王衛(wèi)華, 魯亞彪, 左帥, 張智勇, 高獻(xiàn)

(1. 華僑大學(xué) 土木工程學(xué)院, 福建 廈門(mén) 361021;2. 華僑大學(xué) 廈門(mén)市抗火綜合防災(zāi)工程技術(shù)研究中心, 福建 廈門(mén) 361021;3. 恒超建工集團(tuán)有限公司, 福建 廈門(mén) 361111;4. 國(guó)網(wǎng)福建省電力有限公司經(jīng)濟(jì)技術(shù)研究院, 福建 福州 350013)

方鋼管混凝土柱截面剛度大、無(wú)需支模,應(yīng)用較廣泛.韓林海[1]分析方鋼管混凝土柱在常溫下、火災(zāi)下(后)等的力學(xué)性能.復(fù)式鋼管混凝土柱(在方鋼管內(nèi)配置圓鋼管)既可以較好地發(fā)揮圓鋼管的約束效應(yīng),又能提高延性、耐火性能和抗沖擊性能[2].內(nèi)嵌十字型鋼鋼管混凝土柱可以提高承載力和抗震性能,史艷莉等[3]分析內(nèi)嵌十字型鋼鋼管混凝土柱在常溫下的力學(xué)性能.劉艷芝等[4]研究火災(zāi)下外鋼管(不銹鋼)的力學(xué)性能.以上研究主要集中在軸壓、偏壓和抗震性能方面[5],而多腔鋼管混凝土柱(通過(guò)隔板將大尺寸矩形、多邊形等截面分割成多個(gè)內(nèi)腔)耐火性能的研究尚未報(bào)道.

鋼管混凝土組合承載力高、延性好、抗火性能好,適合應(yīng)用于高層、橋梁等廠房柱中,在工程實(shí)踐中發(fā)展前景良好.王衛(wèi)華等[2]發(fā)現(xiàn)復(fù)式鋼管混凝土短柱耐火極限比普通鋼管混凝土柱提高2倍以上,火災(zāi)下大部分荷載由內(nèi)部圓鋼管混凝土截面承擔(dān).程衛(wèi)紅等[6]發(fā)現(xiàn)多腔異形鋼管混凝土短柱軸壓承載力計(jì)算公式可采用矩形鋼管混凝土柱的軸壓承載力計(jì)算公式.艾心熒等[7]對(duì)天津117座大廈主體結(jié)構(gòu)的多腔體異形鋼管混凝土巨型柱進(jìn)行了足尺溫度場(chǎng)試驗(yàn).文獻(xiàn)[8-10]提出雙(圓)鋼管混凝土軸壓柱耐火極限的簡(jiǎn)化計(jì)算方法和抗火設(shè)計(jì)建議.基于此,本文對(duì)比分析鋼管混凝土組合柱耐火性能.

1 有限元模型的建立

1.1 鋼管混凝土組合柱

鋼管混凝土組合柱截面形式和受火示意圖,如圖1所示.圖1中:CF截面為方鋼管混凝土柱截面;CS截面為復(fù)式鋼管混凝土柱截面;SR截面為內(nèi)嵌十字型鋼鋼管混凝土柱截面;MC截面為4腔鋼管混凝土柱.各鋼管混凝土組合柱的截面的鋼質(zhì)量分?jǐn)?shù)均為10.8%.采用非線性有限元軟件ABAQUS建立Heat transfer傳熱學(xué)模型,4面均勻受火,受火曲線采用文獻(xiàn)[11]的火災(zāi)升溫曲線.

(a) 截面形式 (b) 受火示意圖

鋼管混凝土組合柱參數(shù),如表1所示.表1中:R為火災(zāi)荷載比;Pu為極限承載力.

表1 鋼管混凝土組合柱參數(shù)

1.2 鋼管和混凝土的熱工參數(shù)

鋼管和混凝土高溫下選用Lie[12]推薦的熱工性能參數(shù);柱外表面未采用防火保護(hù)措施,與火場(chǎng)直接接觸(第3類(lèi)邊界條件);對(duì)流傳熱系數(shù)為25 W·(m2·K)-1;輻射傳熱系數(shù)為0.7;不考慮鋼管與混凝土之間的接觸熱阻,接觸采用 tie 綁定;模型單元采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分方法;Heat transfer傳熱學(xué)模型中核心混凝土選用DC3D8單元;內(nèi)、外鋼管選用DS4單元.

1.3 熱力-耦合有限元模型

鋼管和混凝土在常溫和高溫下均采用韓林海[1]建議的本構(gòu)模型,混凝土和鋼管分別采用C3D8R單元和S4R單元,蓋板采用Rigid body進(jìn)行模擬,鋼管與混凝土之間的接觸關(guān)系采用庫(kù)倫摩擦模型,硬接觸采用增廣拉格朗日方法進(jìn)行法向設(shè)置,接觸面允許分離.根據(jù)韓林海[1]建議,切向摩擦系數(shù)取為0.6.在試件的兩端設(shè)置參考點(diǎn)A和B,并將上、下端面分別耦合在點(diǎn)A和B上.點(diǎn)A約束除UR1,U3以外的其他自由度;點(diǎn)B約束除UR1以外的其他自由度,并在點(diǎn)A施加恒定軸力.

1.4 模型驗(yàn)證

對(duì)韓林海[1]研究的鋼管混凝土柱進(jìn)行模擬計(jì)算,位移-時(shí)間模擬值與韓林海[1]試驗(yàn)值對(duì)比,如圖2所示.圖2中:δ為位移;L為試件邊長(zhǎng);D為試件直徑;h為鋼管厚度.由圖2可知:構(gòu)件的耐火極限試驗(yàn)值與模擬值分別相差1,1,4,3 min,結(jié)果吻合較好.

(a) D×h=478 mm×8.00 mm (b) D×h=150 mm×4.60 mm

對(duì)呂學(xué)濤等[13]研究的方鋼管混凝土柱試件S1(外鋼管)進(jìn)行模擬;對(duì)張玉琢等[14]研究的方中空夾層鋼管混凝土短柱試件SS進(jìn)行模擬計(jì)算.位移-時(shí)間模擬值與試驗(yàn)值對(duì)比[13-14],如圖3所示.圖3中:試件S1截面尺寸(L×h)為300 mm×5.8 mm;試件SS外方鋼管截面尺寸(L×h)為400 mm×6.0 mm;內(nèi)方鋼管截面尺寸(L×h)為160 mm×3.0 mm.

由圖3(a)可知:模擬得到位移-時(shí)間曲線與試驗(yàn)曲線整體趨勢(shì)相似,試件S1的耐火極限時(shí)間的試驗(yàn)值與模擬值相差1 min,結(jié)果吻合較好.

(a) 試件S1 (b) 試件SS

由圖3(b)可知:模擬得到位移-時(shí)間曲線與試驗(yàn)曲線整體趨勢(shì)相似,試件SS的耐火極限時(shí)間的試驗(yàn)值與模擬值相差4 min,結(jié)果吻合較好.

對(duì)葉文杰[15]研究的內(nèi)置高強(qiáng)鋼管的圓鋼管混凝土柱中試件T7-Y345-a40和T7-Y690-a40進(jìn)行模擬計(jì)算,位移-時(shí)間模擬值與葉文杰[15]試驗(yàn)值對(duì)比,如圖4所示.由圖4可知:模擬得到構(gòu)件的耐火極限時(shí)間的試驗(yàn)值與模擬值分別相差1,6 min,結(jié)果吻合較好.

(a) 試件T7-Y345-a40 (b) 試件T7-Y690-a40

對(duì)張偉[16]研究的復(fù)式鋼管混凝土柱試件C2進(jìn)行模擬計(jì)算,模擬值與張偉[16]試驗(yàn)值對(duì)比,如圖5所示.圖5中:L×D×h1×h2=400 mm×260 mm×4 mm×8 mm.由圖5可知:模擬得到的破壞云圖與試驗(yàn)破壞形態(tài)一致,且模擬得到的復(fù)式鋼管混凝土柱在火災(zāi)下的位移-時(shí)間曲線數(shù)據(jù)與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)僅相差2 min,結(jié)果吻合較好.耐火極限時(shí)間模擬值與試驗(yàn)值對(duì)比,如圖6所示.圖6中:tc為耐火極限時(shí)間模擬值;tt為耐火極限時(shí)間試驗(yàn)值.由圖6可知:耐火極限時(shí)間模擬值與試驗(yàn)值偏差均在10%以內(nèi).

(a) 破壞形態(tài)對(duì)比 (b) 位移-時(shí)間曲線

2 溫度場(chǎng)分析

2.1 溫度場(chǎng)云圖

在受火時(shí)長(zhǎng)th=180 min(?；饡r(shí)刻)下,鋼管混凝土組合柱截面溫度場(chǎng)分布云圖,如圖7所示.

(a) CF截面 (b) CS截面 (c) SR截面 (d) MC截面

由圖7(a)可知:CF截面外邊緣等溫線與截面形狀近似,大致呈不規(guī)則的方形,CF截面外邊緣等溫線隨受火時(shí)間的增加,方形的棱角呈現(xiàn)出一定的弧度,內(nèi)部方形越來(lái)越不規(guī)則.由圖7(b)可知:隨構(gòu)件截面向內(nèi)深入,CS截面外等溫線逐漸近似圓形,圓鋼管內(nèi)等溫線形成一個(gè)個(gè)同心圓.由圖7(c)可知:SR截面以外等溫圈仍均呈不規(guī)則的方形,由于鋼管的導(dǎo)熱性大于混凝土,SR截面以內(nèi)等溫圈呈不規(guī)則圓形.由圖7(d)可知:MC截面外表面靠近高溫氣流,溫度梯度較大,MC截面隨構(gòu)件截面向內(nèi)深入,溫度差變化減小,腔體部分混凝土溫度略高于其他部分,隨著受火時(shí)間的增加,MC截面的溫度場(chǎng)差異愈發(fā)明顯,腔體內(nèi)等溫線呈花瓣?duì)?溫度梯度變化增大.

由圖7可知:當(dāng)受火時(shí)長(zhǎng)th=180 min(?；饡r(shí)刻)時(shí),CF截面的方鋼管壁厚(15 mm)大于其他3種內(nèi)嵌型鋼(鋼管)方鋼管壁厚(10 mm),CF截面中鋼管的最外層溫度為1 100 ℃,略低于其他3種內(nèi)嵌型鋼(鋼管)的最外層溫度(1 102 ℃);由于內(nèi)嵌型鋼(鋼管)溫度梯度隨著構(gòu)件向內(nèi)深入變化,平緩程度不同,MC截面溫度梯度變化最大,CS截面溫度梯度變化最小.

2.2 溫度-時(shí)間曲線

鋼管混凝土組合柱的中部截面3個(gè)測(cè)點(diǎn)到外鋼管的距離分別為d1=0 mm,d2=100 mm,d3=300 mm,測(cè)點(diǎn)位置,如圖8所示.

(a) CF截面 (b) CS截面 (c) SR截面 (d) MC截面

4類(lèi)截面(圖8)在th=180 min時(shí)的溫度-時(shí)間曲線,如圖9所示.由圖9可知:沿測(cè)點(diǎn)1,2,3方向,隨著深度d的增加,4種截面的溫度依次遞減,溫度梯度變化較大;由于混凝土的比熱容在600 ℃左右時(shí)激增,測(cè)點(diǎn)1在約600 ℃時(shí)存在升溫變緩的現(xiàn)象.

(a) CF截面 (b) CS 截面

3個(gè)測(cè)點(diǎn)的溫度-時(shí)間曲線對(duì)比,如圖10所示.圖10中:CF,SR的方鋼管厚度分別為15,10 mm.

(a) d1=0 mm (b) d2=100 mm (c) d3=300 mm

由圖10(a)可知:對(duì)于測(cè)點(diǎn)1,CF截面溫度小于SR截面,CS截面,在75 min左右溫度差值達(dá)到最大值171 ℃,此后,溫度差值不斷減小,直到趨于一致,這說(shuō)明方鋼管厚度主要影響火災(zāi)中前期混凝土外表面溫度.

由圖10(b)可知:由于方鋼管及外圍混凝土的保護(hù)作用,SR截面和CS截面在th=180 min時(shí),測(cè)點(diǎn)2的溫度分別為191 ℃和194 ℃,說(shuō)明在傳熱過(guò)程中,十字型鋼和圓鋼管內(nèi)部區(qū)域的溫度均較低,其力學(xué)性能接近常溫下的鋼材力學(xué)性能;而MC截面的測(cè)點(diǎn)2溫度為463 ℃,這是因?yàn)殇摬牡膶?dǎo)熱性大于混凝土,熱量沿鋼板向混凝土內(nèi)部快速傳遞.

由圖10(c)可知:各截面的測(cè)點(diǎn)3溫度皆存在先略微下降、再回升的過(guò)程.

3 耐火極限

3.1 試件軸向變形

鋼管混凝土組合柱受火方式為4面均勻受火,受火曲線為ISO-834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線,試件兩端鉸接.當(dāng)火災(zāi)荷載比R分別為0.3,0.4,0.6時(shí),不同試件的軸向變形曲線,如圖11所示.

(a) R=0.3 (b) R=0.4 (c) R=0.6

由圖11(a)可知:在受火10 min后,CF截面的軸向膨脹達(dá)到峰值,此后,隨著鋼管和混凝土高溫劣化,CF截面的軸向位移由膨脹轉(zhuǎn)為壓縮;由于內(nèi)置鋼管、CS截面、SR截面和MC截面的軸向壓縮發(fā)展較為緩慢,其中,CS截面和SR截面的耐火極限時(shí)間均超過(guò)了300 min.

由圖11(b)可知:當(dāng)火災(zāi)荷載比R=0.4時(shí),CS截面、SR截面和MC截面在受火初期,外鋼管受熱發(fā)生膨脹,而內(nèi)部鋼管的溫度尚未升高,試件軸向變形受到內(nèi)部配置的鋼管拉結(jié)作用,故柱頂蓋板的軸向膨脹位移小于CF截面;當(dāng)火災(zāi)荷載R>0.4時(shí),外鋼管的承載力不足以頂起柱的軸向荷載,鋼管混凝土組合柱的軸向膨脹幅度均變得不明顯.

由圖11可知如下3點(diǎn)結(jié)論.

1) CS截面、SR截面和MC截面整體變化趨勢(shì)(3個(gè)階段)相似,受火初期存在軸向位移膨脹階段;隨著內(nèi)部溫度的升高,軸向位移緩慢壓縮;最后,當(dāng)內(nèi)部混凝土和鋼管無(wú)法承擔(dān)外荷載,軸向位移呈現(xiàn)急速下降.

2) CF截面變化趨勢(shì)存在兩個(gè)階段,在受火初期,CF截面軸向位移保持在外鋼管膨脹與荷載壓縮之間,待溫度熱量傳遞到混凝土內(nèi)部后,材性發(fā)生高溫劣化,承載力降低,CF截面軸向位移在很短時(shí)間內(nèi)急速增加,達(dá)到耐火極限.

3) 當(dāng)火災(zāi)荷載比R=0.4,且CS截面的徑寬比為0.7時(shí),CS截面耐火極限時(shí)間相對(duì)于CF截面可提升110.90%;SR截面在徑寬比為0.7時(shí),SR截面耐火極限時(shí)間相對(duì)于CF截面可以提升43.75%,相對(duì)于MC截面可提升35.90%.

當(dāng)鋼管混凝土柱的壓縮變形或變形速率達(dá)到了ISO-834-1[11]規(guī)定時(shí),即認(rèn)為鋼管混凝土柱破壞并達(dá)到了耐火極限時(shí)間[12].

3.2 耐火極限時(shí)間-荷載比曲線

不同截面形式鋼管混凝土組合柱的耐火極限-荷載比曲線,如圖12所示.圖12中:tR為耐火極限時(shí)間.由圖12可知:在階段Ⅰ,即低荷載比(R<0.4)作用下,內(nèi)嵌型鋼(鋼管)可以顯著提高柱體的耐火極限時(shí)間,可以使得耐火極限時(shí)間提升110%以上,因此,在合理搭配圓鋼管直徑與壁厚的情況下,內(nèi)嵌型鋼(鋼管)可大幅度提高普通方鋼管混凝土柱的耐火極限時(shí)間;而SR截面和MC截面在荷載比R=0.4時(shí),耐火極限時(shí)間也可提升35%以上;在階段Ⅲ,即高荷載比(R>0.8)時(shí),內(nèi)嵌型鋼(鋼管)對(duì)鋼管混凝土組合柱耐火極限時(shí)間的提升不明顯.

圖12 不同截面形狀鋼管混凝土組合柱的耐火極限-荷載比曲線

3.3 截面內(nèi)力重分布

火災(zāi)荷載比R=0.4時(shí),受火過(guò)程試件的荷載分配比例,如圖13所示.圖13中:β為荷載分配比;試件S2為內(nèi)鋼管;試件C1為外層混凝土;試件C2為內(nèi)層混凝土.

(a) CF截面 (b) CS截面

當(dāng)常溫加載結(jié)束時(shí),CF截面中試件S1,C1分別承擔(dān)外荷載的54.9%,45.4%;受火14 min時(shí),試件S1膨脹變形達(dá)到最大,開(kāi)始轉(zhuǎn)為軸向壓縮,此時(shí),試件S1承擔(dān)外荷載的97%,試件C1承擔(dān)外荷載的3.0%;受火35 min時(shí),CF截面的軸向位移為零,此時(shí),試件S1承擔(dān)外荷載的58.8%,試件C1承擔(dān)外荷載的41.2%;達(dá)到耐火極限時(shí),試件S1,C1分別承擔(dān)外荷載的33.0%,67.0%(圖13(a)).

受火0～8 min時(shí),CS截面在持荷階段膨脹,試件S1由于受熱產(chǎn)生豎直向上膨脹,內(nèi)部混凝土截面升溫緩慢,軸向膨脹較小,試件S1承擔(dān)的荷載大幅度上升,夾層混凝土的隔熱性能好,試件C2的溫度幾乎未上升;受火8～9 min時(shí),試件S1軸向膨脹達(dá)最大,由軸向膨脹階段轉(zhuǎn)變?yōu)檩S向壓縮;受火9～31 min時(shí),CS截面隨試件S1的溫度升高、鋼材性能劣化,試件S1承擔(dān)荷載的比例逐漸下降,試件C1受熱后產(chǎn)生膨脹,承擔(dān)的荷載比例開(kāi)始增大,試件S2,C2承擔(dān)荷載比例先基本持平,當(dāng)構(gòu)件壓縮到一定程度后,試件C2承擔(dān)的荷載比例逐漸增大;受火31 min時(shí),軸向壓縮與受熱膨脹量相等,CS截面的軸向位移為零;受火31～83 min時(shí),CS截面進(jìn)入承載力持續(xù)下降階段,試件C1在66 min左右進(jìn)入持平階段,隨著試件S1承載力持續(xù)減低,試件S2和C2承擔(dān)荷載比例逐漸增大;在受火83 min時(shí),夾層混凝土發(fā)生破壞,試件S2,C2承擔(dān)的荷載迅速增大,直至CS截面的承載力無(wú)法維持軸壓荷載而達(dá)到耐火極限(圖13(b))．

常溫結(jié)束時(shí),SR截面的S1,C1和S2分別承擔(dān)外荷載的比例為36.0%,47.0%和17.0%;受火9 min時(shí),試件S1膨脹變形達(dá)到最大,SR截面軸向位移由膨脹轉(zhuǎn)為壓縮,試件S1,C1和S2分別承擔(dān)外荷載的71.0%,21.0%,8.0%;受火26 min時(shí),試件S1受熱膨脹量與荷載作用的壓縮量基本相等,試件S1,C1和S2分別承擔(dān)外荷載的比例為28.2%,46.6%和25.2%;在達(dá)到耐火極限時(shí)間時(shí),試件S1,C1和S2分別承擔(dān)外荷載的3.1%,56.3%和40.6%(圖13(c)).

當(dāng)常溫結(jié)束時(shí),MC截面中的試件S1,C1,S2分別承擔(dān)外荷載的37.3%,18.4%,44.3%;受火約10 min時(shí),試件S1膨脹變形達(dá)到最大,之后,試件S1由膨脹轉(zhuǎn)為壓縮,試件S1,C1和S2分別承擔(dān)外荷載的67.5%,10.2%和22.3%;受火65 min時(shí),MC截面受熱膨脹量與荷載作用下的壓縮量基本相等,試件S1,C1和S2分別承擔(dān)外荷載的23.6%,30.9%和45.5%;達(dá)到耐火極限時(shí)間時(shí),試件S1,C1和S2分別承擔(dān)外荷載的比例為8.3%,35.5%和56.2%(圖13(d)).

4 結(jié)論

1) CF截面、CS截面、SR截面和MC截面的火災(zāi)下力學(xué)性能數(shù)值模型可靠,溫度場(chǎng)和耐火極限模擬值與試驗(yàn)值吻合較好.

2) CF截面溫度場(chǎng)等溫線形狀與截面形狀相似,呈現(xiàn)出由規(guī)則方形到不規(guī)則的方形轉(zhuǎn)化的趨勢(shì);CS截面接近內(nèi)置圓鋼管外混凝土等溫線趨向于圓形,圓鋼管內(nèi)混凝土等溫線呈同心圓形;MC截面隨構(gòu)件截面向內(nèi)深入,溫度差變化減小,腔體部分混凝土溫度略高于其他部分,隨著受火時(shí)間的增加,MC截面的溫度場(chǎng)差異愈發(fā)明顯,腔體內(nèi)等溫線呈花瓣?duì)?溫度梯度變化增大;SR截面與4腔方形溫度場(chǎng)相似.

3) 當(dāng)R<0.4時(shí),內(nèi)嵌鋼管可以顯著提高柱體的耐火極限,在合理搭配圓鋼管直徑與壁厚的情況下,內(nèi)嵌圓鋼管可大幅提升方鋼管混凝土柱的耐火極限;SR截面和MC截面的耐火極限也可提升35%以上;隨著荷載比R的增加,提高作用逐漸減弱,當(dāng)R>0.8時(shí),內(nèi)嵌鋼管對(duì)火災(zāi)下鋼管混凝土組合柱耐火極限的提升作用不明顯.

4) 當(dāng)R=0.4時(shí),MC截面與CF截面相似,受火階段貢獻(xiàn)最大的是外鋼管,混凝土次之;而CS截面在受火階段,試件S1貢獻(xiàn)最大、試件C1次之,試件C2,S2最少;在受火后期,試件C2,S2的貢獻(xiàn)逐漸增加;在受火階段SR截面的混凝土貢獻(xiàn)最大,方鋼管次之,內(nèi)嵌鋼管最少.