高溫下蜂窩組合梁的極限變形

賈連光,張譽(yù)嚴(yán),戴 樂,王宇涵

(沈陽建筑大學(xué)土木工程學(xué)院,遼寧 沈陽 110168)

蜂窩組合梁由蜂窩鋼梁與混凝土樓板組成,蜂窩組合梁結(jié)構(gòu)因其自重輕、強(qiáng)度高、整體性能好等優(yōu)點(diǎn),在工程中得到越來越廣泛應(yīng)用。然而蜂窩組合梁抗火性能較差,一旦發(fā)生火災(zāi)就會(huì)造成重大損失。在火災(zāi)過程中,混凝土及鋼材的力學(xué)性能隨著溫度的升高逐漸退化,鋼-混凝土組合梁構(gòu)件在火災(zāi)下的抗火性能主要由其變形所決定[1],因此對(duì)組合梁的極限變形研究具有重要意義。

國內(nèi)外對(duì)于火災(zāi)下組合梁的受力性能進(jìn)行了一系列研究。李國強(qiáng)等[2]對(duì)組合梁進(jìn)行了抗火試驗(yàn)研究,結(jié)果表明,高溫下組合梁失效是由于溫度升高,鋼梁部分發(fā)生軟化屈服,組合梁的抗彎剛度大幅度下降,導(dǎo)致跨中產(chǎn)生較大撓度。并據(jù)此提出將跨中撓度達(dá)到梁長1/30作為判斷組合梁達(dá)到抗火極限狀態(tài)的界限。Wang Peijun等[3]利用有限元軟件ABQUAS對(duì)約束鋼梁在火災(zāi)中的大撓度行為進(jìn)行了參數(shù)化研究。結(jié)果表明,與實(shí)腹鋼梁相比,蜂窩鋼梁在火災(zāi)中撓度發(fā)展更快,更早達(dá)到承載極限。B.Bihina等[4-6]先后結(jié)合孔型、荷載比以及材料參數(shù)對(duì)蜂窩組合梁失效模式進(jìn)行分析,提出歐洲規(guī)范EC3中組合梁在高溫下的失效標(biāo)準(zhǔn)對(duì)于大部分蜂窩組合梁來說過于保守。

綜上所述,蜂窩組合梁因其腹板開孔對(duì)整體的抗彎剛度有所削弱,其在升溫過程中的變形與普通實(shí)腹組合梁存在差異,因此用跨中位移達(dá)到梁長1/30作為判定其失效的標(biāo)準(zhǔn)并不適用于蜂窩組合梁。我國《建筑鋼結(jié)構(gòu)防火技術(shù)規(guī)范》(GB 51249—2017)中僅規(guī)定了實(shí)腹組合梁在高溫下的極限變形值,并未對(duì)蜂窩組合梁的極限變形值給出相關(guān)規(guī)定[7]?；诖?筆者在試驗(yàn)基礎(chǔ)上,運(yùn)用ABAQUS熱力-耦合分析方法,對(duì)比蜂窩組合梁和實(shí)腹組合梁在高溫下的跨中極限變形差異,以孔型、荷載比、混凝土樓板厚度為參數(shù)進(jìn)行研究,提出適用于蜂窩組合梁的極限變形判定標(biāo)準(zhǔn),為蜂窩構(gòu)件鋼框架結(jié)構(gòu)的抗火性能提供設(shè)計(jì)參考。

1 試 驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)對(duì)兩根編號(hào)為SFZHL和FWZHL的組合梁進(jìn)行火災(zāi)試驗(yàn)。試件設(shè)計(jì)見圖1,具體參數(shù)見表1。試件鋼梁采用Q355B鋼材,栓釘材質(zhì)為45號(hào)鋼,栓釘設(shè)計(jì)參照《組合結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(JGJ138—2016)[8],共布置2×18=36個(gè)。樓板使用C30混凝土,內(nèi)部鋼筋材質(zhì)為HRB400。鋼材在常溫下的彈性模量為2.05 GPa,屈服強(qiáng)度為351.4 MPa?；炷涟鍍?nèi)縱向通長筋采用Φ8@200,共4根,橫向鋼筋采用Φ10@200,共計(jì)9根。同時(shí)采用兩端焊接鋼板的方案以達(dá)到兩端簡支的邊界條件,端板設(shè)計(jì)寬度280 mm,高度300 mm,厚度40 mm,并在端板底部厚度方向上打磨出直徑80 mm的曲邊底面以保證組合梁兩側(cè)轉(zhuǎn)動(dòng)自由[9]。

圖1 試件示意圖Fig.1 Schematic diagram of specimen size

表1 試件參數(shù)Table 1 Section parameters of specimen

1.2 試驗(yàn)裝置及加載方式

為模擬真實(shí)火災(zāi)場景,自行制作火災(zāi)試驗(yàn)爐,長×寬×高為2.7 m×1.4 m×2.25 m,爐壁厚250 mm,試驗(yàn)裝置如圖2所示。爐體材料選用C30 混凝土,并在爐壁內(nèi)表面貼附一層耐火隔溫能力較強(qiáng)的50 mm厚硅酸鋁耐火棉。爐內(nèi)有兩根1.7 m的鋼管混凝土柱用來支撐試件,且鋼管混凝土柱與爐內(nèi)底板采用螺栓連接。

圖2 試驗(yàn)裝置Fig.2 Experimental device

試驗(yàn)先在常溫下施加均布荷載,保持荷載大小不變時(shí)再點(diǎn)火升溫。靜力荷載由混凝土樓板上部鋪設(shè)質(zhì)量塊施加,總計(jì)為22.4 kN,布置形式見圖2。加載及升溫過程中的溫度及位移采用K型鎧裝熱電偶和位移計(jì)進(jìn)行多點(diǎn)測(cè)量。溫度測(cè)點(diǎn)及位移測(cè)點(diǎn)布置如圖3、圖4所示。

圖3 溫度測(cè)點(diǎn)布置圖Fig.3 Layout of temperature measuring points

圖4 位移計(jì)布置圖Fig.4 Displacement meter layout

1.3 試驗(yàn)現(xiàn)象及結(jié)果分析

開始升溫后,溫度達(dá)到500 ℃以前,組合梁的跨中變形速率比較緩慢,兩者位移均控制在20 mm以內(nèi),500～800 ℃時(shí),組合梁的鋼梁部分剛度開始逐漸下降,跨中位移開始加速增長,變形明顯增大。而800 ℃以后,鋼梁部分受熱軟化,對(duì)于組合梁構(gòu)件承載力的貢獻(xiàn)值可忽略,混凝土樓板也受熱膨脹出現(xiàn)裂縫,跨中位移開始高速發(fā)展直至上方堆載塌落,終止試驗(yàn)。降溫冷卻后觀察試件破壞形態(tài):FWZHL的整體變形大于SFZHL,兩試件都發(fā)生了混凝土樓板傾覆現(xiàn)象;鋼梁的上翼緣產(chǎn)生明顯的向下彎曲變形,下翼緣產(chǎn)生側(cè)向扭轉(zhuǎn);兩試件腹板均發(fā)生嚴(yán)重的屈曲變形,SFZHL的腹板變形較大,并在梁左端形成褶皺,FWZHL發(fā)生孔間腹板屈曲現(xiàn)象,但未形成褶皺變形。

因試件受火工況為三面受火,受火面為下翼緣下表面及腹板正反面,組合梁各部分的溫度分布由高到低為腹板、下翼緣、上翼緣、混凝土樓板。在升溫初期,SFZHL腹板溫度分布均勻且升溫更快,因此SFZHL的腹板剛度退化較快,導(dǎo)致其腹板屈曲程度大于蜂窩組合梁;FWZHL因腹板開孔造成腹板溫度分布不均勻,具體表現(xiàn)為孔周溫度高于靠近下翼緣處高于靠近上翼緣處,因此其孔間腹板更容易產(chǎn)生屈曲現(xiàn)象。隨著溫度增加,FWZHL各部分的升溫速度逐漸超過SFZHL,兩試件溫度分布逐漸一致,在溫度應(yīng)力相似的情況下,引起跨中撓度變形的因素主要有彎矩和剪力,腹板開孔會(huì)對(duì)截面抗彎性能和抗剪性能進(jìn)行削弱,所以蜂窩組合梁抵抗變形的能力較弱,整體變形更大[10-12]。

2 有限元分析

2.1 建立熱分析模型

對(duì)試件FWZHL進(jìn)行ABAQUS建模,模型參數(shù)與試驗(yàn)一致?；炷翗前搴弯摿翰糠植捎脤?shí)體單元DC3D8,鋼筋模型采用傳熱連接單元DC1C2。組合梁三面受火,受火面考慮熱對(duì)流和熱輻射作用[13]?；炷翗前搴弯摿翰糠值臒釋?duì)流作用設(shè)置為表面熱交換條件,熱對(duì)流系數(shù)設(shè)定為25?；炷翗前迮c鋼梁部分的熱輻射作用設(shè)置為表面輻射,混凝土表面的熱輻射系數(shù)為0.5,鋼材表面的熱輻射系為0.95,絕對(duì)零度設(shè)置為-273.16 ℃,波茲曼常數(shù)設(shè)置為5.67 ×10-8W /(m2·K4),初始溫度設(shè)定為 25 ℃,升溫曲線選用ISO-834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線。

2.2 建立熱-力耦合模型

熱-力耦合結(jié)構(gòu)分析中,鋼材和混凝土的力學(xué)性能參照文獻(xiàn)[14]。升溫條件下鋼材泊松比恒為0.3。混凝土樓板和鋼梁采用實(shí)體單元C3D8R模擬,鋼筋采用桁架單元T3D2模擬。邊界條件采用兩端簡支方式?；炷翗前搴头涓C鋼梁接觸部分選擇小滑移,相互作用中切向作用采用“罰”,摩擦系數(shù)為0.3,法向作用定義為“硬接觸”。

2.3 有限元模型有效性驗(yàn)證

為驗(yàn)證有限元模型的準(zhǔn)確性,將FWZHL的模擬曲線與試驗(yàn)曲線進(jìn)行對(duì)比,結(jié)果見圖5。從圖中可以看到,模擬曲線與試驗(yàn)曲線發(fā)展趨勢(shì)一致且吻合較好,在升溫初期,試件的跨中位移呈線性增長,隨著溫度的增加,在2 000 s左右發(fā)生突變,位移急劇變化,由此筆者認(rèn)為2 000 s左右時(shí)組合梁達(dá)到耐火極限。試驗(yàn)和有限元模擬得到的耐火極限相差不超過1%;兩者的跨中位移最大不超過2 mm。將模擬應(yīng)力云圖與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析可以發(fā)現(xiàn)(見圖6),試件在試驗(yàn)和模擬中均發(fā)生了混凝土樓板向一側(cè)傾覆現(xiàn)象,且模擬中試件下翼緣處應(yīng)力最大,這與試驗(yàn)結(jié)果中的下翼緣發(fā)生扭轉(zhuǎn)現(xiàn)象是一致的。通過時(shí)間-位移曲線可以看出模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好,進(jìn)而驗(yàn)證了有限元的正確性。

圖5 時(shí)間-位移曲線Fig.5 Time-displacement curves

圖6 FWZHL試件正面對(duì)比圖Fig.6 FWZHL frontal contrast chart

3 極限變形影響參數(shù)分析

3.1 孔型影響

蜂窩組合梁的孔型一般有正六邊形孔、圓孔、矩形孔。因此筆者選用這三種孔型及不開孔試件建立有限元模型進(jìn)行對(duì)比,研究腹板開孔及孔型對(duì)組合梁極限變形的影響,結(jié)果見圖7和圖8。

圖7 不同孔型組合梁跨中位移-時(shí)間曲線

從圖7可以看出,三種不同孔型的構(gòu)件及實(shí)腹構(gòu)件分別在2 500 s及3 000 s左右時(shí)出現(xiàn)了局部屈服現(xiàn)象。矩形孔和正六邊形孔構(gòu)件屈服位置位于孔角,圓孔構(gòu)件屈服位置位于孔間腹板,實(shí)腹構(gòu)件屈服位置位于梁兩端腹板處。3個(gè)開孔試件雖發(fā)生局部屈服的位置不同,但其整體變形幾乎無差別,而實(shí)腹構(gòu)件的整體變形偏小很多。在3 000 s左右,矩形孔和正六邊形孔的構(gòu)件首先發(fā)生了下翼緣側(cè)移現(xiàn)象,圓形孔構(gòu)件發(fā)生下翼緣側(cè)移的時(shí)間稍晚,在3 500 s左右實(shí)腹構(gòu)件也發(fā)生下翼緣側(cè)移現(xiàn)象。此時(shí)構(gòu)件的腹板連同下翼緣同時(shí)扭轉(zhuǎn),發(fā)生局部失穩(wěn)。由此可知在3個(gè)開孔構(gòu)件中,圓孔構(gòu)件在高溫下的局部穩(wěn)定性能略優(yōu)于矩形孔和正六邊形孔構(gòu)件,這是由于三種孔型的蜂窩組合梁溫度場幾乎一致,而圓孔蜂窩組合梁因其開孔沒有棱角,避免了因開孔造成的應(yīng)力集中現(xiàn)象[15-16]。

圖8 不同孔型組合梁跨中位移變化速率曲線

從圖8中可以看出,蜂窩組合梁與實(shí)腹組合梁的跨中位移發(fā)展趨勢(shì)較為一致,但相對(duì)于實(shí)腹組合梁,蜂窩組合梁的跨中位移發(fā)展更迅速,拐點(diǎn)的出現(xiàn)也更早。這是由于蜂窩組合梁因其腹板開孔對(duì)抗彎承載力和抗剪承載力都有一定程度的削弱,且在升溫到400 ℃以上時(shí),蜂窩組合梁因其腹板開孔導(dǎo)致其腹板溫度分布不均勻且升溫更快,導(dǎo)致剛度退化不一致,使其孔間腹板更易屈曲。因此蜂窩組合梁的跨中位移發(fā)展更迅速,達(dá)到承載極限時(shí)整體變形也更大。

結(jié)合圖8中跨中位移變化速率曲線可知,三種孔型的蜂窩組合梁在2 500 s以前,跨中位移較為接近且增長平緩,這是由于孔型無論是對(duì)組合梁的抗彎剛度還是抗火性能影響都不大,因此升溫初期三種孔型的蜂窩組合梁跨中位移差別不大。2 500 s之后三種孔型的蜂窩組合梁跨中位移出現(xiàn)加速增長趨勢(shì),此時(shí)正六邊形孔、圓孔、矩形孔組合梁跨中位移分別為187.33 mm、181.7 mm、196.4 mm,約為梁長的1/20～1/15，且相差均在5%以內(nèi)。實(shí)腹組合梁在3 000 s左右時(shí),跨中位移開始出現(xiàn)加速增長趨勢(shì),此時(shí)跨中位移為138.14 mm,約為梁長的1/30～1/20。因此開孔對(duì)組合梁的極限變形影響較大,但開孔形狀對(duì)極限變形影響不大。

3.2 荷載比影響

荷載比的定義為常溫下施加的力與蜂窩組合梁極限承載力的比值,是研究蜂窩組合梁耐高溫極限的重要參數(shù)。因圓孔蜂窩組合梁耐高溫性能更加優(yōu)秀,所以筆者采用圓孔蜂窩組合梁進(jìn)行研究。分別選取荷載比為0.3、0.4、0.5、0.6的構(gòu)件進(jìn)行對(duì)比,結(jié)果見圖9、圖10。

圖9 不同荷載比下時(shí)間-位移曲線

圖10 不同荷載比組合梁的位移變化速率曲線

從有限元模擬結(jié)果來看,荷載比越大的構(gòu)件極限變形越小。分析原因在于,荷載比為0.3和0.4時(shí),組合梁達(dá)到耐火極限主要是由于鋼梁受熱軟化喪失承載力,極限變形以組合梁整體的彎曲變形為主。當(dāng)荷載比為0.5和0.6時(shí),蜂窩組合梁整體及各部分的彎扭屈曲明顯加劇,在達(dá)到極限承載力之前,先發(fā)生了腹板局部失穩(wěn)。

從圖9可以得出,荷載比越大,跨中位移增長越迅速,時(shí)間-位移曲線出現(xiàn)拐點(diǎn)也越早。分析原因在于,蜂窩組合梁在升溫過程中的跨中撓度主要由力學(xué)荷載造成的撓度與溫度荷載造成的撓度共同組成,當(dāng)升溫條件一致時(shí),荷載比越大,其跨中撓度發(fā)展就越迅速,發(fā)生破壞的時(shí)間也就更早。

結(jié)合圖10中跨中位移變化速率曲線可知,荷載比為0.3時(shí),曲線在2 500 s左右出現(xiàn)拐點(diǎn),此時(shí)跨中位移為181.7 mm;荷載比為0.4時(shí),曲線在1 750 s左右出現(xiàn)拐點(diǎn)。此時(shí)跨中位移為169.9 mm;荷載比為0.5時(shí),曲線在1 350 s左右出現(xiàn)拐點(diǎn),此時(shí)跨中位移為158.5 mm;荷載比為0.6時(shí),曲線在1 000 s左右出現(xiàn)拐點(diǎn),此時(shí)跨中位移為140.4 mm。4個(gè)構(gòu)件的極限變形約為梁長的1/20～1/15,且兩兩相差超過5%。因此荷載比對(duì)蜂窩組合梁的極限變形影響較大。

3.3 混凝土樓板厚度的影響

混凝土樓板厚度也是影響蜂窩組合梁耐火性能的重要參數(shù),在其他條件不變的情況下,筆者選取厚度分別為80 mm、90 mm、100 mm的混凝土樓板進(jìn)行對(duì)比,結(jié)果見圖11、圖12。

圖11 不同混凝土樓板厚度試件的時(shí)間-位移曲線

圖12 不同混凝土樓板厚度試件位移變化速率曲線

據(jù)有限元模擬結(jié)果來看,混凝土樓板厚度不同時(shí),構(gòu)件的整體變形沒有太大區(qū)別。但隨著樓板厚度的減小,蜂窩梁腹板孔口周圍變形逐漸增大,上下翼緣屈曲也越明顯。

從圖11可以看出,三條曲線發(fā)展趨勢(shì)一致且相差不大,皆是在升溫初期呈線性增長,經(jīng)過一段時(shí)間后,樓板厚度較薄的構(gòu)件率先出現(xiàn)拐點(diǎn),隨后在短時(shí)間內(nèi)失效。分析原因在于,溫度場作用初期,不同構(gòu)件的鋼梁部分剛度折減一致,而混凝土樓板由于導(dǎo)熱性差,升溫較慢,較厚的樓板內(nèi)溫度低于較薄的樓板,其剛度折減也較小,抵抗變形的能力更強(qiáng)。隨著時(shí)間推移,樓板溫度分布趨于一致,鋼梁受熱軟化基本喪失承載能力,此時(shí)主要是靠混凝土樓板繼續(xù)承載。其他條件相同時(shí),混凝土樓板越厚,抗彎剛度越大。

結(jié)合圖12中跨中位移變化速率曲線可知,混凝土樓板厚度為80 mm時(shí),曲線在2 250 s左右出現(xiàn)拐點(diǎn),此時(shí)跨中位移為180.1 mm;混凝土樓板厚度為90 mm時(shí),曲線在2 500 s左右出現(xiàn)拐點(diǎn),此時(shí)跨中位移為187.7 mm;混凝土樓板厚度為100 mm時(shí),曲線在2 500 s左右出現(xiàn)拐點(diǎn),此時(shí)跨中位移為191.9 mm;三者均在組合梁長度的1/20～1/15且相差不超過5%。因此混凝土樓板厚度對(duì)蜂窩組合梁的極限變形影響較小。

4 結(jié) 論

(1)荷載比對(duì)蜂窩組合梁的極限變形影響較大,荷載比越大,構(gòu)件的極限變形越小,且當(dāng)荷載比大于0.4時(shí),隨著溫度增高,蜂窩組合梁在未達(dá)到承載極限時(shí)已發(fā)生腹板局部失穩(wěn)。

(2)孔型對(duì)組合梁的耐高溫性能和極限變形影響不大,圓形孔構(gòu)件的腹板穩(wěn)定性優(yōu)于正六邊形孔和矩形孔構(gòu)件?；炷翗前咫m然對(duì)耐火極限影響較大,但對(duì)組合梁的極限變形影響不大。

(3)根據(jù)經(jīng)驗(yàn)一般把鋼-混凝土組合梁的跨中位移達(dá)到梁長的1/30～1/20作為判定其失效的界限,但開孔會(huì)對(duì)腹板產(chǎn)生削弱作用,蜂窩組合梁與實(shí)腹組合梁極限變形存在差異,故不宜用實(shí)腹組合梁的失效判定標(biāo)準(zhǔn)作為判定蜂窩組合梁失效的標(biāo)準(zhǔn)。筆者建議將跨中位移達(dá)到梁長的1/20～1/15作為高溫下蜂窩組合梁的極限變形值。