約束PEC柱（強軸）抗火性能試驗研究

金曉飛 +毛小勇 梁書亭++杜二峰

摘要：為了研究軸向約束對部分包裹型鋼混凝土組合柱（PEC柱）抗火性能的影響，開展了軸向約束PEC柱的抗火性能試驗研究和有限元分析.考慮軸壓和繞強軸壓彎兩種受力形式，進行了兩根ISO834標準火災作用下四面受火軸向約束PEC柱的抗火性能試驗.測試了試件截面溫度場分布、軸向及側向變形和耐火極限，觀察了試件的破壞過程.試驗結果表明：施加柱端彎矩的約束PEC柱側向變形速率大，其破壞形態(tài)與軸壓約束柱明顯不同，為繞強軸的彎曲破壞；相同荷載比下有柱端彎矩的約束PEC柱耐火極限比軸壓約束柱略長，總體而言兩者的耐火極限均較短.有限元分析結果與試驗結果吻合較好，具有較高的精度，可用于進一步的參數分析.

關鍵詞：約束PEC柱；抗火試驗；柱端彎矩；破壞形態(tài)；耐火極限

中圖分類號：TU398 文獻標識碼：A

PEC柱（Partially Encased Concrete Column，簡稱PEC柱）是在H型鋼兩翼緣之間填充混凝土形成的一種新型組合柱.H型鋼中填充混凝土大幅提高了鋼柱的承載力，同時增強了翼緣和腹板的局部穩(wěn)定性，相比鋼結構柱選用PEC柱可顯著減小柱截面面積，從而合理增加房間的使用面積.此外，PEC柱還可用于已有鋼結構柱的加固和改造，具有良好的應用前景.

由于PEC柱型鋼翼緣外露，在高溫下易屈曲，因此PEC柱的抗火性能及其設計方法近年來逐漸成為研究的一個熱點.Wainman等通過試驗研究了PEC柱的抗火性能，部分試件在腹板設置了連接件，其研究結果為歐洲規(guī)范中PEC柱的抗火設計提供了依據[1].歐洲規(guī)范Eurocode 4[2]和德國規(guī)范DIN 41024[3]中給出了圖表化的PEC柱抗火設計內容，對各種耐火極限要求下構件的最小截面尺寸、最大翼緣寬厚比、配筋要求等作了具體規(guī)定.在約束柱的抗火研究方面，Ali等試驗研究了99根縮尺高強、普通混凝土約束柱的抗火性能，考察了軸向約束剛度比、升溫速率和荷載比對柱耐火性能的影響[4].Benmarce等開展了12根軸向約束高強混凝土柱的明火試驗[5].Huang等對4根軸向約束四面受火的足尺型鋼混凝土柱進行了抗火性能試驗[6]，并對型鋼混凝土柱的抗火性能進行了數值分析，基于分析結果得到：高荷載比下，型鋼混凝土柱的耐火極限值可用EC4 Pt.1.2提供的方法進行計算[7].吳波等針對受軸向約束的4根普通混凝土方形柱、4根高強混凝土方形柱進行了升、降溫全過程的明火試驗，研究表明軸向約束剛度比及荷載比是影響高溫下普通、高強混凝土柱變形性能及耐火極限的重要因素[8].吳波等還開展了12根軸向約束鋼筋混凝土異形柱（+， T 和 L型）抗火性能的試驗研究，試驗研究表明軸向約束柱的破壞形態(tài)與不考慮軸向約束柱的破壞形態(tài)差異很大，高溫下約束柱沒有出現無約束柱典型的“失控破壞”[9].Correia等對軸向和彎曲約束下的PEC柱利用FCTUC的實驗裝置進行了抗火性能試驗研究[10].毛小勇等分析了軸向約束剛度比、荷載比、偏心率、截面尺寸等參數和彎矩分布模式對約束PEC柱耐火性能的影響，研究結果表明荷載比較小時，PEC柱的耐火極限受軸向約束剛度的影響較大，荷載比較大時，PEC柱的耐火極限幾乎不受軸向約束剛度變化的影響[11].

從國內外研究現狀可知，目前對約束PEC柱的抗火性能研究還不夠完善，尤其是相關的試驗研究偏少，距離實際應用還有一定距離.基于此，本文對兩根四面受火軸向約束PEC柱進行抗火性能試驗研究，并建立了約束PEC柱的有限元分析模型，研究結果可為四面受火PEC柱耐火設計提供參考.

1試驗方案

1.1試驗裝置

試驗在蘇州科技學院江蘇省結構工程重點實驗室的多功能火災試驗爐中進行，火災試驗爐由升溫箱體、升溫控制系統(tǒng)、加載系統(tǒng)、數據采集系統(tǒng)、燃料供應系統(tǒng)和高溫攝像系統(tǒng)組成.升溫能力為1 200 ℃，最大加載能力5 000 kN.控制系統(tǒng)預設了 ISO834，ASTM E和 BS476升溫曲線，其他升溫曲線（包括升、降溫全過程曲線）可以根據需要進行設定.火災試驗爐裝置及參數可參見文獻[12].

1.2試件設計及制作

兩個試件的編號分別為PECK010L50和PECK010L50M，編號中K010表示軸向約束剛度比為0.1，L50表示試件的荷載比為0.5，M表示柱端施加彎矩.柱軸向約束剛度比為柱軸向約束剛度與常溫下柱軸向剛度的比值.試件編號及試驗參數見表1.

2試驗結果和分析

2.1試驗現象

火災試驗中借助于內窺式高溫工業(yè)電視觀察PEC柱的變形和破壞過程.兩根柱共同的實驗現象如下：隨著溫度的升高，PEC柱中混凝土水分發(fā)生遷移及蒸發(fā)，混凝土表面的顏色先由淺變深再變淺；升溫十幾分鐘后，爐體有水蒸氣逸出；在試件達到耐火極限前5 min，千斤頂油源出現補壓現象，且頻率隨升溫時間增加而加快；達到耐火極限時，受壓區(qū)混凝土被壓潰，混凝土塊從PEC柱上掉落，如圖3和圖4所示；試驗過程中，沒有出現明顯的爆裂現象.柱達到耐火極限時，變形突然增加，軸向變形驟增.

1） 試件PECK010L50

當升溫至9分30秒時，試件表面有水分從內部滲出；升溫至16 min，明顯有水蒸氣逸出，試驗爐爐壁出現水珠，該現象持續(xù)了一段時間；升溫至25 min，千斤頂油源出現補壓現象；升溫30 min，千斤頂油源補壓明顯加快，柱承載力急劇下降，軸向變形驟增，PEC柱繞弱軸彎曲破壞，試件達到耐火極限.PECK010L50的耐火極限為30 min.

破壞的試件如圖3所示，破壞時柱繞弱軸彎曲破壞可能的原因是：隨著溫度的增加，型鋼及混凝土抗壓強度下降，部分混凝土被壓潰，其中部分混凝土掉落使柱弱軸抗彎剛度迅速減弱，導致柱繞弱軸發(fā)生彎曲破壞.圖3（b）為高溫下因材料強度下降導致的混凝土壓潰掉落后的情景.圖3（c）為柱中部位翼緣屈曲，混凝土被壓潰.圖3（d）為柱腳部位混凝土被壓潰的情景.試驗中橫向系桿沒有因受壓導致柱橫向變形增大而從翼緣上脫焊，對比文獻[10]，橫向系桿焊在翼緣比焊在腹板合理.

2） 試件PECK010L50M

當升溫至7分30秒時，試件表面有水分從內部滲出；升溫至11 min，試驗爐明顯有水蒸氣逸出，且爐壁上有明顯的水珠，該現象持續(xù)了一段時間；升溫至26 min，千斤頂油源出現補壓聲音；升溫至31 min，千斤頂油源補壓頻率加快，柱的承載力下降.升溫至35 min，軸向變形驟增，試件達到耐火極限.PECK010L50M的耐火極限為35 min.

PECK010L50M破壞后的情況如圖4所示.圖4（a）表明試件達到耐火極限時繞柱高約2/3處發(fā)生彎曲破壞.原因為：加柱端彎矩的構件，構件變形后產生二階效應，且構件截面受高溫作用發(fā)生損傷后二階效應更加明顯，隨著升溫時間的增加，柱的抗彎剛度逐漸降低，最終柱在中間部位發(fā)生彎曲，混凝土被壓潰，該部位型鋼翼緣發(fā)生局部屈曲.圖4（b）為PEC柱彎曲部位的一面混凝土被壓潰；圖4（c）為PEC柱彎曲部位的另一面混凝土被壓潰且縱筋局部壓曲至向外鼓出；柱破壞時混凝土出現了縱向裂縫，如圖4（d）所示.

2.2溫度場分布

PECK010L50，PECK010L50M截面測點的溫度時間曲線分別如圖5（a），（b）所示.由圖可見，爐內實際升溫曲線與 ISO834 標準升溫曲線符合良好，其中實際升溫曲線為試驗爐6個不同位置控溫熱電偶的平均值.爐內溫度在起始階段分別出現了升溫速度滯后（圖5（a））和超前（圖5（b））現象，但在升溫5 min之后，兩者基本趨于一致.

從各測點的溫度曲線可以看出，型鋼上測點溫度的上升明顯較快，如圖5（a）測點9和10.混凝土上測點在100 ℃左右出現了較明顯的“平臺效應”.原因是：到達100℃左右時混凝土中的水分蒸發(fā)吸收部分熱量，吸收的熱量與上升的溫度大致相抵，從而出現了溫度平臺.

由圖5（a）可見，測點溫度隨著埋置深度增加而降低；埋置深度相近時，升溫曲線也大致接近，如3號（埋置深度為90 mm）及5號（埋置深度為80 mm）測點；因為鋼材的熱傳導系數很高，導致位于腹板上的4號測點升溫較快；6號測點（埋置深度為20 mm）離柱表面很近，其升溫明顯迅速；型鋼上測點（8，9，10）的升溫速度明顯比混凝土測點（3，5，6，7）快.

圖5（b）中各測點的溫度曲線與圖5（a）中的情況基本一致.

2.3試件變形情況

圖6（a）（b）分別給出了軸向約束PEC柱軸向變形時間曲線圖和側向變形時間曲線圖.

PECK010L50變形表明：軸向膨脹變形呈現先逐漸上升，當變形發(fā)展到最大值時，變形慢慢回落，最后隨著溫度的不斷升高，材料的性能不斷劣化，柱軸向剛度迅速減小，導致膨脹變形迅速回落；前期側向變形發(fā)展較為平緩，隨著溫度的升高，兩翼緣與腹板間的混凝土被壓潰而掉落，接近耐火極限時，PEC柱的抗彎剛度迅速減小，PEC柱的側向變形顯著增大.

PECK010L50M變形表明：軸向膨脹變形呈現出先逐漸上升，當變形發(fā)展到最大值時，隨著溫度的不斷升高，材料的性能不斷劣化，柱軸向剛度迅速減小，軸向膨脹變形以較快速度回落，最后試驗柱達到耐火極限；施加柱端彎矩約束PEC柱的側向變形速率較大，隨著升溫時間的增加，約束PEC柱的側向變形速率不斷增加，接近耐火極限時，柱的側向變形迅速增加，最終試件破壞.

試驗升溫過程中，PECK010L50和PECK010L50M的附加軸力隨時間的變化規(guī)律亦呈現出與軸向膨脹變形類似的規(guī)律：即先逐漸增大，當增大至最大值后，隨著溫度的不斷升高，材料的性能不斷劣化，構件軸向剛度迅速減小，附加軸力以較大速率持續(xù)減小，直到回歸至構件初始內力.主要原因如下：升溫時，柱子因發(fā)生熱膨脹且柱頂的軸向約束限制其變形，相當于柱頂的軸向約束向下“壓”柱，使得柱子受到的軸力逐漸增大；隨著溫度的不斷升高，高溫下構件材料的劣化導致PEC柱軸向剛度下降；另外，高溫和增大后的軸力共同作用下構件的瞬態(tài)熱應變不斷增加，最終導致構件附加軸力持續(xù)減小，直至構件破壞.

2.4試件耐火極限

約束柱的耐火極限為柱的內力回歸到柱初始內力的時間.PECK010L05和PECK010L05M的耐火極限分別為30 min和35 min.除了端部彎矩外，兩根構件的荷載比、截面幾何參數、軸向約束比等條件均相同，耐火極限為加柱端彎矩的試件略大，主要原因是：試件PECK010L05在火災作用下破壞形式為繞弱軸失穩(wěn)破壞，而施加柱端彎矩的試件PECK010L05M在高溫作用下的破壞形態(tài)為繞強軸的彎曲破壞，因此盡管后者變形后的二階效應影響更大，但其耐火極限反而稍長.但總體上兩個試件的耐火極限均偏小.

3有限元分析

運用ABAQUS有限元軟件對約束PEC柱的抗火試驗進行模擬.溫度場分析時，混凝土和鋼材都采用Eurocode4提供的熱傳導系數和比熱[2]，混凝土容重取值為2 300 kg/m3，鋼材容重取值為7 850 kg/m3；力學分析時，混凝土采用塑性損傷模型，鋼材采用彈塑性模型，高溫下混凝土和鋼材的應力應變關系采用Eurocode4模型[2].

溫度場分析時，混凝土、端板和型鋼采用8節(jié)點實體單元（DC3D8），鋼筋采用2節(jié)點桁架單元（DC1D2）；力學分析時，單元的網格劃分和節(jié)點編號與溫度場一致，將熱分析單元改為力學分析單元，混凝土、端板和型鋼采用8節(jié)點減縮積分格式的三維實體單元（C3D8R），鋼筋采用2節(jié)點桁架單元（T3D2）.有限元網格采用結構化網格劃分.

溫度場分析時，近似認為型鋼和鋼筋與混凝土界面之間不存在溫度變化；力學分析時，型鋼、鋼筋與混凝土之間引起的粘結強度破壞并不常見，暫不考慮它們之間的粘結滑移，亦不考慮材料常溫強度的隨機性影響[13].

力學分析時，PEC柱上、下端約束形式與試驗一致，并通過彈簧單元施加軸向約束.

圖7 （a）（b）分別為試件PECK010L05，PECK010L05M的混凝土（T7）和型鋼（T9）的溫度分析結果.如圖7 （a）（ b）可知，型鋼上測點T9溫度分析結果較好；T7測點初期溫度與試驗值吻合較好，升溫后期試驗的溫度要高于有限元模擬的溫度，這可能是由于高溫下試件混凝土開裂，熱量通過裂縫向內部傳遞所致.

圖8（a）（b）分別為試件軸向變形分析結果與試驗數據的對比情況.由圖可見，分析得到的軸向變形發(fā)展趨勢與試驗大體一致，軸向變形的最大值比較接近，軸向變形最大值所對應的時間基本相同及其回歸至零時的時間基本相同.試件的軸向變形有限元計算值與試驗值整體吻合較好.

上述結果表明，本文的有限元模型具有良好的精度，可用于約束PEC柱抗火性能的進一步分析.

4結論

進行了兩根四面受火約束PEC柱在ISO834標準升溫條件下的抗火性能試驗和有限元模擬，結論如下：

1）高溫下約束PEC柱沒有出現無約束柱典型的“失控破壞”，試驗過程中混凝土沒有出現爆裂現象，混凝土的剝落是由于高溫材料劣化引起的壓潰所致.

2）各測點的溫度時間曲線表明，混凝土中測點埋置位置越深溫度越低，型鋼上相應位置測點的溫度基本一致.

3）柱端施加彎矩對約束PEC柱的側向變形影響較大，施加柱端彎矩后柱繞強軸彎曲，與不施加彎矩的軸壓約束柱破壞形態(tài)明顯不同.相同荷載比下有柱端彎矩的約束PEC柱耐火極限比沒有柱端彎矩的軸壓柱耐火極限時間稍長，總體上兩者的耐火極限均較短.

4）有限元法分析結果與試驗結果吻合較好，有限元方法研究約束PEC柱的抗火性能具有良好的精度.

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