火災(zāi)下混凝土框架結(jié)構(gòu)力學(xué)性能研究

宋巖升,潘勇旭,趙 剛

(沈陽(yáng)建筑大學(xué)土木工程學(xué)院,遼寧 沈陽(yáng) 110168)

混凝土框架結(jié)構(gòu)作為多、高層建筑主要結(jié)構(gòu)形式,廣泛應(yīng)用于建筑領(lǐng)域。目前,國(guó)內(nèi)外對(duì)火災(zāi)后混凝土結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能研究已取得了一些成果[1-7]。陸洲導(dǎo)等[8]對(duì)框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行低周往復(fù)加載試驗(yàn),分析了結(jié)構(gòu)的破壞模式、荷載-位移關(guān)系與高溫和梁柱尺寸等因素的關(guān)系;王廣勇等[9-10]采用纖維單元法對(duì)遭受火災(zāi)的鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)受力性能進(jìn)行了分析;肖建莊[11]通過(guò)火災(zāi)后框架抗震試驗(yàn)提出,高溫后高性能混凝土框架結(jié)構(gòu)易發(fā)生“強(qiáng)梁弱柱”破壞,承載力、剛度及耗能均明顯下降,僅延性有所提高。

以上研究多數(shù)采用國(guó)際標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線(ISO834)來(lái)代替實(shí)際升溫曲線,計(jì)算結(jié)果存在一定局限性,且研究對(duì)象多為多層框架結(jié)構(gòu),對(duì)高層框架結(jié)構(gòu)受火后力學(xué)性能的研究較少。基于此,筆者通過(guò)火災(zāi)模擬和有限元分析,模擬了高層框架結(jié)構(gòu)火災(zāi)全過(guò)程,分析火災(zāi)后構(gòu)件及結(jié)構(gòu)在靜、動(dòng)力荷載作用下的力學(xué)性能,得出局部火災(zāi)下框架結(jié)構(gòu)的損傷規(guī)律,為此類結(jié)構(gòu)火災(zāi)后的損傷評(píng)估與加固方案設(shè)計(jì)提供了參考依據(jù)。

1 火災(zāi)過(guò)程分析

1.1 場(chǎng)景設(shè)置

PyroSim(Thunderhead Engineering PyroSim)是由美國(guó)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)與技術(shù)研究院研發(fā)的火災(zāi)動(dòng)態(tài)仿真模擬軟件,是一種火災(zāi)中流體運(yùn)動(dòng)為主要模型對(duì)象的計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)模型[12]。筆者以某宿舍樓為例建立模型,該宿舍樓為鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu),共8層,首層層高3.6 m,其余各層層高3 m,建筑總高度25.95 m,主要構(gòu)件采用C30混凝土,HRB400級(jí)鋼筋。柱截面長(zhǎng)寬為500 mm×500 mm,梁截面長(zhǎng)寬為200 mm×500 mm。模型網(wǎng)格長(zhǎng)寬高為0.25 m×0.25 m×0.25 m,火災(zāi)模擬時(shí)間為60 min。初始狀態(tài)門(mén)窗關(guān)閉,火災(zāi)發(fā)生400 s后門(mén)窗破損形成通風(fēng)口,設(shè)置Y方向風(fēng),風(fēng)速為4 m/s?；鹪垂β蕿? MW,面積4 m2,采取t2型增長(zhǎng)火,取火源增長(zhǎng)系數(shù)α為0.046 89,建筑平面圖及PyroSim模型如圖1所示。

1.2 過(guò)程模擬

在首層高度3 m處設(shè)置水平切片,得到不同時(shí)刻的溫度場(chǎng)分布如圖2所示。

圖1 建筑平面圖及PyroSim模型Fig.1 Building plan and PyroSim model

圖2 溫度分布圖Fig.2 Distribution of temperature

通過(guò)圖2可以看出,火災(zāi)在初始階段由于門(mén)窗關(guān)閉,處于不通風(fēng)的悶燃狀態(tài),火勢(shì)發(fā)展較慢。隨著火勢(shì)的發(fā)展,400 s后門(mén)窗破裂導(dǎo)致通風(fēng)口開(kāi)放,由于氧氣充足,火災(zāi)達(dá)到轟燃狀態(tài),火勢(shì)發(fā)展明顯加快?？梢钥闯鐾L(fēng)條件對(duì)火災(zāi)的發(fā)展尤其是達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)下火災(zāi)有重要影響。

1.3 結(jié)果分析

以往的火災(zāi)模擬中,因假設(shè)火災(zāi)在有限范圍內(nèi)發(fā)生且空間內(nèi)溫度均等條件而采用ISO834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線[13],文中在室內(nèi)火災(zāi)場(chǎng)景中布置了7個(gè)熱電偶,各測(cè)點(diǎn)溫度時(shí)程曲線對(duì)比如圖3所示。

圖3 溫度時(shí)程曲線Fig.3 Temperature time history curves

從圖中可以看出,火源正上方測(cè)點(diǎn)6處升溫速率最快,溫度最高。受通風(fēng)條件影響,測(cè)點(diǎn)6處溫度在火災(zāi)發(fā)生至16 min時(shí),在1 000 ℃上下出現(xiàn)劇烈波動(dòng),最大波動(dòng)約為200 ℃;其他觀測(cè)點(diǎn)距離火源位置較遠(yuǎn),升溫速率、最高溫度與波動(dòng)幅度隨著距離增大而減小,其中測(cè)點(diǎn)1距離火源位置最遠(yuǎn),火災(zāi)進(jìn)行至20 min時(shí)溫度達(dá)到270 ℃,曲線未出現(xiàn)明顯波動(dòng)且穩(wěn)定在270 ℃左右。筆者采取t2型增長(zhǎng)火,標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線在火災(zāi)進(jìn)行14 min內(nèi)升溫較快,溫度明顯高于各測(cè)點(diǎn)模擬值,在火災(zāi)進(jìn)行14 min后,測(cè)點(diǎn)6處溫度在大部分時(shí)刻高于標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線,最高溫度可達(dá)1 134 ℃。火災(zāi)進(jìn)行19 min后,測(cè)點(diǎn)5處在部分時(shí)刻溫度略高于標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線,最高溫度達(dá)935 ℃,其他測(cè)點(diǎn)處在火災(zāi)發(fā)生全過(guò)程中溫度低于標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線。可見(jiàn)采用ISO834升溫曲線與實(shí)際升溫曲線結(jié)果存在較大差異,因而在火災(zāi)模擬中利用ISO834升溫曲線存在一定局限性。

2 框架結(jié)構(gòu)靜力分析

2.1 溫度場(chǎng)分析

采用溫度-結(jié)構(gòu)熱力耦合方法計(jì)算,首先進(jìn)行溫度場(chǎng)分析,采用以下基本假定:溫度沿柱軸線方向分布相同,只考慮水平方向溫度變化;試件滿足平截面假定,鋼筋和混凝土之間有良好的粘結(jié)性,無(wú)相對(duì)滑移。鋼筋、混凝土材料的熱工參數(shù)均選用文獻(xiàn)[14-15]中的表達(dá)式。

(1)導(dǎo)熱系數(shù)計(jì)算式如下：

(1)

20 ℃≤T≤1 200 ℃.

(2)

式中:λs為鋼筋導(dǎo)熱系數(shù);λc為混凝土導(dǎo)熱系數(shù)。

(2)比熱容計(jì)算式如下:

(3)

20 ℃≤T≤1 200 ℃.

(4)

式中:Cs為鋼筋比熱容;Cc為混凝土比熱容。

(3)熱膨脹系數(shù)計(jì)算式如下:

αs=

(5)

(6)

式中:αs為鋼筋熱膨脹系數(shù);αc為混凝土熱膨脹系數(shù)。

混凝土采用DC3D8傳熱單元,鋼筋采用DC1D2傳熱單元.設(shè)置熱對(duì)流系數(shù)為25 W/(m2·K),熱輻射率為0.5,Stefan-Boltzmann常數(shù)為3.402×10-6。升溫曲線采用PyroSim模擬得到的結(jié)果,邊柱(D柱)三面受火,中柱(C柱)四面受火,梁CD三面受火。平面框架受火60 min時(shí)的溫度場(chǎng)分布云圖如圖4所示。

在柱C、柱D頂部及梁CD跨中橫截面內(nèi)部、角點(diǎn)及縱筋位置布置測(cè)點(diǎn),構(gòu)件橫截面溫度場(chǎng)與測(cè)點(diǎn)時(shí)程溫度曲線如圖5所示。分析可知,梁CD、柱D未受火面相較受火面溫度上升較慢,關(guān)于水平軸對(duì)稱分布;柱C升溫均勻,由外表面高溫區(qū)域向內(nèi)溫度遞減,成雙向?qū)ΨQ分布,整體升溫速率趨于緩慢,節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的溫度較周圍的梁段和柱段偏低。由于混凝土材料導(dǎo)熱性較差,梁、柱截面絕大部分面積溫度未超過(guò)500 ℃。

圖4 受火時(shí)間60min時(shí)框架溫度場(chǎng)

圖5 構(gòu)件截面溫度場(chǎng)及溫度時(shí)程曲線Fig.5 Temperature field and temperature time history curves of component sections

2.2 靜力分析

鋼筋、混凝土材料高溫下的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用過(guò)鎮(zhèn)海[16]提出的模型:

(7)

(8)

(9)

(10)

通過(guò)計(jì)算重力荷載代表值進(jìn)行靜力非線性分析。頂層邊跨梁受均布荷載24.44 kN/m,中跨受均布荷載17.66 kN/m,其他層邊跨梁31.22 kN/m,中跨梁16.72 kN/m。圖6為受火時(shí)間60 min時(shí)框架變形圖。梁跨中撓度曲線及柱頂位移曲線見(jiàn)圖7、圖8、圖9。

圖6 受火時(shí)間60 min時(shí)框架變形圖

圖7 梁跨中撓度曲線Fig.7 Beam mid-span deflection curves

圖8 柱頂端水平位移曲線

圖9 柱頂端豎向位移曲線

2.3 結(jié)果分析

由圖6～圖8可知,首層邊跨結(jié)構(gòu)受火后,構(gòu)件升溫膨脹,火災(zāi)發(fā)生區(qū)域及其鄰近區(qū)域結(jié)構(gòu)變形明顯,柱D頂部節(jié)點(diǎn)處變形較大,受火梁CD跨中最大豎向位移為62 mm,柱D頂部水平位移最大值為53 mm,柱C頂部豎向位移最大值為22 mm,框架其余部位變形較小。取梁CD與梁AB跨中截面下邊緣處應(yīng)力進(jìn)行分析,應(yīng)力時(shí)程曲線見(jiàn)圖10。

圖10 受火梁跨中截面下邊緣處應(yīng)力時(shí)程曲線

由圖可知,受火梁CD應(yīng)力隨著受火時(shí)間逐漸增大,最大抗力值達(dá)10.12 MPa后呈下降趨勢(shì),60 min時(shí)抗力值為8.92 MPa,剩余承載力約為極限承載力的35.4%,梁AB應(yīng)力值為3.10 MPa,剩余承載力約為極限承載力的84.6%。受火后鋼筋混凝土梁最大極限承載力下降約為49.2%,由于未達(dá)到承載力極限,梁CD仍可繼續(xù)承載。柱頂截面中點(diǎn)處應(yīng)力曲線如圖11所示,柱C最大抗力值為13.48 MPa,剩余承載力約為極限承載力的26.4%,柱D最大抗力值為6.37 MPa,剩余承載力約為極限承載力的62.7%?？梢?jiàn)中柱受火后對(duì)結(jié)構(gòu)影響較大,應(yīng)對(duì)其重點(diǎn)檢測(cè)并加固。

3 框架結(jié)構(gòu)動(dòng)力分析

3.1 地震波選用

筆者選取三種適用于二類場(chǎng)地的地震波進(jìn)行分析:EL-Centro波、蘭州波和唐山波,地震波信息見(jiàn)表1。選用EL-Centro波和蘭州波的前20 s加速度時(shí)程曲線,選用唐山波20～40 s的加速度時(shí)程曲線。該建筑位于7度設(shè)防區(qū),設(shè)計(jì)基本地震加速度值為0.10g。

圖11 受火柱頂端截面中點(diǎn)處應(yīng)力時(shí)程曲線

表1 地震波信息Table 1 The positioning accuracy error

地震加速度按文獻(xiàn) [17]進(jìn)行調(diào)整,地震加速度調(diào)整最大值見(jiàn)表2。受火后鋼筋、混凝土的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用吳波[18]提出的模型,對(duì)結(jié)構(gòu)在豎向荷載作用下施加水平地震加速度時(shí)程。

表2 地震加速度調(diào)整最大值

3.2 層間位移角分析

結(jié)構(gòu)層間位移角是進(jìn)行抗震變形驗(yàn)算的重要指標(biāo),計(jì)算公式如下:

Δue≤[θe]h.

(11)

式中:Δue為多遇地震結(jié)構(gòu)樓層最大層間位移角;[θe]為層間位移角允許值,鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)規(guī)范限值為1/550≈0.001 82;h為結(jié)構(gòu)層高。

不同地震波下，結(jié)構(gòu)首層層間位移角分析結(jié)果見(jiàn)表3，各地震波作用下框架層間位移角見(jiàn)圖12。通過(guò)對(duì)首層層間位移角分析可以看出,未受火結(jié)構(gòu)在三種地震波作用下各層層間位移角均未超出規(guī)范限值;火災(zāi)后,結(jié)構(gòu)各層層間位移角均有所增大,但增大幅度不同。其中首層增幅最大,在EL-Centro波、唐山波作用下超出規(guī)范限值約16.5%、48.9%。2～8層增幅逐漸遞減,2層增幅在EL-Centro波作用下最大,達(dá)到24.1%,在蘭州波、唐山波作用下增幅為13.9%、16.5%,但均未超出規(guī)范限值,8層層間位移角無(wú)明顯變化。由上述分析可知,受火后結(jié)構(gòu)首層在3種地震波作用下均出現(xiàn)了較大的層間位移角,這是由于受火后材料剛度弱化,結(jié)構(gòu)承載力降低所導(dǎo)致,2～8層層間位移角滿足允許值。

表3 首層層間位移角分析Table 3 Analysis of displacement angle between first floor

圖12 各地震波作用下框架層間位移角Fig.12 Story drift angle of frame under three kinds of seismic waves

4 結(jié) 論

(1)通風(fēng)條件對(duì)室內(nèi)火災(zāi)溫度場(chǎng)影響較大,實(shí)際升溫曲線在溫度達(dá)到某一數(shù)值后出現(xiàn)波動(dòng),波動(dòng)幅度隨著與火源距離增大而減小。實(shí)測(cè)曲線與標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線ISO834結(jié)果存在一定差異,在火災(zāi)初起期升溫較快;在火災(zāi)猛烈期溫度低于模擬值,因而在火災(zāi)模擬中利用ISO834升溫曲線存在一定局限性。

(2)梁、柱構(gòu)件直接受火面溫度較高,但升溫速率緩慢,構(gòu)件截面絕大部分面積溫度未超過(guò)500 ℃,節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的溫度較周圍的梁段和柱段偏低。受火梁CD跨中最大撓度為62 mm,跨中應(yīng)力增長(zhǎng)約3倍,剩余承載力約為極限承載力的35.4%;柱D頂部水平位移最大為53 mm,柱C頂部豎向位移最大為22 mm,柱C受火后剩余承載力約為極限承載力的26.4%,柱D受火后剩余承載力約為極限承載力的62.7%,故結(jié)構(gòu)在火災(zāi)后尚余部分承載力仍可繼續(xù)使用。

(3)受火后結(jié)構(gòu)在地震波作用下各層層間位移角均有所增大,其中首層增幅最大,2～8層增幅逐漸遞減。結(jié)構(gòu)首層在EI-Centro波、唐山波作用下層間位移角超出規(guī)范限值約16.5%、48.9%,其他樓層層間位移角滿足規(guī)范要求,蘭州波作用下各樓層層間位移角均未超出規(guī)范限值?；馂?zāi)后應(yīng)重點(diǎn)檢測(cè)過(guò)火區(qū)域構(gòu)件力學(xué)性能,計(jì)算首層層間位移角變化,據(jù)此制定加固方案。