考慮爆裂影響的鋼筋混凝土梁火災(zāi)溫度場數(shù)值分析*

許文龍，周 戟,2，劉朝峰,2，劉才瑋，杜金澤

(1.河北工業(yè)大學(xué) 土木與交通學(xué)院，天津 300401；2.河北工業(yè)大學(xué) 河北省土木工程技術(shù)研究中心，天津 300401；3.青島理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，山東 青島 266033)

0 引言

鋼筋混凝土梁是結(jié)構(gòu)的主要承重構(gòu)件，也是火災(zāi)受損最為嚴重的構(gòu)件之一[1-2]。雖然混凝土具有良好的熱惰性，但在火災(zāi)或高溫下易發(fā)生爆裂現(xiàn)象[3-4]?；馂?zāi)下混凝土爆裂，構(gòu)件有效截面減小，鋼筋溫度驟升致使其快速軟化屈服，降低構(gòu)件或結(jié)構(gòu)的承載能力，引起結(jié)構(gòu)破壞或倒塌[2]。因此，火災(zāi)下混凝土爆裂對構(gòu)件的承載能力影響重大，非常有必要開展爆裂對鋼筋混凝土梁的抗火性能研究。

自首次發(fā)現(xiàn)混凝土高溫爆裂現(xiàn)象[5]以來，國內(nèi)外學(xué)者對混凝土高溫爆裂機理、影響因素進行了大量研究。得出爆裂的機理基本分為以下3種：①溫度梯度引起水汽遷移并在構(gòu)件內(nèi)某一截面凝結(jié)形成飽和蒸汽帶，從而使蒸汽壓積聚誘發(fā)爆裂；②溫度梯度使內(nèi)外截面產(chǎn)生應(yīng)力差，致使表層部分混凝土塊在應(yīng)力作用下發(fā)生爆裂；③多物理場耦合作用下導(dǎo)致爆裂。從目前的研究可以看出關(guān)于混凝土爆裂機理尚未形成學(xué)術(shù)界統(tǒng)一的共識，且學(xué)者大多采用小比例試驗構(gòu)件進行研究，試驗結(jié)果不能真實反映結(jié)構(gòu)在火災(zāi)中的力學(xué)性能[6-8]。對于火災(zāi)下混凝土爆裂對鋼筋混凝土構(gòu)件抗火性能的研究還不成熟，缺乏真實火災(zāi)下鋼筋混凝土梁等受彎構(gòu)件爆裂影響分析。項凱等[9]采用試驗驗證的有限元模型，分析了混凝土爆裂面積比、爆裂深度、爆裂位置對軸心受壓圓形截面鋼管混凝土疊合柱耐火性能的影響規(guī)律；侯一釗等[10]采用有限元數(shù)值模型分析了考慮不同的爆裂情況對火災(zāi)后高性能混凝土剪力墻殘余抗剪承載力的影響；金健等[11]采用有限元軟件ABAQUS，基于一次爆裂模式提出了考慮爆裂深度、爆裂長度、爆裂開始時間等爆裂參數(shù)對高強混凝土柱軸向位移、截面溫度場和耐火極限的影響規(guī)律；張崗等[12]分析了高溫爆裂對預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁截面溫度場的影響，計算了不同爆裂指標下箱梁的極限承載力；王麗等[13]通過有限元模擬研究了爆裂現(xiàn)象對構(gòu)件溫度的影響，對比分析了ANSYS溫度模擬結(jié)果和試驗測試結(jié)果；申中原等[14]通過對矩形混凝土梁的控制截面進行離散分析，推導(dǎo)了火災(zāi)下考慮爆裂的梁極限承載力計算公式。可見，目前針對鋼筋混凝土柱、疊合柱、板等構(gòu)件進行了高溫爆裂對構(gòu)件抗火性能的分析，針對鋼筋混凝土梁受彎構(gòu)件的爆裂影響分析還比較少。因此，本文依據(jù)鋼筋混凝土梁火災(zāi)試驗，建立鋼筋混凝土簡支梁數(shù)值分析模型，分析火災(zāi)下爆裂參數(shù)對鋼筋混凝土梁控制截面溫度場的影響規(guī)律，為分析爆裂對混凝土梁力學(xué)性能影響提供支持。

1 試驗概況

簡支梁截面尺寸為250 mm×400 mm，長度為3 000 mm，采用φ35混凝土，HRB400鋼筋，混凝土保護層厚度30 mm，混凝土、鋼筋的材料參數(shù)見文獻[15]，試件配筋及尺寸示意如圖1所示。

圖1 試件尺寸及1-1截面配筋Fig.1 Specimen size and cross secation 1-1 of reinforcing bars

為確保試件內(nèi)部水分維持平衡，將其放入溫度不低于15 ℃，相對濕度不高于75%的環(huán)境中養(yǎng)護。試件在水平火災(zāi)爐中進行3面(底面及兩側(cè)面)受火試驗，試驗方案及過程詳見文獻[15]，混凝土溫度由預(yù)先埋入試件中的自制鎳鉻-鎳硅K型熱電偶測量，具體布置如圖2所示。

圖2 熱電偶布置示意Fig.2 Schematic layout of thermocouples

火災(zāi)過程采用ISO-834標準升溫曲線調(diào)控，初始溫度為20 ℃，實際受火時間設(shè)定為150 min，然后試件自然冷卻至常溫。加熱到15 min左右時，試件3個受火面有水分蒸發(fā)現(xiàn)象；加熱到20～40 min時，試件發(fā)生不同程度上的爆裂，如圖3所示。火災(zāi)試驗中發(fā)生的爆裂，跨中、兩角部位爆裂面積較大，但是未出現(xiàn)鋼筋裸露。

圖3 試件火災(zāi)爆裂現(xiàn)象Fig.3 Fire spalling phenomenon of specimen

2 鋼筋混凝土梁數(shù)值模型分析

2.1 材料熱工參數(shù)

溫度場模擬分析是高溫下熱力耦合分析的基礎(chǔ)。本文以上述混凝土簡支梁為模擬對象，建立高溫下鋼筋混凝土梁的有限元模型，研究火災(zāi)爆裂對鋼筋混凝土梁溫度分布的影響規(guī)律?；炷粮邷叵碌膶?dǎo)熱系數(shù)、比熱容及密度等參數(shù)取值可參考《建筑鋼結(jié)構(gòu)防火技術(shù)規(guī)范》[16]，熱膨脹系數(shù)采用Lie的設(shè)定取值[17]。鋼筋高溫下的導(dǎo)熱系數(shù)、比熱容采用李引擎的計算模型[18]，熱膨脹系數(shù)采用陸洲導(dǎo)的計算模型[19]。

2.2 邊界/荷載條件

升溫前，結(jié)構(gòu)溫度為環(huán)境溫度(即20 ℃)且無熱量轉(zhuǎn)移。受火時梁體2個側(cè)面及底面通過熱輻射、熱對流進行熱交換，梁體內(nèi)部通過熱傳導(dǎo)進行熱量轉(zhuǎn)移[1]。熱對流以面荷載形式施加，對流換熱系數(shù)為35 W/(m2·℃)；輻射率系數(shù)取值為0.8，斯蒂芬-波爾茲曼常數(shù)為5.67×10-8W/(m2·K4)；升溫曲線采用ISO834標準升溫曲線。

混凝土在火災(zāi)作用下具有隨機不確定性特點，爆裂發(fā)生也具有時間與區(qū)域的不確定性。學(xué)者普遍觀測或設(shè)定爆裂發(fā)生的平均初始時刻約為15 min左右[3,6,9,11-13,20]，爆裂一般發(fā)生在混凝土保護層內(nèi)，深度范圍約在0～30 mm之間[9-13,21-23]；數(shù)值模擬分析利用ANSYS建立鋼筋混凝土簡支梁的熱分析有限元模型，采用“單元生死”的方法模擬火災(zāi)下混凝土的爆裂，即受火15 min時將爆裂區(qū)域單元“殺死”，同時將熱邊界條件賦予爆裂完成后的受火面。

3 梁的溫度場模擬及試驗分析

圖4為鋼筋混凝土簡支梁在三面受火時，30，60，90，120 min的截面溫度分布云圖?？傮w來看，溫度場等值呈現(xiàn)為“U”型分布，隨著升溫時間的增加，混凝土梁的溫度逐漸增高，等溫曲線逐漸向光滑的“U”型過渡。

圖4 鋼筋混凝土簡支梁的截面溫度分布Fig.4 Cross-section temperature distribution of reinforced concrete simply supported beam

由于試驗火爐升溫達不到標準升溫曲線水平，應(yīng)將試驗測定的升溫時間轉(zhuǎn)化為等效爆火時間。等效爆火時間為與實際升溫曲線下方的面積相等的標準升溫曲線所對應(yīng)的時間[24]。實際試驗爐內(nèi)溫度變化與在ISO 834標準下的升溫曲線對照如圖5所示。圖6為鋼筋混凝土梁跨中截面溫度測點的實測與模擬曲線，其中帶*標記的為有限元模擬溫度。試驗下的測定數(shù)據(jù)已轉(zhuǎn)化為等效爆火時間下溫度變化。

圖5 試驗爐溫與標準升溫曲線Fig.5 Testing furnace temperature and standard fire temperature-time curve

圖6 梁截面中測點溫度實測與模擬對比Fig.6 Comparison of measured and simulated temperatures at measurement points in beam cross-section

由圖6可知，測點1～5的數(shù)值模擬與試驗測得的溫度曲線發(fā)展趨勢基本一致，但測點6的實測溫度曲線與模擬曲線偏差較大，究其原因：①試驗爐上部蓋板與梁之間縫隙填充防火巖棉，導(dǎo)致6號測點受熱不充分(見圖3)；②防火巖棉有一部分依附于梁體上部表面，也可能阻礙表面受熱(見圖3)；③熱電偶埋設(shè)誤差等原因?？傮w來看，模擬溫度與試驗測點溫度基本一致，試驗中在150 ℃溫度上升明顯緩慢，出現(xiàn)溫度臺階，試驗數(shù)值較模擬數(shù)值小。可能是模擬中未考慮水分蒸發(fā)和遷移等因素。

4 爆裂參數(shù)對溫度場分布的影響

結(jié)合試驗現(xiàn)象以及荷載不利分布原則選取以下爆裂工況：假定一次集中爆裂，爆裂時刻取15 min；爆裂深度取0，10，20，30 mm；爆裂面積比(即爆裂的混凝土面積與受火區(qū)混凝土總面積的比值)取0%，6.7%，13.3%，20%，100%。爆裂位置參數(shù)：爆裂連續(xù)、位于梁跨中處(位置1)；爆裂連續(xù)、位于梁支座處(位置2)；爆裂不連續(xù)、位于跨中和支座處(位置3)；爆裂連續(xù)、覆蓋全表面(位置4)；梁不發(fā)生爆裂(位置5)。

4.1 爆裂深度對梁的溫度場分布的影響

假定全截面爆裂，爆裂位置取跨中，考慮不同的爆裂深度，梁截面溫度場的影響曲線(取跨中縱向鋼筋處為溫度測點)，如圖7所示。

圖7 爆裂深度對截面縱筋處溫度的影響Fig.7 Influence of spalling depth on temperature at cross-section longitudinal bar

由圖7可知，混凝土爆裂對截面內(nèi)溫度場的分布影響較大，爆裂深度越大，截面內(nèi)溫度越高；隨著爆裂深度增大，受火時間相同的截面升溫差值逐漸增大。在同一爆裂深度下，同一時刻截面內(nèi)底部邊筋較中筋處溫度高。

4.2 爆裂面積比對梁的溫度場分布的影響

爆裂深度取20 mm，爆裂位置取梁跨中，假定梁體受火面周長方向全爆裂，考慮不同爆裂面積比(0%，6.7%，13.3%，20%，100%)得到爆裂面積比對截面內(nèi)溫度場的影響，如圖8所示。

總體來看，爆裂面積比對截面內(nèi)溫度具有一定影響；當爆裂面積比較小時，截面內(nèi)溫度變化較大，但隨著爆裂面積比的增大，截面內(nèi)溫度增加差值逐漸減小(即爆裂面積比對溫度的影響作用迅速衰減)，在爆裂面積比為13%左右時截面內(nèi)溫度基本達到最大值。

圖8 爆裂面積比對截面縱筋處溫度的影響Fig.8 Influence of spalling area ratio on temperature at cross-section longitudinal bar

4.3 爆裂位置對梁的溫度場分布的影響

爆裂深度取20 mm，爆裂面積比取13.3%，考慮爆裂位置變化：即爆裂位置連續(xù)、位于梁跨中處(位置1)；爆裂位置連續(xù)、位于梁支座處(位置2)；爆裂位置不連續(xù)、分別位于跨中和支座處(位置3)。同時設(shè)置對照組：即爆裂位置連續(xù)、覆蓋梁縱向全截面(位置4)；梁表面不發(fā)生爆裂(位置5)，得到爆裂位置與跨中截面溫度曲線，如圖9所示。

圖9 爆裂位置對跨中截面縱筋溫度的影響Fig.9 Influence of spalling location on temperature at longitudinal bar in mid-span section

由圖9可知，在爆裂面積比、爆裂深度一定的情況下，跨中發(fā)生爆裂對跨中截面溫度場影響較為明顯，接近于梁體表面全爆裂的情況；而支座處發(fā)生爆裂對跨中截面溫度場影響較小，接近于梁體表面無爆裂的情況；跨中、支座處同時發(fā)生不連續(xù)的爆裂，跨中截面底部縱筋溫度，介于上述2種工況之間，偏向于跨中發(fā)生爆裂的情況，但是對跨中截面頂部縱筋溫度的影響，基本上和跨中發(fā)生爆裂、梁體全表面發(fā)生爆裂的溫度場相同?？梢?，與全表面發(fā)生爆裂相比，隨著爆裂位置逐漸接近跨中位置，跨中截面溫度逐漸升高，但是底部縱筋處溫度較頂部縱筋處溫度升高較快。

5 結(jié)論

1)梁截面各測點溫度模擬值與試驗實測值基本吻合，但測點6的溫度實測值與模擬值偏差較大，可能是蓋板或防火巖棉阻礙其表面受熱，或未考慮水分蒸發(fā)和遷移、混凝土爆裂對測點溫度的影響，熱電偶的埋設(shè)位置誤差等原因造成的。

2)混凝土爆裂對截面內(nèi)溫度場的分布影響較顯著，爆裂深度越大，截面內(nèi)溫度越高；爆裂面積比對截面內(nèi)溫度具有一定影響，當爆裂面積比較小時，截面內(nèi)溫度變化較大，當爆裂面積比為13%左右時，截面內(nèi)溫度基本達到最大值；隨著爆裂位置逐漸接近跨中位置，跨中截面溫度逐漸升高，但是底部縱筋處溫度較頂部縱筋處溫度升高較快。

3)數(shù)值模擬未考慮真實火災(zāi)效應(yīng)，后續(xù)將研究不同燃燒模式升溫曲線與標準升溫曲線轉(zhuǎn)換的量化關(guān)系，進而細化模擬分析真實火災(zāi)下梁的溫度場分布的變化規(guī)律。