凝土短柱进行了升温、降温及冷却全过程作用后轴压力学性能试验。试验测试了截面温度场、轴向变形发展规律，考察了温度、轴压比和降温效应对高温后有初始荷载作用的钢筋混凝土短柱轴压承载力、刚度和延性等力学指标的影响规律。试验结果表明: 初始荷载作用使试件产生明显的残余压缩变形，且残余变形主要是在降温阶段产生; 与无初始荷载作用的试件相比，初始荷载作用对钢筋混凝土短柱的高温后轴压承载力、刚度和延性影响较大，承载力和刚度提高，但延性明显降低; 初始荷载作用对试件高温后轴压短柱刚度和延性系数的影响明显大于对承载力的影响。建议进行火灾后钢筋混凝土结构性能评估时，需考虑初始荷载作用的影响。关键词: 钢筋混凝土短柱; 高温全过程; 初始荷载; 轴压; 高温试验; 力学性能中图分类号: TU375. 3 TU317. 1 文献标志码: A

Experimental study on axial mechanical behavior ofreinforced concrete stub columns with pre-load after

exposure to high temperaturesZHANG Jiaguang1，3，HUO Jingsi1，4，XIAO Yan1，2

( 1． Key Laboratory of Building Safety and Energy Efficiency of China Ministry of Education，Hunan University，Changsha 410082，China; 2． University of Southern California，Los Angeles CA 90089，USA;

3． College of Civil Engineering，Harbin Institute of Technology，Harbin 150090，China;4． State Key Laboratory of Subtropical Building Science，South China University of Technology，Guangzhou 510640，China)

Abstract: The reinforced concrete ( RC ) stub columns with sustained pre-load were heated and cooled using aspecially-built electrical furnace． The temperature fields of the cross-sections and axial deformations of the columnswere measured． After the entire period of high temperature tests，the axially mechanical behavior of the fire-damagedRC stub columns were experimentally studied． The effects of high temperature，axial load level and cooling phase onthe compressive carrying capacity，axial stiffness and ductility of RC stub columns were discussed． The test resultsshow that specimens with sustained pre-load after exposure to high temperature remarkable suffer residualdeformations，which are accumulated during the cooling phase． The sustained axial load has significant effects on thecompressive carrying capacity，axial stiffness and ductility of RC stub columns． The carrying capacity and axialstiffness are found to be improved and the post-fire ductility is found to be deteriorated． However，the sustained axialload has more significant effects on axial stiffness and ductility than carrying capacity． It is recommended that the effectof pre-load should be taken into consideration in assessing the behavior of fire-damaged RC structures．Keywords: reinforced concrete ( RC) stub column; entire period of high temperature exposure; sustained pre-load;axial compression; high temperature test; mechanical behavior

基金项目: 长江学者和创新团队发展计划教育部创新团队( IRT0619) ，国家自然科学基金项目( 50778069) ，亚热带建筑科学国家重点实验室开放基金( 2009KB23) 。

作者简介: 张家广( 1984— ) ，男，山东菏泽人，博士研究生。E-mail: zhangjiaguang@ gmail. com收稿日期: 2009 年 10 月

711

DOI:10.14006/j.jzjgxb.2011.04.014

0 引言

随着建筑火灾的日益增多，火灾造成的人民生

命财产损失和其他直接或间接经济损失急剧增加，

建筑结构与构件的耐火性能及火灾后力学性能研究

引起广泛关注。由于混凝土是热惰性材料，混凝土

结构的抗火性能明显优于钢结构和木结构，但在持

续高温作用下，混凝土和钢筋的材料性能会严重劣

化，结构内部将发生剧烈的内力重分布，结构变形显

著加剧，从而使得结构性能大大削弱，危及结构安

全，导致结构发生局部破坏甚至整体倒塌［1］。陆洲导等( 1993 ) ［2］对 12 根钢筋混凝土简支梁

在一面、两面、三面受热情况下的抗火性能进行了试

验，发现火灾作用下钢筋混凝土简支梁不仅会产生

竖向裂缝，而且会产生与常温下完全不同的横向裂

缝和龟状裂缝。董毓利等( 1996) ［3］利用有限差分法

分析了钢筋混凝土板内温度分布，根据不同温度作

用后的钢筋与混凝土的本构关系，提出了计算火灾

后钢筋混凝土板残余承载力的数值方法，并与试验

结果进行了比较。时旭东等( 1997 ) ［4］通过 12 根三

面受火的钢筋混凝土轴心受压柱在不同温度( 20℃～ 950℃ ) 下的试验，分析了其承载力和变形规律。结果表明，不均匀受火的钢筋混凝土轴心受压柱的

破坏形态与常温下的构件截然不同，都属小偏心受

压破坏。吴波和徐玉野( 2007 ) ［5］进行了 11 根钢筋

混凝土异形柱和 1 根钢筋混凝土方形柱在 ISO-834标准火灾下的耐火性能试验，试验结果表明，钢筋混

凝土异形柱的耐火性能明显低于方形柱，轴压比对

异形柱的耐火极限影响较大。吴波等( 1999) ［6］通过

4 根钢筋混凝土柱在不同温度作用后抗震性能的试

验研究表明，随温度的增加，模型的塑性铰长度呈现

出加长的趋势; 高温后试件的承载力、刚度、变形能

力和耗能能力随着温度的增加而逐渐降低，且刚度

的降低幅度明显大于承载力。以上混凝土结构抗火性能研究，主要侧重于构

件耐火性能，且没有考虑结构在遭遇火灾或高温前

已承受一定荷载作用。国内还未见有关考虑结构初

始荷载影响的钢筋混凝土结构火灾( 高温) 后力学性

能研究。国外有研究者进行了考虑初始荷载作用影

响的钢筋混凝土柱火灾后残余承载力试验研究，如

Lie 等( 1984) ［7］对 2 根有初始荷载作用的方形钢筋

混凝土足尺柱进行了标准火灾作用后的残余承载力

试验研究，试验时轴压比分别为 0. 33 和 0. 35。试验

结果表明，由于忽略热徐变的影响，降温阶段计算的

构件轴向变形与试验值差距较大; 不考虑初始荷载

和热徐变的影响，计算得到的承载力值比试验值要

小。Jau 和 Huang( 2008) ［8］对 6 根有初始荷载作用钢

筋混凝土角柱进行了标准火灾作用后残余承载力试

验研究，试验轴压比为 0. 1。试验结果表明，2h 和 4h标准升温火灾作用后，角柱的残余承载力分别为未

受火构件的 67% 和 57% ; 纵筋配筋率越小，构件的残

余承载力越小; 增大钢筋保护层厚度使得构件的剩

余承载力减小。上述试验结果表明，初始荷载作用

对火灾后钢筋混凝土柱力学性能有重要影响，但目

前相关试验柱轴压比均较小。为此，本文开展了大轴压比 0. 4 ～ 0. 6 下有初始

荷载作用的钢筋混凝土短柱经历高温全过程作用后

轴压力学性能试验研究，为钢筋混凝土结构火灾后

的力学性能评估和修复加固提供参考。

1 试验概况

1. 1 试件设计

试验进行了 2 个常温下和 8 个有初始荷载作用

的经历高温全过程作用的钢筋混凝土短柱的轴压力

学性能试验。表 1 给出了试件设计的详细参数，其中

L 为柱高，B 为方形钢筋混凝土柱截面边长，to 为升

温时间，n 为轴压比 ( n = No /Nu，No 为进行升温和降

温冷却试验时对试件所施加的轴向初始荷载，Nu 为

常温下实测承载力) 。NTu 表示试件高温后的承载力，

EA 和 ( EA) T 分别为常温下和高温后的轴压刚度。试验参数为试验温度和轴压比。

试件尺寸和配筋如图 1 所示［9］。试件纵筋采用

4 根直径 10mm 的 HRB335 级钢筋，配筋率为 1. 4% ;

箍 筋 采 用 直 径 6mm 的 HPB235 级 钢 筋，间 距 为

90mm，钢筋保护层厚度为 20mm。试件配制 C35 混

凝土，分两批浇筑，水泥采用 425# 普通硅酸盐水泥，

砂为河砂( 中砂) ，石子为碎石，粒径为 5 ～ 20mm。根

据文献［10-11］进行材性试验，HRB335 和 HPB235 级

钢筋的屈服强度分别为 543MPa 和 397MPa，抗拉强

度分别为 618MPa 和 558MPa，弹性模量分别为 1. 9 ×105MPa 和 2. 0 × 105MPa。混凝土的材料力学性能测

试结果见表 2［10-11］。1. 2 试验装置与量测内容

采用湖南大学工程结构综合防护研究所抗火实

验室与洛阳耐火材料研究院共同研发的 KYL-10-12Y型材料高温抗压试验炉［12］。试验装置如图 2a 所示，

将装配式高温试验炉安装于 200t 液压试验机上，可

同时对试件进行加载及升温控制，荷载通过上面的

高温加载头和下面的垫块施加，加载头和垫块为钢

制，内部设有通水管道，高温试验时可对其通水降

温。炉体采用半对开式结构，试验前后可以实现炉

体的自由开合，炉膛直径为 280mm，高 330mm。

811

表 1 短柱试件一览表

Table 1 Summary of stub column test information

试件编号 B × B × L /mm试验最高温度

T /℃轴压比

n初始荷载

No /kN承载力

NTu /kN

NTu /Nu

刚度

( EA) T /kN( EA) T / ( EA)

S1 20 — — 603 1 886822 1SF140 400 0 0 472 0. 782 404803 0. 456SF144 400 0. 4 242 726 1. 204 820710 0. 925SF146 150 × 150 × 300 400 0. 6 363 668 1. 108 578026 0. 652SF160 600 0 0 541 0. 897 342021 0. 386SF164 600 0. 4 242 728 1. 207 693465 0. 782SF166 600 0. 6 363 700 1. 161 626943 0. 707S2 20 — — 612 1 964336 1

SF280 150 × 150 × 300 800 0 0 570 0. 931 264317 0. 274SF284 800 0. 4 244 746 1. 219 356718 0. 370

注: 试件编号中，“S”代表试件为方形截面;“F”代表试件经受高温作用; 第一个数字“1”或“2”表示试件批次; 第二个数字表示试件经历的

最高温度，如“4”表示 400℃ ; 第三个数字表示高温作用时对试件所施加的轴压比，如“4”表示轴压比为 0. 4。

表 2 混凝土的配合比和抗压强度

Table 2 Mix proportions and strength of concrete混凝土

批次

配合比 /kg·m －3

42. 5 级硅酸盐水泥 水 中砂 石灰岩碎石水灰比 砂率

混凝土 28 天立方体

抗压强度 fcu，28 /MPa混凝土试验时立方体

抗压强度 fcu /MPa1 442 175 605 1228 0. 4 0. 33 34. 4 36. 02 442 175 605 1228 0. 4 0. 33 37. 0 38. 3

图 1 试件主要尺寸及应变片布置

Fig． 1 Main dimensions of specimens andstrain gauges location

( a) 试验装置 ( b) 变形测试装置示意图

图 2 高温抗压试验装置和变形测试装置示意图Fig． 2 Arrangement of stub column and deformation test

试验量测内容包括: ①采用智能温控仪测定并

控制炉内温度-时间关系，采用位移传感器测定试件

升、降温全过程的纵向位移; ②测试试件高温后轴压

试验的荷载-纵向变形关系。纵向变形通过图 2b 所

示的变形测试装置和应变片来量测，图 1 中的灰色

短线段表示应变片的位置，在试件跨中四个面中心

处各贴 1 个应变片。1. 3 试验方法

试验分两阶段进行，第一阶段为对有初始荷载

作用的试件进行高温全过程作用试验，即先将试件

置于材料高温抗压试验炉中，对试件施加初始轴压

力，然后按设定的升温曲线进行升温、降温及冷却试

验，升降温过程中保持轴压力不变，直至高温热徐变

充分发展完成; 第二阶段为高温全过程作用后的轴

压力学性能试验。进行高温试验时，先将试件置于高温试验炉内

施加轴向荷载至预定值，随后关闭炉膛，启动高温炉

进行升温。对于 400℃ 和 600℃ 系列试件，按升温速

度为 10℃ /min 进行升温; 对于 800℃ 系列试件，由于

试验炉功率限制，先按照升温速度为 10℃ /min 升温

至 700℃，然后按照升温速度为 6℃ /min 继续升温至

800℃。对于 400℃系列试件恒温 1h，600℃ 和 800℃系列试件不恒温，均以降温速度为 10℃ /min 降至室

温。各个试件的最高升温温度如表 1 所示。图 3 给出了 400℃、600℃、800℃ 系列试件的升

温预设温度-时间曲线和实际炉膛温度-时间曲线的

比较。在试件 SF144 的纵筋和混凝土核心处布置热

电偶测量高温作用过程中的温度变化过程。可见，

混凝土内部温度明显滞后于炉膛温度。在升降温过

程中，始终保持施加给试件的轴压荷载恒定不变，且

一直持续保持荷载作用到炉内温度降至室温后 3h以上，以使有初始荷载作用试件高温徐变变形得到

911

充分 发 展。待 位 移 计 显 示 轴 向 变 形 1h 内 不 超 过

0. 01mm 时，即可认为此时试件的高温徐变变形已经

完成，随后进行高温后的轴压试验。

图 3 试验温度-时间关系曲线

Fig． 3 Testing temperature and time curves

1. 4 试验现象与试件变形

高温全过程试验中，最初有少量水蒸气从炉口

上方的缝隙中逸出，随着温度的升高，水蒸气逸出现

象变得剧烈，随后水蒸气逸出逐渐减少，直到进入降

温阶段，不再观察到有水蒸气逸出现象发生。高温

全过程作用后，400℃系列试件表面颜色和常温时类

似，600℃ 系列试件表面稍变白，800℃ 系列试件表面

呈灰白色，有初始荷载作用试件表面有一些微小纵

向裂缝。轴压力学性能试验中，试验初期试件处于弹性

阶段，试件变形较小。随着荷载不断增大，微裂缝逐

渐扩大并向试件中间延伸，当加载至极限荷载后，荷

载和位移变化很快，试件表面的裂缝宽度迅速变大，

且相互贯通在一起，试件发生破坏。对于轴压比较

大的试件破坏较突然，呈现脆性特征。图 4 为试验完

毕后部分试件的破坏形态。

图 4 试验完毕后部分试件的破坏形态

Fig． 4 Failure modes of some specimens after test

图 5 为高温试验时部分试件的轴向变形-时间关

系曲线，试件 SF164 的高温变形由于仪器故障没有

测到。可见，高温全过程试验结束时，有初始荷载作

用的试件存在明显的残余压缩变形，试件的累积残

余变形主要是在降温阶段由于初始应力引起的压缩

变形，对于试件 SF144、SF146、SF166 和 SF284，降温

阶段变形与膨胀变形结束后试件总压缩变形之比为

1. 00、0. 59、0. 76 和 0. 99。

图 5 高温试验轴向变形-时间关系曲线

Fig． 5 High temperature testing axial deformationand time curves

2 主要试验结果及分析

2. 1 荷载-轴向应变关系曲线

图 6 和图 7 所示为高温全过程作用后钢筋混凝

土短柱试件的荷载 N -纵向应变 ε 关系曲线。由图 6可比较不同温度下轴压比对高温全过程作用后钢筋

混凝土短柱试件的荷载 N -纵向应变 ε 关系曲线的影

响规律。对于有初始荷载作用的试件，荷载-纵向应

变曲线包括三个阶段，即高温全过程前的常温加载

阶段、高温全过程作用阶段以及高温全过程作用后

的加载阶段。从图 6 可以看出，在本文试验参数范围

内，试件的荷载-纵向应变关系曲线有以下特点: 无初

始荷载作用的高温全过程作用后试件承载力有明显

的损失; 对于有初始荷载作用的试件，高温全过程作

用后有非常明显的残余变形，但仍具有较高的承载

能力，不仅明显高于对应无初始荷载作用高温后试

件，甚至高于常温下承载能力。与无初始荷载作用

试件相比，有初始荷载作用试件的高温后荷载-纵向

应变关系曲线的弹性阶段延长，弹塑性阶段缩短，下

降段变陡，破坏更突然，延性明显变差。出现这种现

象可能是由于在升温、降温和冷却全过程中，混凝土

由于荷载和高温的双重作用而产生微裂纹等累积损

伤，但由于目前缺乏相关研究，有关混凝土经历荷载

和高温、降温冷却全过程作用后的损伤机理有待进

一步研究。由图 7 可以比较不同轴压比下温度对高温全过

程作用后钢筋混凝土短柱试件的荷载 N -纵向应变 ε

021

( a) 400℃系列试件 ( b) 600℃系列试件 ( c) 800℃系列试件

图 6 荷载 N -应变 ε 关系曲线Fig． 6 Load and axial deformation curves

( a) 轴压比 n = 0 ( b) 轴压比 n = 0. 4 ( c) 轴压比 n = 0. 6

图 7 荷载 N -应变 ε 关系曲线Fig． 7 Load and axial deformation curves

关系曲线的影响规律。由于不同批次浇筑混凝土试

件，800℃系列试件的荷载值乘以 NuS1 /NuS2 折减系数

( NuS1、NuS2 分别表示试件 S1、S2 的实测 轴 压 承 载

力) 。从图 7 中可以看出，在弹性阶段，不同温度系

列试件荷载-纵向变形曲线差别不大; 随着经历的温

度增高，试件的荷载-纵向应变曲线下降段更陡。2. 2 承载力和轴压刚度

表 1 给出了各试件高温后的承载力 NTu、轴压刚

度( EA) T 试验值、承载力损伤系数 NTu /Nu 和轴压刚度

损伤系数( EA) T / ( EA) 。试件承载力取其荷载极限

值，轴压刚度取荷载-应变关系曲线上对应 0. 4NTu 点

的割线刚度( 当初始荷载 No 大于 0. 4NTu 时，取荷载 -

应变关系曲线上荷载值为 No 点的割线刚度) 。图 8 表示了温度和轴压比对高温后钢筋混凝土

短柱承载力损伤系数的影响。由于试件截面存在不

均匀温度场，图 8a 采用了等效温度，即取试件截面的

平均温度为等效温度。虚线分别为采用李卫和过镇

海( 1993) ［13］和陆洲导等( 1995 ) ［14］无初始应力影响

的素混凝土高温后强度损伤模型。从图 8a 中可以看

出，对于无初始荷载作用高温后钢筋混凝土试件，其

承载力随等效温度变化趋势虽有一定的离散性，仍

与文献［13-14］的模型规律基本一致。对于有初始

荷载的试件，其高温后的承载力较无初始荷载作用

的试件明显提高，可见，初始荷载作用对高温后钢筋

混凝土柱轴压承载力有显著影响。图 8b 所示为轴

压比对高温后钢筋混凝土短柱承载力损伤系数的影

响规律，可见，随着轴压比的增大，承载力呈现先增

大后减小的趋势，不同温度系列试件，变化趋势相同。

( a) 温度影响

( b) 轴压比影响

图 8 温度和轴压比对试件承载力损伤系数

NTu /Nu 的影响

Fig． 8 Effect of high temperature and axial compressionratio on carrying capacity NT

u /Nu

图 9 表示了温度和轴压比对高温后钢筋混凝土

短柱轴压刚度损伤系数 ( EA) T / ( EA) 的影响，图 9a同样采用了等效温度。从图 9a 所示高温后钢筋混凝

121

土短柱轴压刚度随试件所经历的等效温度的变化趋

势来看，无论试件在高温试验时是否有初始荷载作

用，高温后钢筋混凝土短柱轴压刚度随经受温度的

升高而显著降低; 但有初始荷载作用的试件，其高温

后轴压刚度明显增大。图 9b 所示为高温后钢筋混

凝土短柱轴压刚度随试件轴压比的变化趋势，可见，

轴压比不同的试件其轴压刚度差别较大，随着轴压

比的增大，轴压刚度呈现先增大后减小的趋势，但经

受温度越高，轴压比的影响越不显著。

( a) 温度影响

( b) 轴压比影响

图 9 温度和轴压比对试件刚度损伤系数

( EA) T / ( EA) 的影响Fig． 9 Effect of high temperature and axial compression

ratio on axial stiffness ( EA) T / ( EA)

从图 6 ～ 图 9 所示试验结果可见，高温全过程中

的初始荷载作用显著地影响了高温后钢筋混凝土短

柱轴压力学性能，即不仅仅提高了其高温后承载力

和轴压刚度，而且大大地影响了其后期变形性能，即

表现出明显的延性降低。这可能是由于升温、降温

及冷却过程中，初始应力作用约束了高温及冷却作

用对混凝土材料所产生的不利影响，即有效地约束

了微裂纹的产生、发展和扩张。2. 3 延性

延性是指结构或构件在承载力还没有显著降低

的情况下经历变形的能力，可采用位移延性系数作

为度量指标［15］。位移延性系数取极限应变与屈服应

变的比值。本文取屈服应变 εy = NTu / ( EA) T，极限变

形 εu 取荷载-应变关系曲线峰值点的应变［6］( 不包括

降温冷却后的残余变形) 。表 3 给出了所有试件的

屈服应变、极限应变和延性系数。图 10 给出了温度和轴压比对高温后试件的延性

系数比值μT / μo ( μo 和μT 分别表示常温和高温后试

表 3 试件的延性系数

Table 3 Ductility coefficients of stub columns

试件屈服应变

εy ( × 10 －6 )

极限应变

εu ( × 10 －6 )

位移延性系数

μS1 680 3126 4. 60

SF140 1166 4009 3. 44SF144 885 1881 2. 13SF146 1156 2316 2. 00SF160 1582 6004 3. 80SF164 1050 1369 1. 30SF166 1117 1425 1. 28S2 635 3100 4. 88

SF280 2157 6073 2. 82SF284 2091 2838 1. 36

( a) 温度影响

( b) 轴压比影响

图 10 温度和轴压比对试件延性的影响Fig 10 Effects of high temperature and axial

compression ratio on ductility coefficient

件的位移延性系数) 的影响规律，从图中可以看出:

经受高温作用后，试件的延性变差; 高温后试件的位

移延性系数总体上随着经受温度的升高逐渐降低;

轴压比对试件的高温后延性系数影响较大，随着轴

压比的增大，试件的延性系数减小，但经受温度越

高，轴压比的影响越不显著。

3 初始荷载作用影响分析

对于有初始荷载作用的钢筋混凝土短柱高温后

承载力有所提高的原因，目前的混凝土结构抗火性

能研究还没有明确的定论。出现这种现象可能是因

为［16］: 在初始荷载作用下，截面压应力的先期作用有

效约束了混凝土在升温过程中的自由膨胀变形，限

制了垂直于应力方向的裂缝发展; 同时，由于初始荷

载作用，使得构件在高温作用全过程中产生显著的

221

瞬态热应变，导致了混凝土内部应力的松弛和释放，

缓解了水泥浆和骨料间的粘结破坏过程，缩减了高

温下骨料晶体化和水泥水化生成物脱水所发生的体

积膨胀。目前还没有考虑初始荷载作用素混凝土高温后

强 度 损 伤 模 型。如 图 11 所 示，Phan 和 Carino( 2004) ［17］和过镇海，时旭东( 2002) ［18］给出了高温下

有初始荷载作用的混凝土强度损伤试验结果。可

见，当温度在 400℃ 以下时，有初始荷载作用的高温

下素混凝土明显没有损伤; 甚至温度达到 600℃ 时，

还未表现出明显的损伤。

( a) Phan( 2004) ［17］

( b) 过镇海，时旭东( 2002) ［18］

图 11 高温下混凝土强度损伤模型Fig． 11 Strength models of concrete at high temperature

为了深入了解初始荷载对钢筋混凝土短柱高温

后轴压承载力的影响，考虑到本文试件降温过程时

间较短，采用高温下有初始荷载作用混凝土强度损

伤模型对短柱进行数值分析，并与本文试验结果进

行比较。混凝土强度损伤模型采用过镇海，时旭东

( 2002) ［18］的恒温加载和恒载升温模型( 图 11b) 。由

于高温后钢筋强度相对于高温下有所恢复，钢筋的

应力-应变关系采用高温后双线性模型，混凝土应力-应变关系采用 Lie 和 Celikkol ( 1991 ) ［19］建议的高温

下模型。分析时采用如下假设:

( 1) 钢筋和混凝土之间无相对滑移。( 2) 钢筋混凝土短柱在轴压受力过程中符合如

下条件: 内外力平衡条件，Ns + Nc = N; 纵向变形协

调条件，εs = εc。Ns 为钢筋承担的轴力，Nc 为混凝土

承担的轴力，εs 为钢筋变形，εc 为混凝土变形。图 12 所示为考虑初始荷载作用影响的高温后钢

筋混凝土短柱承载力损伤系数计算值与试验值比较

情况，图中横坐标温度为等效温度。可见，等效温度

小于 400℃时，恒载升温和恒温加载强度损伤模型计

算的高温后承载力几乎没有损失，二者差别不大; 等

效温度大于 400℃ 时，两种模型的计算结果差别较

大，恒载升温模型计算结果大于恒温加载模型。从

本文钢筋混凝土短柱高温后承载力损伤系数试验值

与计算值的比较来看，有初始荷载作用的钢筋混凝

土短柱高温后承载力变化趋势与以往恒载升温高温

下混凝土强度变化趋势一致，且高温后钢筋混凝土

短柱承载力明显高于常温试验值，也明显高于文献

［18］的试验结果，可能是由于不同的升温制度与钢

筋混凝土和素混凝土之间存在差异所致。

图 12 初始荷载对高温后承载力的影响分析

Fig． 12 Effect of pre-load on post-fire carrying capacity

4 结论

在本文高温全过程作用后钢筋混凝土短柱轴压

力学性能试验研究的参数范围内，可得到以下主要

结论:

( 1) 高温全过程试验结束时，初始荷载作用使试

件产生明显的残余压缩变形，且残余变形主要是在

降温阶段产生，表明初始荷载和降温效应对钢筋混

凝土残余变形影响较大。( 2) 与无初始荷载作用的试件相比，有初始荷载

作用试件的荷载-纵向应变关系曲线的弹性阶段延

长，弹塑性阶段缩短，承载力增大，但破坏突然，延性

降低。( 3) 初始荷载作用对试件的高温后轴压承载力、

轴压刚度和延性的影响都比较大，但对试件轴压刚

度和延性的影响明显大于对试件承载力的影响。( 4) 采用高温下混凝土强度损伤模型进行了影

响分析，结果表明本文高温试验结果与已有的考虑

初始荷载作用的高温下混凝土强度变化趋势一致。对于考虑初始荷载作用影响的混凝土短柱高温后承

载力损伤规律有待深入研究。

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