高溫后鋼骨-方鋼管混凝土組合短柱軸壓性能研究

孫艷麗,鄒 楨,劉尚來,劉振輝,劉 娟

(1.沈陽建筑大學(xué)管理學(xué)院,遼寧 沈陽 110168;2.大連海洋大學(xué)水產(chǎn)與生命學(xué)院，遼寧 大連 524009；3.遼寧省建設(shè)科學(xué)研究院有限責(zé)任公司,遼寧 沈陽 110005;4.東北財經(jīng)大學(xué)管理科學(xué)與工程學(xué)院,遼寧 大連 116025)

近年來,國內(nèi)外學(xué)者針對鋼骨-鋼管混凝土組合柱進行了大量研究。徐亞豐等[1]通過數(shù)值模擬方法對鋼骨鋼管高強混凝土柱進行了研究,對典型試件受力全過程進行了分析,并建議了軸壓承載力計算公式。朱美春等[2]對13組試件進行了軸壓試驗,并對相關(guān)參數(shù)進行分析,通過試驗提出了承載力計算模型。陳蘭響等[3]借助理論及數(shù)值模擬方法,在參數(shù)分析的基礎(chǔ)上通過回歸分析提出了試件承載力簡化計算式。以上研究主要針對常溫下的試件,但對于鋼骨鋼管混凝土柱研究相對較少?；诖?筆者在有限元驗證基礎(chǔ)上建立了鋼骨-鋼管混凝土組合短柱的有限元模型,分析了試件在升溫過程中的溫度場分布狀況及分布規(guī)律,對高溫后試件在軸向荷載作用下的變形形態(tài)進行了研究,并且對受火時間、內(nèi)置鋼骨形式、鋼管壁厚以及混凝土強度等參數(shù)對試件力學(xué)性能影響規(guī)律進行了分析。研究表明,內(nèi)置鋼骨的存在使得試件各組分協(xié)同作用,試件受力性能良好,且在高溫后仍具有足夠的安全儲備空間。

1 有限元模型

1.1 材料熱工參數(shù)及本構(gòu)關(guān)系

對高溫后鋼骨-方鋼管混凝土組合短柱進行力學(xué)性能分析之前,首先要建立溫度場有限元模型。模型按照ISO-834標準升溫曲線進行升溫,模型中所定義的熱工參數(shù)主要包括材料密度、導(dǎo)熱系數(shù)、比熱等,筆者采用T.T.Lie[4]提供的熱工模型進行計算。計算過程中,需要在有限元軟件中定義熱對流和熱輻射等相關(guān)條件,所涉及的相關(guān)參數(shù)可根據(jù)文獻[5]確定。

建立力學(xué)模型時,采用如下本構(gòu)關(guān)系:高溫后鋼管與內(nèi)置鋼骨的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用韓林海等[6]提出的雙折線強化模型;混凝土主要受鋼管以及內(nèi)置鋼骨的約束作用,因此高溫后混凝土采用林曉康[7]提出的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系模型。

1.2 模型建立

運用有限元軟件ABAQUS對高溫后鋼骨-方鋼管混凝土組合短柱進行軸壓力學(xué)性能分析之前,首先對試件進行熱處理,明確試件在整個升溫過程中的溫度場變化規(guī)律。進行熱分析時,混凝土、兩端蓋板以及內(nèi)置鋼骨均采用八節(jié)點縮減積分傳熱單元(DC3D8),鋼管采用四節(jié)點熱傳遞殼單元(DS4)(見圖1)。已有研究表明,從火源至受火對象,熱量主要通過三種形式進行傳遞:熱對流、熱輻射以及熱傳導(dǎo)。鋼骨-方鋼管混凝土組合短柱在受熱時,外表面溫度升高,熱量則逐漸向混凝土以及內(nèi)置型鋼轉(zhuǎn)移。當(dāng)完成溫度場的分析之后,需要在力學(xué)計算模型中進行預(yù)定義場的設(shè)置,此時火災(zāi)計算結(jié)果(ODB文件)將作為試件力學(xué)分析的初始條件[8]。

圖1 試件網(wǎng)格劃分示意圖Fig.1 Schematic diagram of specimen meshes

對高溫后的試件進行受力分析時,單元類型的選擇將決定著模型的斂散性,因此在建模過程中單元類型均采用結(jié)構(gòu)單元[9-10],其中兩端蓋板、混凝土以及內(nèi)置鋼骨采用三維實體單元(C3D8R),鋼管采用四節(jié)點殼單元(S4),鋼管厚度可在材料屬性當(dāng)中分別賦予。為了盡可能使模擬工況接近實際工況,需要在有限元建模過程中對各組分之間的相互作用進行設(shè)置,鋼管與混凝土以及內(nèi)置鋼骨與混凝土界面模型由切線方向的庫倫摩擦模型與法線方向的硬接觸組成,定義高溫后鋼管與混凝土之間的界面摩擦系數(shù)為0.3[11-13]。對高溫后鋼骨-方鋼管混凝土組合短柱進行軸壓力學(xué)性能分析時,在構(gòu)件上下端板中心點處設(shè)置參考點,將上下端板與參考點耦合在一起,對上部參考點X、Y方向的位移及X、Y、Z方向的轉(zhuǎn)角進行約束,在Z方向施加位移,以此實現(xiàn)位移加載,下部參考點按照固定約束方式進行設(shè)置[14]。

1.3 有限元驗證

為驗證有限元模型的正確性,筆者采用文獻[15]中的試件S4-H進行了有限元驗證。試件高度H為600 mm,寬度B為300 mm,高寬比H/B為2。鋼管壁厚d為6 mm,內(nèi)置鋼骨采用HW150型鋼,內(nèi)置鋼骨與鋼管的屈服強度fy=368 MPa,混凝土軸心抗壓強度標準值fck=47.2 MPa,試件截面形式及幾何構(gòu)造如圖2所示。試件按照ISO-834標準升溫曲線進行升溫,四面均勻受火,受火時間為180 min。

圖2 試件截面幾何尺寸及構(gòu)造Fig.2 Cross-section dimensions and details of specimens

火災(zāi)后軸壓試驗在500T壓力試驗機上進行,加載后試件的變形形態(tài)如圖3所示。由圖可知,在軸向荷載作用下,火災(zāi)后鋼骨-方鋼管混凝土短柱的破壞形態(tài)主要表現(xiàn)為靠近端板位置鋼管發(fā)生褶皺,試件中部區(qū)域發(fā)生鼓曲。通過有限元模擬得到了試件的變形形態(tài),通過對比發(fā)現(xiàn),模擬結(jié)果與試驗結(jié)果基本一致。

圖3 試件破壞形態(tài)Fig.3 Failure mode of specimen

試件荷載-應(yīng)變曲線如圖4所示。

圖4 荷載-應(yīng)變曲線Fig.4 Load-strain curves

從圖中可以看出,有限元模擬結(jié)果與試驗結(jié)果變化趨勢基本一致,通過試驗得到的極限承載力為4 419 kN,而通過有限元模擬得到的極限承載力為4 508 kN,二者偏差為2.01%,進而驗證了有限元模型的準確性。

2 高溫后鋼骨-方鋼管混凝土組合短柱軸壓力學(xué)性能

2.1 試件設(shè)計

為了研究高溫后鋼骨-方鋼管混凝土組合短柱軸壓力學(xué)性能,筆者設(shè)計了9個試件,試件參數(shù)見表1。

表1 試件參數(shù)Table 1 Parameters of specimens

所設(shè)計的鋼骨方鋼管組合短柱是在普通鋼管混凝土柱基礎(chǔ)上在試件截面中部內(nèi)置鋼骨形成的,鋼骨采用I-10工字鋼加工而成,根據(jù)鋼骨截面形式的不同可分為工字形和十字形,鋼骨和鋼管均采用Q345鋼材。試件截面形式及幾何尺寸如圖5所示。

圖5 試件截面形式及幾何尺寸Fig.5 Crossed-section form and geometric structure of specimen

2.2 計算結(jié)果分析

2.2.1 溫度場分析

圖6為典型試件SSC3各組分溫度場分布云圖。由圖可知,當(dāng)采用ISO-834標準升溫曲線對試件進行升溫時,鋼管最先受熱,由于鋼材具有良好的導(dǎo)熱性能,鋼管沿試件方向溫度場分布相對均勻;試件表面受熱之后,混凝土表面溫度迅速升高,熱量通過熱傳導(dǎo)的方式向截面中心傳遞,通過觀察發(fā)現(xiàn),混凝土溫度由外向內(nèi)呈現(xiàn)階梯狀分布,且溫度逐漸降低,受火60 min后,截面中心區(qū)域混凝土溫度僅達到335 ℃;受混凝土的保護,內(nèi)置十字形鋼骨升溫速率較慢,平均溫度僅為335.2 ℃。

圖6 試件各組分溫度場分布云圖Fig.6 Temperature field distributions of each group of specimen

2.2.2 軸向荷載作用下試件破壞模態(tài)

高溫后的鋼骨方鋼管混凝土組合短柱因受到受火時間以及內(nèi)置鋼骨形式的影響,其變形形態(tài)也略有差異。筆者在研究過程中選取試件SSC1～SSC5進行分析,變形形態(tài)如圖7所示,其中試件SSC1、SSC2、SSC3分別對應(yīng)常溫下、受火30 min、60 min后的試件,SSC4、SSC5分別為內(nèi)置工字形鋼骨和不含鋼骨的試件。通過有限元模擬發(fā)現(xiàn),以上試件在加載初期均表現(xiàn)為軸向壓縮,橫向變形較小,繼續(xù)加載,試件橫向變形增大,對于不含鋼骨的試件,破壞位置出現(xiàn)在試件中部,主要表現(xiàn)為試件中部鋼管發(fā)生鼓曲,對于內(nèi)置工字形和十字形鋼骨的試件,主要在試件中部附近區(qū)域出現(xiàn)雙波型鼓曲;通過對比常溫下、受火30 min后以及受火60 min后的試件發(fā)現(xiàn),隨著受火時間的增大,試件變形程度加劇,但變形形態(tài)區(qū)別不大。

圖7 試件變形形態(tài)Fig.7 Deformation shapes of specimen

2.2.3 荷載-位移曲線

(1)受火時間

圖8為常溫下、受火30 min后、受火60 min后鋼骨-方鋼管混凝土組合短柱荷載-位移曲線。

圖8 不同受火時間后試件荷載-位移曲線Fig.8 Load-displacement curves of specimens subjected to different fire time

由圖8可知,隨著受火時間的增加,試件剛度及承載力逐漸降低,常溫條件下,試件極限承載力為3 172 kN,采用ISO-834標準升溫曲線分別將試件升溫至30 min、60 min后,所對應(yīng)試件的極限承載力分別降至2 694 kN和2 330 kN,承載力相對于常溫下的試件分別降低了15.1%和26.5%。分析原因,當(dāng)對試件進行升溫處理時,鋼管溫度迅速升高,并以熱傳導(dǎo)的方式逐漸向試件截面中心擴散,且隨著受火時間的增加,混凝土的劣化程度加劇,強度逐漸降低,最終導(dǎo)致試件極限承載力降低。

(2)內(nèi)置鋼骨形式

試件SSC3、SSC4、SSC5分別對應(yīng)內(nèi)置十字形鋼骨、工字形鋼骨以及未設(shè)置鋼骨(即鋼管混凝土柱)試件,試件受火時間均為60 min。圖9為以上三組試件的荷載-位移曲線。由圖可知,當(dāng)試件SSC3和SSC4受軸向荷載作用時,鋼管、混凝土以及內(nèi)置鋼骨協(xié)同作用,共同承擔(dān)軸向荷載,且由于內(nèi)置鋼骨的存在,剛度及延性相對于鋼管混凝土短柱要大;由于內(nèi)置鋼骨截面形式不同,試件SSC3和SSC4的極限承載力略有差異。研究發(fā)現(xiàn),在截面中心設(shè)置十字形鋼骨和工字形鋼骨的試件,其極限承載力相對于普通鋼管混凝土柱分別提高了34.8%和12.7%,但不同截面形式的鋼骨對SSC3和SSC4兩組試件的初始剛度影響較小。

圖9 內(nèi)置不同截面形式鋼骨試件荷載-位移曲線Fig.9 Load-displacement curves of the specimens with steel bones of different sections

(3)鋼管壁厚

SSC3、SSC6和SSC7三組試件所對應(yīng)的鋼管壁厚分別為4.5 mm、6 mm、7.5 mm。圖10為不同鋼管壁厚的試件荷載-位移曲線。由圖可知,當(dāng)鋼管壁厚為4.5 mm時,所對應(yīng)試件的極限承載力為1 955 kN,當(dāng)鋼管壁厚分別增加至6 mm、7.5 mm時,其極限承載力分別提高了25.6%、30.1%,且隨著鋼管壁厚的增大,試件剛度及延性也逐漸增加。分析原因主要是由于試件在高溫冷卻后,鋼材強度逐漸恢復(fù),且隨著鋼管壁厚的增加,試件含鋼率增大,從而導(dǎo)致承載力、剛度以及延性也逐漸增大。

圖10 不同鋼管壁厚試件荷載-位移曲線Fig.10 Load-displacement curves of steel tube with different wall thickness

(4)混凝土強度

試件SSC3、SSC8和SSC9所采用的混凝土強度等級依次為C40、C30和C60。圖11為不同混凝土強度等級下試件的荷載-位移曲線。由圖可知,當(dāng)采用C30混凝土?xí)r,試件極限承載力為2 160 kN,當(dāng)采用C40和C60混凝土?xí)r,對應(yīng)試件的極限承載力相對于C30的試件分別提高了7.2%和12.5%,由此可以發(fā)現(xiàn),混凝土強度等級的變化對試件承載力影響較小。分析原因,在對試件進行升溫處理時,混凝土將發(fā)生劣化現(xiàn)象,強度逐漸降低,且隨著溫度升高,劣化程度加劇,降溫冷卻后,混凝土強度基本得不到恢復(fù),部分混凝土退出工作,因此對于經(jīng)歷火災(zāi)后的試件而言,混凝土強度的變化對于承載力影響不大。

圖11 不同混凝土強度等級試件荷載-位移曲線Fig.11 Load-displacement curves of specimen with different strength grade of concrete

3 結(jié) 論

(1)通過建立溫度場模型,從而對典型算例進行熱分析,明確了試件各組分的溫度場分布狀況以及分布規(guī)律。

(2)在有限元驗證的基礎(chǔ)上,對典型試件的破壞形態(tài)進行了分析,通過研究發(fā)現(xiàn),是否內(nèi)置鋼骨對試件變形形態(tài)具有一定影響,內(nèi)置鋼骨的試件在破壞時表現(xiàn)為在中部附近區(qū)域出現(xiàn)雙波型鼓曲,而對于普通鋼管混凝土短柱,主要表現(xiàn)為跨中部位發(fā)生鼓曲;受火時間的變化僅對試件變形程度有影響。

(3)通過參數(shù)分析發(fā)現(xiàn),隨著受火時間的增加,試件劣化程度加劇;內(nèi)置鋼骨能有效提高試件的承載力、剛度及延性,隨著配骨指標的增加,試件承載力影響較大,但對于剛度影響較小。增加鋼管壁厚使得試件含鋼率增加,鋼管壁厚為6 mm和7.5 mm的試件極限承載力相對于厚度為4.5 mm的試件分別提高了25.6%和30.1%。改變混凝土強度等級對試件極限承載力影響較小。