薛 辰 秦廣沖 蘭 濤, 余志祥 李澤旭

(1.中國船舶重工集團國際工程有限公司, 北京 100121; 2.西南交通大學土木工程學院, 成都 610031)

箱板裝配式鋼結構體系是一種新型的裝配式鋼結構體系,現(xiàn)有相關研究較少。門進杰等對箱板裝配式鋼結構住宅縮尺模型進行振動臺試驗[1-2],蘭濤等對模塊單元和開洞模塊單元進行擬靜力加載試驗[3-5],試驗結果顯示該體系強度大,整體性和延性較好,抗震性能優(yōu)越。針對其抗火性能,賀青青通過對箱板裝配式組合墻進行溫度場和耐火極限研究,得到了組合墻的抗火優(yōu)化設計方法。[6]該結構目前已成功應用于實際工程中。[7]

目前國內外學者對單個構件的抗火性能研究較多,如以單個梁、柱、約束構件和連接節(jié)點等為研究對象進行了試驗和理論研究,[8-13]試驗中單個構件在結構中的端部約束在試驗中不易控制,難以還原真實情況下整體結構的連接形式和力學行為,若以整體結構為研究對象,便可以簡化受力得到更為準確有效的結論。1993年英國建筑研究有限公司(BRE)等在Cardington對一棟8層足尺鋼框架建筑做了6組火災試驗[14-17],試驗發(fā)現(xiàn)整體結構受火后,鋼梁和樓板因其變形連接作用會有效提升結構的抗火承載能力,其研究成果對結構抗火研究和設計影響深遠。

隨著計算機技術的發(fā)展,有限元數(shù)值模擬成為分析研究問題的重要手段。國內外學者將鋼結構抗火計算方法進一步發(fā)展,通過數(shù)值模擬或者經(jīng)典解析方法進行計算分析,可以考慮不同升溫條件、不同約束條件以及不同荷載條件影響下的任意鋼構件在火災中的受力性能。這種設計方法更加準確和全面,我國目前現(xiàn)行的GB 51249—2017《建筑鋼結構防火技術規(guī)范》[18]以及上海DG/TJ08-008—2017《建筑鋼結構防火技術規(guī)程》[19]均是采用了這種方法,還包括英國和歐洲其他地區(qū)的鋼結構設計標準[20-22]也采用了這種思路。

目前箱板裝配式鋼結構整體結構在火災下的熱力學性能缺乏具體深入研究,為填補該領域空白,將以一個模塊單元組成的單層箱板結構和三個模塊單元組成的三層箱板整體結構為研究對象,基于前期計算得到的7種火災工況下的空氣溫度場和結構溫度場結果[23],通過數(shù)值模擬軟件建立熱力學模型進行熱力耦合計算分析,探討單層結構與三層結構在不同火災場景下的抗火性能。

1 模型概況

采用ABAQUS建立箱板裝配式鋼結構整體結構熱力學模型,并對其進行熱力耦合分析。

1.1 模型參數(shù)

圖1 單層有限元模型示意Fig.1 A schematic diagram of a single-storey FEA model

圖2 三層有限元模型示意Fig.2 A schematic diagram of a three-storey FEA model

1.2 鋼材高溫材料屬性

通過比較分析各國標準中鋼材高溫材性的關鍵參數(shù)取值,最終確定數(shù)值模型的有效熱物理參數(shù)及材性力學參數(shù)。鋼板和加勁肋均為Q235鋼,屈服強度為215 MPa。熱物理屬性中密度取ρs=7 850 kg/m3;熱膨脹系數(shù)隨溫度取αs=1.4×10-5m/(m·℃);比熱容和熱傳導系數(shù)使用Eurocode 3[21]中的算式;力學性能中,泊松比取νs=0.3;屈服強度、彈性模量都按GB 51249—2017[18]提供的算式進行計算,應力-應變關系使用Eurocode 3中提出的不考慮強化的光滑曲線材料模型為計算模型,輸入每個溫度下對應的應力-應變曲線。

1.3 火災場景設置

為了研究不同火災場景下該結構的失效過程和破壞機理,設置了單層和三層共7種不同的火源場景來探究不同工況下的火災對空氣溫度場的影響,具體火災場景、空間分區(qū)和火源參數(shù)設置詳見文獻[7]。

1.4 單元類型和分析步設置

整體模型采用實體單元,熱力耦合分析中使用C3D8R力學計算網(wǎng)格,分析計算隨時間變化的溫度應力,得到模型在恒載和活載作用下的力學性能。計算共設置三個分析步,屬性為通用靜力,第一個和第二個分析步用來施加自重和活荷載,時長分別為300 s,第三個分析步用來計算溫度應力,此步驟需導入前期結構溫度場傳熱計算結果[23],通過溫度場與應力場耦合來計算溫度應力,設置分析步時長為10 800 s,該時長即為火災發(fā)展時長,設置自動調整步長,最大步長為30 s,全過程共計算11 400 s。

2 單層結構熱力耦合分析

當火源位于不同位置時,不同火災場景下的結構溫度場呈現(xiàn)不同的分布,在不同的溫度應力作用下,結構的受力性能和破壞模式會有很大差別。以下為單層結構在三種不同火災場景下的隨時間變化的應力分布和位移變化結果,火災發(fā)展過程中的時刻用T表示。

2.1 火災場景1應力分析

2.1.1整體結構

常溫下,僅恒載+活載的荷載組合下的應力云如圖3所示,樓板與墻板連接的四個角點、樓板下加勁肋位置處出現(xiàn)了較大的應力,約40 MPa,最大應力出現(xiàn)在門洞位置的加勁肋處,為83 MPa。

圖3 荷載組合下的初始應力狀態(tài) MPaFig.3 Contours of initial stress for the overall structure

升溫過程中的應力變化如圖4所示。T=1 631 s時,樓板中心E區(qū)應力增至最大210 MPa,已達到該溫度下的屈服強度,進入彈塑性階段,但板下加勁肋還未屈服,墻板區(qū)域及角部區(qū)域的應力開始逐漸增大;T=4 431 s時,高溫已導致E區(qū)鋼材材性大幅降低,該區(qū)樓板處于塑性屈服狀態(tài),應力逐漸減小至0,樓板存在局部屈曲后的應力重分布現(xiàn)象,同時墻板應力繼續(xù)增大,大部分應力較高且接近于屈服強度;T=5 681 s時,墻板已經(jīng)屈曲,開始進入屈曲后強化階段同時伴隨著應力重分布,墻板的應力開始逐漸減小;T=7 231 s時,隨著樓板其他區(qū)域溫度逐漸升高至400 ℃以上,樓板邊緣處和墻板中間高度處已經(jīng)屈服。主要構件樓板已達承載能力極限狀態(tài),兩側墻板也已經(jīng)屈曲,應力也接近屈服強度,標志著結構的破壞。

a—T=1 631 s; b—T=4 431 s; c—T=5 681 s; d—T=7 231 s。圖4 火災場景1不同時刻應力場 MPaFig.4 Stress fields at different points in time in fire scenario 1

2.1.2關鍵位置測點

由于結構對稱性和火災場景的對稱性,只取一半樓板結構中位于加勁肋上的關鍵測點進行研究分析,本文所取的位于火源區(qū)上方的4條加勁肋,分別是縱向肋FS1-L1、FS1-T1,橫向肋FS1-T2、FS1-T3,其中,FS1-L11代表FS1-L1全長中點處,FS1-L12代表FS1-L1全長1/4處,其他肋編號以此類推。門窗洞口周邊測點中FS1-W1、FS1-W2為西側墻板窗口上下角點,FS1-D1、FS1-D2為東側墻板門洞上下角點。FS1-WL1,FS1-WL2為窗口兩側加勁肋,FS1-DL1,FS1-DL2為門洞兩側加勁肋,FS1-WL11,FS1-WL12中第二位數(shù)字1,2分別代表加勁肋中點和底部端點,其他編號以此類推。具體測點位置見圖5。

a—樓板加勁肋測點位置; b—窗洞口測點位置; c—門洞口測點位置。圖5 火災場景1關鍵測點位置Fig.5 Locations of key measurement points in fire scenario 1

樓板下加勁肋關鍵測點時間-應力曲線如圖6所示。分析可知:樓板下加勁肋FS1-T2在T=4 500 s左右最先屈服,測點FS1-T21此時溫度達到700 ℃,應力為71 MPa;測點FS1-L11、FS1-T11、FS1-T21處的應力曲線都有一個短暫的應力減小再增大的過程,是由于板屈曲后應力重分布所導致;測點FS1-L12、FS1-T12、FS1-T22、FS1-T31、FS1-T32處由于距火源位置相對較遠,因此在分析全過程中溫度相對較低,測點處應力都沒有達到屈服強度。

a—加勁肋FS1-L1; b—加勁肋FS1-T1; c—加勁肋FS1-T2; d—加勁肋FS1-T3。圖6 樓板下加勁肋關鍵測點時間-應力曲線Fig.6 Time-stress curves of key measurement points on stiffening ribs under floor slabs

洞口周邊關鍵測點時間-應力曲線如圖7所示,除FS1-D2外,其他洞口測點處都未屈服,洞口兩側的加勁肋中點大約同在T=3 000 s時達到屈服強度,之后應力開始逐漸下降,門洞處的FS1-DL12、FS1-DL22在中點屈服之前屈服,而窗洞處的FS1-WL12、FS1-WL22在中點屈服之后屈服。

a—洞口測點; b—加勁肋FS1-WL1、FS1-WL2; c—加勁肋FS1-DL1、FS1-DL2。圖7 洞口周邊關鍵測點時間-應力曲線Fig.7 Time-stress curves of key measurement points at the corner of the hole

2.2 火災場景2應力分析

2.2.1整體結構

T=256 s時,D區(qū)樓板應力增至210.4 MPa,之后開始減小,樓板整體已經(jīng)屈曲,整體結構應力重分布,墻板應力開始逐漸增大;T=387.5 s時,墻板增至210 MPa后開始減小,墻板屈曲后應力重分布,D區(qū)達到屈服強度,應力逐漸減小至0;T=922 s時,窗戶洞口附近的鋼板及加勁肋屈服;T=2 022 s時,東西兩側墻板大面積屈服,東側墻板因高溫下材性降低達到屈服,西側因應力過大達到屈服,底部一圈固定支座處也達到屈服。結構達到承載能力極限,處于坍塌臨界狀態(tài)(圖8)。

a—T=256 s;b—T=387.5 s; c—T=922 s; d—T=2 022 s。圖8 火災場景2不同時刻應力場 MPaFig.8 Stress fields at different points in time in fire scenario 2

2.2.2關鍵位置測點

FS2-L1、FS2-T1分別為樓板下縱向、橫向加勁肋,FS2-L11代表FS2-L1中間測點,FS2-L12代表FS2-L1的1/4測點處,FS2-T1同上。FS2-W1、FS2-W2、FS2-W3、FS2-W4為西墻窗口測點,FS2-WL1,FS2-WT1為窗口一側加勁肋,FS2-WL11,FS2-WL12第二位數(shù)字1,2分別代表加勁肋中點和底部端點,其他編號以此類推。具體測點位置見圖9。

a—洞口測點位置; b—加勁肋測點位置。圖9 火災場景2關鍵測點位置Fig.9 Locations of key measurement points in fire scenario 2

溫度較高的測點基本經(jīng)歷了應力迅速增大后降低的過程,最后在高溫下屈服。樓板下加勁肋中點FS2-L11、FS2-T11由于升溫快、溫度高,很早就屈服,FS2-L12、FS2-T12均未屈服,在經(jīng)歷了應力重分布后驟降,最后保持在很低的應力;窗口測點的應力在發(fā)展初期迅速增大,FS2-W3、FS2-W4達到190 MPa,而FS2-W1在低溫下應力增大至屈服強度215 MPa,FS2-W2最大應力為80 MPa,遠低于其余點,FS2-W2～W4在溫度升高時應力在下降階段達到屈服強度。通過以上分析可知,洞口附近的墻體加勁肋底部最先屈服,中部在溫度升高過程中屈服(圖10)。

a—樓板下加勁肋測點; b—洞口測點; c—洞口周邊加勁肋測點。圖10 關鍵測點時間-應力曲線Fig.10 Time-stress curves of key measurement points

2.3 火災場景3應力分析

2.3.1整體結構

由圖11可知,T=448 s時,樓板和墻板幾乎同時達到最大應力狀態(tài),之后應力開始逐漸減小,進入應力重分布屈曲后強化階段;T=628 s時,樓板A區(qū)在600 ℃高溫下達到其屈服強度;T=808 s時,火源上方的頂板開始出現(xiàn)零應力區(qū),此區(qū)域鋼材在高溫下失效;T=1 077 s時,墻板大部分已經(jīng)在高溫產生的溫度應力下屈服,達到承載極限狀態(tài)。

2.3.2關鍵位置測點

FS3-L1、FS3-T1分別為樓板下縱向、橫向加勁肋,FS3-L11代表FS3-L1全長1/4位置處,FS3-L12代表FS3-L1全長中間位置處,FS3-T1同上。FS3-W1～W4為北墻窗口測點,FS3-WL1～WL3,FS3-WT1為窗口附近的加勁肋,FS3-WL11、FS3-WL12第二位數(shù)字1,2分別代表加勁肋中點和底部端點,其他肋編號以此類推。具體測點位置見圖12。

由圖13a可見:洞口4個測點中只有FS3-W2在應力增大過程中屈服,其余測點應力則先增至最大后開始減小,過程中均未達到對應溫度的屈服強度。圖13b中的加勁肋中部測點均處于較高的溫度,FS3-WL21在應力下降階段達到屈服強度,其余測點都未屈服。由圖13c可見:加勁肋底部測點都處于較低溫度,所有點達到了屈服強度,FS3-WL12、FS3-WL22、FS3-WT12升至最大應力處保持一段時間后開始下降;距火源近的FS3-L11、FS3-T11由于溫度較高,早在應力增大過程中就已經(jīng)屈服,之后應力持續(xù)增至最大再減小,FS3-L12和FS3-T12溫度較低,未達到屈服強度(圖13d)。

a—洞口測點; b—洞口周邊加勁肋中部測點; c—洞口周邊加勁肋底部測點; d—樓板下加勁肋關鍵測點。圖13 關鍵測點時間-應力曲線Fig.13 Time-stress curves of key measurement points

2.4 位移分析

根據(jù)文獻[24]提出的荷載效應組合計算,不受火僅受恒載+活載作用下初始沉降為10.76 mm,如圖14所示。而按GB 50017—2017《鋼結構設計標準》[25]中規(guī)定以受拉為主的結構容許撓度值L/250=33.2 mm(L為結構短向跨度),初始沉降大約為限值的1/3,說明還有很高的安全儲備。

圖14 初始沉降 mmFig.14 Initial settlement of the overall structure

選取3種工況下的最大位移點特征點,繪制位移-時間曲線,3種工況下的x、y、z向最大位移對比見圖15?？芍?工況3下y側移最大,為47 mm,工況2下的x向位移和z向位移最大,分別為38 mm和25 mm。圖中的位移曲線較為緩和,沒有明顯的突變,表明結構在鋼材屈服后有足夠的延性。

a—x向; b—y向; c—z向。 火災場景1; 火災場景2; 火災場景3。圖15 不同火災場景下最大位移對比Fig.15 Comparisons of the maximum displacements in different fire scenarios

3 三層結構熱力耦合分析

同樣當火源位于不同結構樓層的不同位置時,結構溫度場也呈現(xiàn)不同的分布,結構的受力性能和破壞模式也會隨之改變。由于三層結構在各工況下的破壞模式相似,只介紹最不利情況場景6下的應力場和位移的發(fā)展及分布情況。

3.1 應力分析

3.1.1整體結構

由圖16可知:T=207.5 s時,二樓樓板達到了最大應力,應力最大點位于樓板中心位置,約210 MPa,之后樓板應力重分布,中心應力逐漸減小至0,樓板邊緣應力逐漸增大,進入屈曲后強化階段;T=357.5 s時,樓板中心處溫度達600 ℃,此時二層E區(qū)樓板已經(jīng)屈服,進入彈塑性階段,二層樓板邊緣應力和墻板應力繼續(xù)增大;T=1 017 s時,二層樓板的四周邊緣位置應力及角部位置均達到屈服強度,二、三層墻板也已大面積屈服,此時結構已經(jīng)達到承載能力極限狀態(tài),瀕臨破壞。

a—T=207.5 s二層應力場; b—T=357.5 s二層應力場; c—T=1 017 s二層應力場; d—T=1 017 s整體應力場。圖16 火災場景6作用下二層及整體應力場 MPaFig.16 Stress fields at different points in time in fire scenario 6

3.1.2關鍵位置測點

取二樓樓板為研究對象,主要測點位置如圖17所示,分別是縱向肋FS6-L1,FS6-T1,橫向肋FS6-T2,FS6-T3,測點FS6-L11代表FS6-L1中間位置處,測點FS6-L12代表FS6-L1的1/4位置處,其他肋以此類推。門窗洞口測點位置同火災場景1,FS6-W1、FS6-W2分別為西墻窗口上下角點,FS6-D1、FS6-D2分別為東墻門洞上下角點。FS6-WL1,FS6-DL1為窗口和門洞處的加勁肋,FS6-WL11、FS6-WL12第二位數(shù)字1,2分別代表加勁肋中點和底部端點,其他編號以此類推。

a—二層樓板加勁肋關鍵測點位置; b—窗洞口測點位置; c—門洞口測點位置。圖17 火災場景6關鍵測點位置Fig.17 Locations of key measurement points in fire scenario 6

樓板加勁肋測點時間-應力曲線見圖18?？拷鹪吹腇S6-L11、FS6-T11在開始階段應力迅速增大至最大后又迅速降低,并在應力下降階段屈服,FS6-L12、FS6-T12測點應力也經(jīng)歷了先增大后減小的過程,但最大應力明顯較低(為40 MPa),未達到其屈服強度;FS6-T21所處溫度較高,在應力降低過程中屈服,FS6-T22應力較小,未屈服,FS6-T31和FS6-T32在增至210 MPa后緩慢降低,過程中也未屈服。

a—縱向加勁肋測點; b—橫向加勁肋測點。圖18 樓板下加勁肋關鍵測點時間-應力曲線Fig.18 Time-stress curves of key measurement points on the stiffening rib under the floor

窗洞口周邊測點時間-應力曲線見圖19。洞口測點中FS6-W1應力最大,達到193 MPa,FS6-D1所處位置溫度較高,應力卻最小,都未達到屈服強度;洞口處加勁肋中部最大應力高于底部,也都未屈服。

a—洞口測點; b—洞口周邊加勁肋測點。圖19 關鍵測點時間-應力曲線Fig.19 Time-stress curves of key measurement points

3.2 位移分析

4種工況下的x、y、z向最大位移點出現(xiàn)位置見表1,最大位移點對應時間-位移曲線見圖20所示?？芍?火災場景4下x、y、z向位移都最大,最大位移分別為33,40,24 mm。圖20a中火災場景5、7曲線斜率較大,說明當火源位于墻板附近時,墻板的側向位移增幅較快,其余的位移曲線都較為緩和,沒有明顯的突變。

表1 三層結構最大位移出現(xiàn)位置Table 1 Locations of the maximum displacements in the three-storey structure

a—x向; b—y向; c—z向。 火災場景4; 火災場景5; 火災場景6; 火災場景7圖20 不同火災場景下最大位移對比Fig.20 Comparisons of the maximum displacements in different fire scenarios

4 破壞模式及耐火極限

文獻[24]規(guī)定火災下,結構整體承載力極限狀態(tài)的判別標準為:

1)結構喪失整體穩(wěn)定;2)結構達到不適于繼續(xù)承載的整體變形。其中界限值可取為高度或短跨的1/30。

文獻[24]確定的火災下結構整體承載力極限狀態(tài)的判別標準適用于鋼框架結構和鋼混組合結構,箱板式鋼結構與以上兩種結構有著不同的破壞模式和受力特點,耐火受力過程中最大位移為47 mm,為高度方向的1/62,遠不及其參考界限值的1/30。通過分析整體結構在火災場中的溫度場和應力場,結合加勁板件的受力特點,得到了火災下箱板裝配式鋼結構整體結構的力學性能變化規(guī)律、破壞模式和耐火極限。

4.1 單層結構

3種不同火災場景下的結構都是火源上方樓板應力首先升高,發(fā)生屈曲,應力重分布后繼續(xù)發(fā)揮其屈曲后強度,應力逐漸減小,同時墻板及樓板其他部位應力開始慢慢增大?；馂膱鼍?最終樓板的中間及邊緣部分屈服,大部分墻板接近屈服,主要構件失效,整體結構達到承載能力極限,此場景下主要構件中樓板破壞更為嚴重;火災場景2和3最終極限狀態(tài)時火源上方區(qū)域的樓板屈服,大面積的墻板和支座部位屈服,結構瀕臨破壞,此兩種場景下主要構件墻板均破壞嚴重。箱板式結構鋼板內的加勁肋起到分擔鋼板內應力的作用,在鋼板屈服之后屈服,有效地提升了結構強度。

3種火災場景下耐火時間見表2,場景1耐火時間最長為2 h,場景2和3分別為34 min和18 min。場景1火源位于結構中間,使得結構整體受力均勻,同時樓板的屈曲后強度和薄膜效應為結構提供強度,有效地提升了耐火時間;場景2和3的火源位于西側和西北角,當火源附近墻板受火時,造成結構整體受力不均,應力重分布后墻板承受過大的應力,導致墻板底端和中部受力過大而屈服,耐火時間大大降低;單層結構的墻板是箱板結構耐火的薄弱環(huán)節(jié),尤其是當火源位于角部時,其耐火極限更短,在抗火設計中應著重對墻板進行強度提升和耐火保護。

表2 箱板式鋼結構耐火極限Table 2 Fire endurance limits of the single-storey structure

4.2 三層結構

三層結構的4種火災場景的最終破壞模式相似,首先火源上方樓板屈曲,進入屈曲后強化階段,接著在高溫下屈服退出工作,之后樓板邊緣和墻板應力逐漸增大直至屈服,墻板的屈服區(qū)域包括火源所在樓層和火源上層的墻板,整體結構達到承載能力極限狀態(tài)。

4種火災場景下耐火時間見表3,對比火災場景4、6和5、7可知:火源在一層時比在二層的耐火時間長;對比火災場景4、5和6、7可知,火源位于D區(qū)比位于E區(qū)耐火時間長。由此可認為,當火源位于結構中間樓層時耐火時間會縮短,火災造成的高溫區(qū)域位于樓層中心時對結構抗火更為不利。4種場景下的耐火極限都達到了1 000 s以上,比一層結構某些場景下的耐火極限還要高,說明結構整體性能優(yōu)越,整體結構應力互傳,協(xié)同受力,有效延長了結構的耐火時間。

5 結束語

通過對箱板裝配式鋼結構模型進行熱力耦合分析,得到了火災下整體結構的應力值和位移值,同時結合箱板式鋼結構的結構特點,探明了該結構的破壞模式,并討論不同火源位置對結構耐火極限的影響。經(jīng)分析得出以下結論:

1)在高溫火災作用下,箱板裝配式結構呈現(xiàn)與其他主流結構不同的破壞形式,首先為樓板屈曲,屈曲后應力重分布,樓板中心的薄膜應力可繼續(xù)為結構提供屈曲后強度,然后墻板和樓板邊緣應力逐漸增大,直至樓板邊緣屈服或墻板屈服達到承載能力極限,此過程中樓板的薄膜應力、墻板與樓板的協(xié)同受力以及板內均勻分布的加勁肋都有效提升了結構的抗火性能,體現(xiàn)了結構良好的整體性。

2)當火源位于單層結構和三層結構相同位置時,兩者呈現(xiàn)出完全不同的抗火性能。首先,對于單層結構,當火源位于結構中心時比其他火災場景的耐火時間要長,對于三層結構,則當火源位于二層中心位置時耐火時間最短;其次是失效區(qū)域的區(qū)別,單層結構失效區(qū)域主要存在于火源周邊墻板、火源上方樓板和墻體支座處,三層結構失效區(qū)域主要存在于靠近火源的大部分的樓板和墻板處,且墻板屈服時會使上、下兩層墻板一起屈服,應力互傳,失效域更大。

3)火災過程中,結構的加勁肋和樓板由于屈曲提前失效,強度沒有得到充分利用,需進一步優(yōu)化,使其力學性能得到充分發(fā)揮;該結構作為以純鋼材為材料的結構,須要做好配套的防火措施,同時,板件的邊緣及角部區(qū)域的屈服是結構達到耐火極限的重要標志,應盡量避免因關鍵構件樓板、墻板的破壞而導致整體結構的失穩(wěn)。

4)無論一層還是三層的箱板裝配式鋼結構,在進入彈塑性階段后位移都比較小,體現(xiàn)了箱板式結構剛度大的特點。