軸壓下三面受火中空鋼管混凝土疊合長柱耐火性能研究

張 波,徐光朋,任慶新,3,秦笑笑

(1.沈陽建筑大學土木工程學院,遼寧 沈陽 110168;2.遼寧清創高科建筑工業化咨詢有限公司,遼寧 沈陽 110179;3.佛山科學技術學院交通與土木建筑學院,廣東 佛山 528225)

中空鋼管混凝土疊合柱是一種由核心鋼管和外圍鋼筋混凝土組成的新型組合構件,在高層建筑發展中具有十分重要的作用。李國強[1]和韓林海[2]對鋼-混凝土組合結構的耐火性能進行研究。項凱[3]、L.Xu[4]和周侃[5]對均勻受火作用下鋼管混凝土疊合柱的耐火性能進行了試驗研究,指出試件在荷載和高溫作用下的破壞模態呈現整體屈曲,且角部混凝土發生剝落現象,外圍鋼筋混凝土能夠有效避免鋼管發生局部屈曲,提高構件的耐火性能。侯舒蘭[6]進行了考慮火災降溫作用下鋼管混凝土疊合柱耐火性能理論研究,指出鋼管混凝土疊合柱在降溫階段仍有可能發生破壞。H.Lu[7]和韓林海等[2]對均勻受火作用下中空夾層鋼管混凝土柱的耐火性能進行了試驗研究,指出試件均發生整體屈曲破壞,內置圓鋼管時未發生局部屈曲現象。發生火災時,由于結構柱所處位置不同,受火邊界條件也不相同,有的結構柱處于非均勻受火狀態[8],非均勻火災作用下,構件會出現不均勻的撓曲變形和附加偏心距,降低了構件的耐火性能。葉友林[9]和張玉琢等[10]對三面受火方鋼管約束鋼筋混凝土柱耐火極限進行了研究,指出試件均發生整體屈曲破壞。王明濤[11]指出非均勻受火作用下鋼管混凝土疊合柱外圍混凝土開始降溫時,核心鋼管混凝土仍處于升溫階段,溫度滯后明顯。L.Xu等[12]對三面受火鋼管混凝土疊合柱耐火極限進行了研究,提出了耐火極限實用計算公式。張玉琢等[13]對三面受火中空夾層鋼管混凝土柱耐火極限進行理論研究,指出荷載比、長細比和界面尺寸是影響構件耐火極限的主要參數,并提出了耐火極限實用計算公式。其他學者也對構件非均勻受火進行理論研究,分析了影響構件耐火極限的主要參數,提出了剩余承載力實用計算公式[13-19]。

綜上所述,筆者繼續開展研究,利用ABAQUS有限元分析平臺,選取合理的熱工參數和材料本構模型對軸壓下三面受火中空鋼管混凝土疊合長柱的耐火性能進行分析,并提出了耐火極限簡化計算公式。

1 有限元分析模型

1.1 模型建立

采用“熱-力順序耦合”的方法對軸壓下三面受火中空鋼管混凝土疊合長柱耐火性能進行分析。在溫度場計算模型中,材料的熱工參數按照T.T.Lie[20]的建議取值;假定中空鋼管混凝土疊合長柱三面全高度受火,采用ISO-834標準升溫曲線[21],初始溫度設為20 ℃;鋼管和混凝土采用DC3D8單元,縱筋和箍筋采用DC1D2單元;鋼管與混凝土的接觸面采用Tie約束,鋼筋籠采用內嵌于混凝土中;受火面和背火面的熱對流系數分別取25W/(m2·℃)和9W/(m2·℃),綜合輻射系數取0.5[6]。

在力學性能計算模型中,鋼管和混凝土采用C3D8R單元,縱筋和箍筋采用T3D2單元;鋼管與混凝土相互作用在法向上定義為“硬接觸”,在切向上采用摩擦系數為0.6的庫倫摩擦[6];參考點RP1和RP2分別與中空鋼管混凝土疊合長柱底表面和柱頂表面耦合;初始偏心距為1/1 000L。中空鋼管混凝土疊合長柱的網格劃分和受火方式如圖1所示。

圖1 網格劃分與受火方式Fig.1 Meshing and fire mode

1.2 常溫性能驗證

為驗證常溫下中空鋼管混凝土疊合長柱力學有限元分析模型的正確性,與文獻[22-23]的空心鋼管混凝土疊合柱軸壓力學性能試驗結果進行對比。圖2為極限承載力計算值與試驗結果對比曲線,Nuc/Nue的平均值為0.941,均方差為0.062,可見有限元模型可較好地預測軸壓極限承載力。圖3為軸向荷載-應變關系計算值與試驗結果對比曲線,通過對比發現有限元模型可較好地預測空心鋼管混凝土疊合柱軸向荷載-應變關系曲線的發展趨勢。

圖2 極限承載力計算值與試驗結果對比Fig.2 Comparison of calculation value and test result of ultimate bearing capacity

1.3 耐火性能驗證

為驗證中空鋼管混凝土疊合長柱有限元分析模型的正確性,與H.Lu[7]均勻受火方套圓中空夾層鋼管混凝土柱和唐貴和[24]三面受火方鋼筋混凝土柱溫度場試驗數據進行了對比;與H.Lu[7]均勻受火方套圓中空夾層鋼管混凝土柱和周侃[5]均勻受火方套圓鋼管混凝土疊合柱耐火極限試驗數據進行對比。

圖4為溫度-時間關系計算值與試驗結果對比曲線,試件SC1在d=65 mm時的溫差稍大,這可能是因試件中空部分密封不好導致,且對于方套圓截面的計算值偏于安全。圖5為軸向位移-時間關系計算與試驗結果對比曲線,可見試件SC1耐火極限計算值偏安全,試件S0-2耐火極限吻合較好。故有限元模型可較好地預測三面受火作用下方套圓組合結構柱的耐火性能,且計算值偏于安全。

圖4 溫度-時間關系計算值與試驗結果對比Fig.4 Comparison of the calculated value of temperature-time relationship with the experimental results

圖5 軸向位移-時間關系計算與試驗曲線對比Fig.5 Calculation of axial displacement-time relationship and comparison of test curves

2 受力機理分析

典型構件設計參數為B×D×t×L=300 mm×150 mm×7.5 mm×3 800 mm、火災荷載比n=0.4、長細比λ=44、縱向鋼筋為8Φ18(fy=335 MPa)、鋼管牌號為Q345(fys=345 MPa)、混凝土型號為C50(fcu=50 MPa)、箍筋為Φ8@100(fy=300 MPa)。

2.1 溫度-時間曲線

圖6為中空鋼管混凝土疊合長柱測點分布及溫度-時間關系曲線。通過對測點1～5的溫度對比發現,三面受火中空鋼管混凝土疊合長柱截面溫度從受火面到背火面有逐漸下降的趨勢,鋼管表面的溫度要低于外圍混凝土溫度,說明外圍鋼筋混凝土對鋼管起到了保護作用。

圖6 溫度-時間曲線Fig.6 Temperature-time curves

2.2 軸向位移-時間曲線

圖7為三面受火中空鋼管混凝土疊合長柱的軸向位移-時間關系曲線。三面受火中空鋼管混凝土疊合柱變形主要分為3個階段:①膨脹階段,火災作用初期,構件外部溫度逐漸升高,隨著溫度升高,外部材料發生劣化,產生軸向膨脹變形;②加速變形階段,火災作用中后期,構件內部溫度不斷升高,材料劣化速率迅速增加,此時材料的壓縮變形高于構件的軸向膨脹變形;③破壞階段,火災作用末期,構件材料劣化達到臨界,構件所能承受的有效荷載小于軸向外荷載,此時構件的軸向壓縮變形急速增快,軸向變形與受火時間關系曲線近似垂線。

圖7 軸向位移-時間曲線Fig.7 Axial displacement time curves

2.3 破壞模態

圖8為中空鋼管混凝土疊合長柱的破壞模態。由圖可見,軸壓下三面受火中空鋼管混凝土疊合長柱發生了壓彎破壞,從整體破壞模態上看,構件具體表現為彎曲,柱中側向撓度最大,破壞發生在柱中最大側向撓度處,此區域內混凝土極易壓潰、開裂。

圖8 典型構件破壞模態Fig.8 Typical component failure modes

2.4 應變分布

圖9為中空鋼管混凝土疊合長柱在常溫和升溫時柱中截面混凝土縱向塑性應變分布。由圖可見,常溫加載結束時刻,因荷載比較小,未出現縱向塑性應變;在升溫破壞時刻,因加載時考慮了初始偏心距以及溫度場的不均勻分布產生的附加偏心距,柱中縱向塑性應變主要出現在高溫受壓區和低溫受拉區,且呈偏心分布,此區域內的混凝土極易發生壓潰、開裂。

圖9 柱中截面混凝土縱向塑性應變分布圖Fig.9 Longitudinal plastic strain distribution of concrete in column section

2.5 應力變化

圖10為中空鋼管混凝土疊合長柱在常溫和升溫時柱中截面混凝土縱向應力分布。由圖可見,常溫加載結束時刻,在考慮1/1 000L初始偏心距下,混凝土縱向應力呈條帶分布;升溫破壞時刻,因受火面材料劣化程度較大,混凝土縱向壓應力主要集中在受壓區靠近鋼管溫度相對較低處,混凝土縱向拉應力主要集中在靠近背火面溫度相對較低處。

圖10 柱中截面混凝土縱向應力分布圖Fig.10 Longitudinal stress distribution of concrete in column section

2.6 內力變化

圖11為軸壓下三面受火中空鋼管混凝土疊合長柱各組成部分軸力-時間關系曲線。在常溫加載結束時刻(t=0),混凝土、縱筋和鋼管分擔的內力分別占外荷載的66.11%,10.71%和23.18%。在火災作用初期,外圍混凝土和縱筋的溫度遠高于截面內部鋼管,高溫下混凝土和縱筋熱膨脹變形更大,其強度在火災作用初期損失較小,分擔的內力增大。在火災作用中后期,混凝土和縱筋的溫度不斷升高,高溫導致其強度損失嚴重,而鋼管受混凝土熱惰性保護,其溫度較低,混凝土和縱筋卸載下來的內力由鋼管分擔,鋼管分擔的內力增大。在升溫破壞時刻(t=83.87 min),混凝土、縱筋和鋼管分擔的內力分別占外荷載的50.98%,13.49%和35.53%。

圖11 各組成部分的軸力-時間關系Fig.11 Axial force-time relationship of each component

2.7 兩種柱的耐火性能比較

中空鋼管混凝土疊合柱可看成由鋼管和外圍鋼筋混凝土疊合而成的一種組合構件。為了解此類組合構件在三面受火作用下是否比中空鋼筋混凝土柱的力學性能更優秀,根據典型算例的設計參數,建立了無鋼管的中空鋼筋混凝土柱的耐火性能有限元計算模型。圖12為中空鋼筋混凝土柱與中空鋼管混凝土疊合柱在三面受火作用下的軸向位移-時間關系曲線對比。從圖中可以看到,中空鋼管混凝土疊合柱的耐火極限明顯高于中空鋼筋混凝土柱,這是因為位于截面核心的鋼管受外圍混凝土的包裹,鋼管在高溫下的劣化程度遠遠小于外圍混凝土,使混凝土卸載下來的荷載逐漸轉移到截面核心位置的鋼管上,因而,中空鋼管混凝土疊合柱具有更好的耐火性能。

圖12 兩種柱的軸向位移-時間曲線對比Fig.12 Comparison of axial displacement-time curves of two kinds of columns

3 參數分析

空心率(χ)、截面邊長(B)、長細比(λ)、荷載比(n)等參數對軸壓下三面受火中空鋼管混凝土疊合長柱耐火極限的影響如圖13所示。

圖13 參數對耐火極限的影響Fig.13 Influence of parameters on fire resistance

3.1 空心率

從圖13中看出,空心率對耐火極限的影響較弱,空心率為20%時,中空鋼管混凝土疊合長柱的耐火極限最低。故從實際應用和安全的角度出發,空心率設定為20%。

3.2 截面邊長

耐火極限與截面邊長成正比,隨著截面邊長的增加,基于混凝土的熱惰性,導致溫度向截面內傳遞變慢,延緩了截面內部升溫,當截面邊長由300 mm增加至600 mm、900 mm和1 200 mm時,耐火極限增加了131.83%、221.81%和312.02%。

3.3 長細比

耐火極限與長細比成反比。當長細比由22增加至44和66時,耐火極限分別降低了25.46%和62.77%。隨長細比增加,構件破壞形式由材料劣化引起的軸壓破壞變為由剛度迅速下降引起的壓彎破壞。

3.4 荷載比

耐火極限與荷載比成反比。隨著荷載比的增加,構件內混凝土和鋼材允許劣化程度越小,當荷載比由0.4增加至0.5、0.6和0.7時,耐火極限分別降低了39.03%、65.71%和85.54%。故荷載比越大,構件的耐火極限越小。

4 實用計算方法

在參數分析的基礎上,對此類構件的耐火極限進行基于非線性回歸方法的曲線擬合。試件設計基本參數同典型構件設計參數,參數范圍取n為0.4～0.7、λ為22～66、B為300～1 200 mm。對軸壓下三面受火中空鋼管混凝土疊合長柱的耐火極限簡化計算,得到:

tR=(-0.031B2+85.118B-14 423.954)×λ-0.786(1-n)3.936+6.422.

(1)

圖14為筆者提出的耐火極限簡化計算公式計算值與有限元模型結果對比,兩者比值的平均值為0.940 3,均方差為0.143 7,可見兩者吻合程度較好。

圖14 耐火極限計算值與有限元結果對比Fig.14 Comparison of calculated fire resistance limits and finite element results

5 結 論

(1)因材料高溫劣化和溫度不均勻分布,軸壓下三面受火中空鋼管混凝土疊合長柱隨著受火時間增加,軸向荷載逐漸向內部鋼管轉移,截面內力發生重分布,在升溫破壞時刻構件柱均發生壓彎破壞,與長細比無關。

(2)在軸向荷載和三面受火共同作用下,中空鋼管混凝土疊合柱比中空鋼筋混凝土柱具有更好的耐火性能。

(3)提出的耐火極限簡化公式計算值與有限元計算結果吻合較好。