鋼板-高強混凝土組合剪力墻火災反應數值模擬

肖建莊 衛(wèi)凱華 柳 獻 董毓利

(1.同濟大學建筑工程系,上海 200092; 2.同濟大學地下建筑與工程系,上海 200092; 3.華僑大學土木工程學院,廈門 361021)

0 引 言

鋼板-混凝土組合剪力墻兼有鋼結構和混凝土結構的優(yōu)勢,具有承載力高、延性好、剛度大等優(yōu)點,在高層結構中應用日趨廣泛,將高強混凝土與鋼板剪力墻結構相結合,更是能夠有效減小構件截面,增大建筑空間。對于鋼板-混凝土組合剪力墻的力學性能,國內外已經有較多研究[1-3]。

近年來,李國強等[4]對鋼結構抗火性能進行了深入研究。同時肖建莊[5]對高強混凝土結構抗火性能進行了研究,韓林海和宋天詣[6]對于鋼-混凝土組合柱、組合梁耐火性能都進行了深入的理論及試驗研究。

目前,關于鋼板-高強混凝土組合剪力墻的抗火研究相對較少。本文主要研究墻體厚度、鋼板厚度及墻體約束條件對鋼板-高強混凝土組合剪力墻火災反應的影響,主要包括溫度場以及墻體變形情況。研究結果可以為組合剪力墻的抗火設計提供理論依據,同時也為有關規(guī)范的進一步完善提供參考。

1 數值模擬

1.1 研究對象

為了與已有的模型試驗進行校驗,選取肖建莊等[7]完成的試驗進行有限元模擬。

該試驗以4榀剪力墻試件為研究載體,進行剪力墻的單面受火試驗,采集爐膛溫度、剪力墻混凝土內部溫度、平面外撓度等信息,獲取剪力墻的溫度場和變形情況以探究鋼板-高強混凝土組合剪力墻的火災反應。

試驗中各試件的配鋼率相同,但構造類型方面有所區(qū)別,分別為高強混凝土剪力墻、整體鋼板-高強混凝土組合剪力墻、分段鋼板-高強混凝土組合剪力墻和型鋼-高強混凝土組合剪力墻。試驗過程中,剪力墻直立貼于試驗爐口,單面受火,其側邊用耐火磚以及耐火石棉封砌?；馂臅r墻體的背火面與空氣的傳熱以對流形式進行,而側面可視為絕熱邊界條件。墻體的受火面和爐膛的熱量交換主要以對流和輻射的形式進行。升溫曲線為ISO834標準升溫曲線,曝火時間為120 min,試驗按建筑構件耐火試驗方法[8]進行。

由于試驗周期較長,研究的參數也有限,利用有限元數值模擬,則能夠研究更多的參數,因此選取該試驗中的鋼板-高強混凝土組合剪力墻試件FW (Fire Wall)進行數值模擬,其截面形式如圖1所示,墻體高度為1 000 mm。在對該墻體進行模擬并利用試驗校驗后,將進行更多的變參數分析。

1.2 分析假設

火災作用下,剪力墻溫度場是非線性變化,且影響溫度場的因素繁多。為了簡化計算,減少分析的難度,因此采用以下幾點假定[9-13]:

(1) 溫度場沿剪力墻的高度方向不變,其內部溫度場問題屬于二維問題;

(2) 剪力墻內應力場對溫度場的影響忽略不計;

(3) 混凝土是均勻的各向同性材料;

(4) 混凝土內部無熱源,不考慮材料內部的反應熱,同時也不考慮墻體內水分蒸發(fā)和遷移對溫度場的影響。

圖1 FW截面形式Fig.1 Sectional view of FW

1.3 模型建立

剪力墻的溫度場計算是通過對構件表面的環(huán)境溫度、混凝土的熱工性能以及邊界條件的量化,模擬結構內部各處的溫度變化,以下采用ANSYS通用有限元軟件進行模擬[14-15]。有限元模型如圖2所示,分別為混凝土、鋼板及鋼筋骨架。

圖2 有限元模型Fig.2 Finite element model

溫度場分析時,混凝土采用SOLID70單元[16-17]模擬。鋼板采用SHELL57單元,在迎火面處的SOLID70單元表面覆蓋一層SURF152單元,用于熱輻射分析。

在撓度分析時,將熱分析單元轉化為力學分析單元。其中,將SOLID70單元轉化為SOLID65單元,將SHELL57單元轉化為SHELL43單元,將LINK33單元轉化為LINK8單元。在剪力墻底部增加25 mm厚的墊塊,墊塊底部的約束條件為固端約束,并導入計算得的溫度場,從而計算出不同時刻試件的變形。

1) 熱工參數

在進行有限元軟件分析前,需要確定材料的熱工參數,采用不同材料熱工模型,計算出火災下混凝土構件內部的溫度場結果有所不同。模擬中采用的熱工參數見表1。

表1有限元模型所采用的熱工參數

Table 1 Thermal parameter adopted in the finite element model

邊界條件中的各參數選取如下數值[18]:墻體表面和空氣的對流換熱系數h取決于空氣的流動速度,其數值一般在20～80 W/(m2·K)之間。從點火開始到300 min時,爐膛內的鼓風機均處于開啟狀態(tài),因此迎火面的空氣流動速度較快,取h=40 W/(m2·K)。背火面的空氣流動速度較慢,取h=20 (W/m2·K)。初始時墻體內部溫度和環(huán)境溫度基本一致,根據爐溫熱電偶初始時的讀數取為20 ℃。熄火后,由于背火面混凝土溫度較高,背火面附近的空氣溫度略高于室溫,取為50 ℃。形狀系數取φ=1.0,迎火面的綜合輻射系數取hr=0.5。

升溫曲線采用試驗實測升溫曲線。采用荷載步文件進行加載,由于升溫過程溫度變化大,因此荷載步逐漸變長,前兩個荷載步長度為5 min,從10 min到120 min每個荷載步為10 min,從120 min到180 min之間的荷載步為15 min,后180 min每個荷載步為30 min,共23個荷載步。

2) 力學參數

混凝土高溫下的力學性能參數采用了胡海濤和董毓利的研究成果[23],高溫下高強混凝土的棱柱體抗壓強度為

(20 ℃≤T≤1000 ℃)

(1)

式中:fc表示高強混凝土常溫時的抗壓強度設計值;fcT表示高強混凝土高溫時的抗壓強度設計值。

高溫下高強混凝土的峰值應變可表示為

(20 ℃≤T≤800 ℃)

(2)

高溫下高強混凝土的應力應變關系可采用指數函數方程式表示如下:

y=xe(1-x2)/2

(3)

(4)

式中:σ和ε分別表示高強混凝土的應力和應變。ε0T為高溫下的高強混凝土的峰值應變;ε0為常溫下的高強混凝土峰值應變。

假設鋼材高溫下的應力-應變關系為二折線模型,鋼材在屈服后應力保持不變。鋼材高溫下的屈服強度和彈性模量采用呂彤光等[22]提出的計算式:

(20 ℃≤T≤900 ℃)

(5)

(20 ℃≤T≤900 ℃)

(6)

式中:fyT為高溫下的鋼材屈服強度;fy為常溫下的鋼材屈服強度;EsT為高溫下的鋼材的彈性模量;Es為常溫下的鋼材彈性模量。

1.4 試驗驗證

經有限元模擬發(fā)現,加熱120 min后,FW剪力墻中部截面溫度場分布如圖3所示,截面溫度最大的地方位于剪力墻端部的角點處。單面受火的剪力墻,溫度場呈層狀分布,由于混凝土的熱惰性,距離迎火面越近,溫度梯度越大。鋼板的導熱系數遠遠大于混凝土的導熱系數,鋼板兩端型鋼周圍處的混凝土的等溫線發(fā)生了突變。

圖3 FW熄火時刻橫截面的溫度場分布Fig.3 Temperature field of FW at flameout moment

為了下文分析和簡化表達,下文圖中所指路徑一為距離剪力墻底部0.5 m處截面中部;路徑二為距離剪力墻底部0.5 m處截面端部有鋼板處。

圖4為FW的迎火面、背火面及中間點在有限元模擬和試驗中的溫度變化曲線。迎火面為距離迎火面5 mm處的測點,背火面為距離背火面5 mm處的測點,中間點為剪力墻厚度方向中點。剪力墻沿截面的溫度場為瞬態(tài)溫度場,試驗和有限元分析中的結果非常接近。試驗所測的迎火面最高溫度比計算值高,這可能是由于混凝土材料的離散性和施工預埋過程中的偏差以及試驗中存在的混凝土爆裂,導致迎火面一側的熱電偶直接暴露于火場中,或測量誤差。在升溫階段,剪力墻的截面中部和背火面的溫度上升略快于有限元模型,可能是因為試驗時的爆裂導致中間點和背火面與迎火面的距離減小,也可能是由于試驗過程中存在的誤差。

圖4 FW溫度場數值分析與試驗對比Fig.4 Comparison of temperature variation from FEM and experiment

圖5和圖6為FW截面沿路徑一和路徑二的溫度分布,60 min,120 min,240 min,360 min四個時刻均是在升降溫過程中從點火開始計算。圖5中溫度曲線平滑,而圖6中因為端部鋼板存在的緣故,導致鋼板與混凝土交接點處出現了突變,并且在距離迎火面80 mm至120 mm區(qū)間溫度梯度變化較為平緩。但隨時間增加,整體溫度梯度逐漸減小,到360 min時,溫度分布已經趨近于均勻,鋼板與混凝土交接點處的突變已經不再明顯。

圖5 FW路徑一處各時刻溫度分布Fig.5 Temperature distribution on route 1 of FW

圖6 FW路徑二處各時刻溫度分布Fig.6 Temperature distribution on route 2 of FW

在熄火時刻,有限元中FW墻身和鋼板的撓度分布云圖如圖7所示,同一截面處,距離兩端越近,該點的位移越大。FW在受火過程中,位移最大的位置在剪力墻頂部的端部處。

圖8為升降溫過程中,剪力墻頂部位移在試驗和有限元模擬中隨時間變化的對比。無論是在升溫階段還是在降溫階段,測點位移的試驗值始終略大于計算值。可能由于在試驗升溫過程中,迎火面發(fā)生爆裂,墻身部分混凝土脫落,導致墻體剛度下降,或試驗過程中存在誤差。在熄火時刻(即加熱120 min后),測點位移的試驗值為23.7 mm,計算值為22.7 mm。在熄火后180 min時,測點的殘余位移的試驗值為1.89 mm,計算值為0.97 mm。

圖7 FW熄火時刻混凝土墻身及鋼板平面外撓度Fig.7 Deflection of concrete and steel of FW at flameout moment

圖8 FW頂點位移-時間曲線Fig.8 Displacement-Time curve on top of FW

對比可以發(fā)現,建立的有限元模型,能夠模擬鋼板-高強混凝土組合剪力墻的真實火災反應,在此基礎上,將對鋼板-高強混凝土剪力墻進行變參數分析。

2 變參數分析

為了對鋼板-高強混凝土組合剪力墻的火災反應進行進一步的研究,利用經過試驗驗證的仿真模型繼續(xù)針對墻身厚度、鋼板厚度及約束條件三個參數展開了探討。

表2給出了各剪力墻的代號和結構參數,其中WT代表Wall thickness(墻體厚度),ST代表Steel plate thickness(鋼板厚度),WC代表Wall constraints(墻體約束)。這9榀剪力墻中,為方便表達,WT120、ST3、WC1與FW完全相同,其余6榀剪力墻除了墻身厚度、鋼板厚度和約束條件與FW不同外,其他的材料、配筋和尺寸等參數均與FW相同。其中ST0試件,鋼板厚度為0,即為普通鋼筋混凝土剪力墻。

表2鋼板-高強混凝土剪力墻參數

Table 2 Steel plate-HSC shear wall parameters

2.1 墻體厚度

圖9和圖10分別為WT160和WT200熄火時刻橫截面的溫度場?？梢钥吹?由于WT160端柱處兩相鄰面受火,故其角點溫度最高,為1 036.5 ℃,而WT200墻體只有單面受火,因此WT200迎火面經歷的最高溫度997.7 ℃,低于WT160墻體。

表3為WT120、WT160和WT200截面中部迎火面和背火面各時刻的溫度對比:在升溫階段,三種墻身厚度的剪力墻迎火面溫度很接近,在降溫2 h后,三榀剪力墻迎火面的溫度變化略有不同,墻身厚度越厚,其迎火面溫度下降的越慢;如圖11所示,墻身厚度越大,背火面升溫的速度越慢,背火面達到最高溫度所需的時間也越長,并且所能達到的最高溫度的值越小,如表4所示。

圖9 WT160熄火時刻橫截面溫度場分布Fig.9 Sectional temperature distribution view of WT160 at flameout moment

圖10 WT200熄火時刻橫截面溫度場分布Fig.10 Sectional temperature distribution view of WT200 at flameout moment

表3不同墻身厚度的剪力墻截面中部迎火面和背火面各時刻的溫度

Table 3 Central temperature of exposed and unexposed side of shear walls with different widths

圖11 不同墻厚剪力墻背火面溫度變化Fig.11 Temperature variation of unexposed side with different widths

圖12是三種墻身厚度剪力墻頂點的位移隨時間變化情況,圖13和圖14分別為WT160和WT200在不同時刻的撓度。在升降溫過程中,墻身厚度越厚,墻體剛度越大,剪力墻變形速度越慢,頂點位移值越小;厚度為160 mm和200 mm的剪力墻,頂點位移的最大值分別為16.7 mm和12.2 mm。

表4不同墻身厚度剪力墻背火面
最高溫度及其對應時刻

Table 4 The moment of the highest temperature of shear walls with different widths

圖12 不同墻厚剪力墻頂點位移變化Fig.12 Top displacement at top of walls with different widths

圖13 WT160不同時刻撓度Fig.13 Deflection of WT160 at different moments

圖14 WT200不同時刻撓度Fig.14 Deflections of WT200 at different moments

2.2 鋼板厚度

鋼板的厚度對于剪力墻的溫度場和撓度變形有一定的影響,需要對不同鋼板厚度的剪力墻火災過程中的溫度場和變形情況進行分析。

2.3 墻體約束條件

在試驗中,剪力墻底端為固定約束,而在實際建筑火災中,剪力墻的約束條件是上下兩端皆有約束。由于假定溫度沿高度不變,溫度場為二維問題,因此WC1與WC2的溫度場相同。

圖15 不同鋼板厚度剪力墻頂點位移-時間曲線Fig.15 Displacement-time curves on top of wallswith different steel plate thickness

圖16為兩端約束的剪力墻在加熱120 min后熄火時墻身和鋼板的平面外撓度。圖17和圖18分別為WC1和WC2不同時刻的撓度圖?？梢钥吹揭欢斯潭ǖ腤C1,其撓度變形朝向背火面,而兩端固定的WC2的變形則朝向迎火面。表5為WC1及WC2不同時間的頂部及墻體中部位移,WC1在距離墻底0.5 m處經歷的平面外位移最大絕對值為4.21 mm,遠大于WC2同一位置經歷的平面外位移最大絕對值1.32 mm。所以,約束類型對于升降溫過程中剪力墻的變形影響明顯,相同試件兩端均固定約束的情況下,平面外的變形遠小于一端固定約束的情況。

圖16 WC2熄火時刻混凝土墻身及鋼板撓度Fig.16 Deflections of concrete and steel of WC2 at flameout moment

圖17 WC1不同時刻撓度Fig.17 Deflections of WC1 at different moments

圖18 WC2不同時刻撓度Fig.18 Deflections of WC2 at different moments

表5不同約束類型剪力墻撓度

Table 5 Deflections of shear walls with different end conditions

3 結 論

(1) 利用有限元軟件ANSYS,能較好地模擬出鋼板-高強混凝土組合剪力墻的火災反應,計算所得的溫度場與實測結果基本一致;有限元模擬的結果真實可信。

(2) 鋼板-高強混凝土組合剪力墻與普通鋼筋混凝土剪力墻相比,當鋼板厚度不到墻體厚度的十分之一時,對溫度分布影響不大。但由于鋼板彈性模量高,對墻體剛度貢獻較多,同時其對于高溫更敏感,彈性模量下降更多,因此高溫下鋼板越厚的墻體剛度越小,撓度越大。

(3) 墻身厚度對于背火面的溫度影響較大,墻身厚度越厚,背火面升溫的速度越慢;鋼板厚度較小時對于剪力墻的溫度場幾乎沒有影響,對撓度變形的影響也較小;高寬比越大,頂點位移越大;當剪力墻頂部底部為固定約束時,剪力墻變形遠遠小于一端固定約束。

(4) 為了更好地模擬和研究鋼板-高強混凝土組合剪力墻的火災反應,今后需要考慮高強混凝土的爆裂,值得進一步研究。

(5) 本文未進行力-溫度場耦合分析,今后需要考慮力和溫度場共同作用下的分析。