新型輕鋼復合墻體震后抗火數(shù)值仿真研究

仝玉奎，陳 星，鄭 飛，李 炎

(中建中環(huán)生態(tài)環(huán)?？萍加邢薰?，江蘇 蘇州 215000)

1 概述

輕鋼建筑是一種綠色環(huán)保的節(jié)能建筑，抗火性能薄弱是阻礙其推廣應用的主要問題之一[1-2]。與試驗研究相比，數(shù)值仿真研究方法可以顯著降低研究成本，進行多參數(shù)分析，并且具有普遍適用性。因此，國內(nèi)外學者對輕鋼龍骨復合墻體的抗火性能進行了大量的數(shù)值模擬仿真研究[3-5]。Alfawakhiri將組合墻體耐火問題簡化為非均勻升溫情況下的單立柱屈曲問題，推導并編制了相應計算分析程序，其數(shù)值分析結(jié)果在側(cè)向變形及耐火時間估計方面與其三片組合墻體耐火試驗結(jié)果符合較好。陳文文等[6]提出墻體簡化模型，設(shè)置柱間彈簧來模擬抗火試驗中鋼立柱受到的軸向膨脹約束作用，并且分析了立柱受火翼緣溫度升溫速率和豎向荷載比率對墻體側(cè)向外變形的影響。然而針對輕鋼復合墻體的震后抗火性能進行的數(shù)值仿真研究仍是一片空白。本文在陳文文等的計算模型基礎(chǔ)上提出了新的墻體簡化模型。以陳偉等[7-8]完成的新型輕鋼復合墻體震后抗火性能為基準，考察了荷載水平和樓蓋約束對墻體抗火性能的影響，給出新型輕鋼復合墻體的層間位移角-荷載比-耐火極限三維曲面圖，為該類墻體的抗火設(shè)計提供依據(jù)。

2 簡化計算模型

2.1 邊界條件介紹

陳偉等于國內(nèi)外率先開展了新型輕鋼復合墻體震后抗火試驗研究，本文以其中的四片墻體試件為基準進行數(shù)值仿真研究計算，試件橫截面如圖1所示，各試件試驗概況如表1所示。其中試件S1，S3鋼蒙皮布置在受火側(cè)，試件S2，S4將鋼帶布置在受火側(cè)。通過設(shè)置側(cè)向彈簧約束的方式來模擬墻板對鋼立柱的約束作用。將試驗所獲得的鋼立柱的溫升曲線作為溫度荷載施加到立柱模型上，以此來為鋼立柱提供火災下的真實溫度場，計算模型均采用5 cm×5 cm的S4R殼單元。

表1 試件S1～S4試驗概況

在鋼立柱熱、冷翼緣表面設(shè)置側(cè)向彈簧約束的方式來模擬覆面板材對鋼立柱的約束作用，側(cè)向彈簧約束布置如圖2所示。立柱計算模型兩端分別設(shè)為底部端點和頂部加載點。本文通過在立柱加載端點與底部端點之間設(shè)置單向只拉彈簧的方式來模擬大剛度樓蓋對鋼立柱的軸向膨脹約束作用。單向只拉彈簧的軸向收縮剛度取為0，即不限制其收縮變形，軸向拉伸剛度ks取值如下所述。

未施加外荷載的立柱受火屈曲前變形如圖3所示，L為立柱高度;ΔLT為T℃時立柱自由膨脹量。膨脹力ΔP、彈簧軸向拉伸剛度ks及立柱在T℃時的剛度kc,T滿足：

(1)

由式(1)可得：

(2)

ks=μkc,T

(3)

(4)

其中，ET為鋼材T℃時彈性模量；A為立柱截面面積；ΔL1為立柱因邊界條件限制產(chǎn)生的回縮值；ΔL2為柱間彈簧的軸向變形值。

2.2 參數(shù)設(shè)置

鋼立柱鋼材等級為G550(常溫屈服強度為550 MPa，泊松比為0.3，密度為7 680 kg/m3)，材料屬性由G550鋼高溫材性試驗獲得[9](見表2，圖4)。由于ABAQUS中需要輸入材料的真實應力及對數(shù)塑性應變關(guān)系，因此需將名義應力和名義應變按照式(4)轉(zhuǎn)換為真實應力和對數(shù)塑性應變。

(5)

其中，σeng為名義應力；εeng為名義應變；σture為真實應力；εture為對數(shù)塑性應變；E為彈性模量。

表2 熱物理參數(shù)

鋼立柱為C89卷邊槽鋼構(gòu)件，幾何尺寸如圖5(a)所示。本文在進行熱力耦合數(shù)值分析過程中考慮了溫度沿鋼立柱高度方向的不均勻分布，具體方式為：沿鋼立柱高度方向進行三等分，由上到下分別設(shè)為上部(Top)、中部(Mid)和下部(Bottom)三部分(見圖5(b))，然后將前期試驗所獲得的鋼立柱不同高度的溫升曲線作為溫度荷載按對應位置施加到鋼立柱上。鋼立柱橫截面的溫度分布情況如圖5(c)所示。

2.3 初始缺陷

低周往復荷載作用導致ALC-玻特板覆面復合墻體鋼立柱底部出現(xiàn)局部屈曲，改變了墻體的破壞模式，進而對墻體的耐火性能產(chǎn)生不利影響。因此，本文先對單根鋼立柱計算模型進行屈曲分析，然后將屈曲分析得到的位移變形作為初始缺陷賦予鋼立柱之后再進行熱力耦合分析，從而模擬地震作用對墻體產(chǎn)生的損傷。圖6，圖7分別為鋼立柱在軸向荷載作用s和底部水平荷載作用下產(chǎn)生的屈曲模態(tài)，本文將立柱在軸向荷載下產(chǎn)生的一階屈曲模態(tài)(如圖6所示)作為無損傷墻體(S1，S2)計算模型的初始缺陷，缺陷影響系數(shù)為0.9，將立柱在距底端300 mm 高度處的水平荷載作用下產(chǎn)生的前兩階屈曲模態(tài)(如圖7所示)作為震損墻體計算模型的初始缺陷，缺陷影響系數(shù)取0.9。

3 模型有效性驗證分析

3.1 耐火極限對比

表3對比了各個墻體試件耐火極限的模擬值與試驗值，其中，試件S4由于試驗中爐內(nèi)存在大量水汽，因此試驗測得的耐火極限偏低，誤差分析中不考慮該試件。誤差計算方法是：將模擬值與試驗值的差值的絕對值除以試驗值?？梢妷w耐火極限的模擬值略低于試驗值，二者誤差的均值為7.5%，說明墻體簡化計算模型的計算結(jié)果偏于安全，有利于復合墻體的抗火設(shè)計。

表3 耐火極限模擬值和試驗值對比表

3.2 破壞模式對比

在進行熱力耦合數(shù)值計算分析時，將鋼立柱計算模型進入塑性的區(qū)域作為鋼立柱的破壞位置。立柱進入塑性的判斷標準為：鋼立柱的Mises應力值達到鋼材的高溫屈服應力，例如，試件S2耐火極限的模擬計算值為162 min，由試驗研究可知，鋼立柱上部區(qū)域熱翼緣溫度為474 ℃(高溫屈服應力254 MPa)，冷翼緣溫度為350 ℃(高溫屈服應力415 MPa)。由圖8可知，模擬結(jié)果中立柱上部區(qū)域熱翼緣Mises應力達到鋼材的高溫屈服應力，說明該區(qū)域進入塑性屈服階段。

圖8對比了代表性墻體試件S2，S3破壞模式的試驗和數(shù)值計算結(jié)果。無震試件S2破壞模式是鋼立柱上部熱翼緣及其相鄰腹板發(fā)生局部屈曲，進而引起立柱整體向背火側(cè)彎曲破壞(Lhot-web-F)。出現(xiàn)該破壞模式的主要原因：1)火災環(huán)境下，受熱氣流向上運動影響，墻體上部溫度較高；2)鋼立柱熱翼緣溫度較高，材性出現(xiàn)顯著下降；3)端部靠近加載點，存在應力集中現(xiàn)象。震損試件S3的破壞模式是鋼立柱底部腹板率先出現(xiàn)壓曲，進而引起的全截面壓屈破壞(見圖9)。出現(xiàn)該破壞模式的主要原因：1)在3.0%層間位移角的低周往復荷載作用下，試件S3無法完全恢復至初始位置，導致在火災試驗加載過程中出現(xiàn)明顯的面內(nèi)偏心；2)地震作用下鋼立柱底部出現(xiàn)明顯的局部屈曲。

通過將試件S2，S3破壞模式的試驗和數(shù)值計算結(jié)果進行對比可知：數(shù)值仿真模型與試驗模型的破壞模式一致。

綜上所述，本文所建立的簡化計算模型計算結(jié)果與試驗具有相似的破壞模式和耐火極限，數(shù)值模型比較合理，模擬結(jié)果可信。

4 討論

4.1 荷載比率對墻體抗火性能的影響

采用不同荷載比率對上述4片墻體模型進行數(shù)值計算，表4給出了不同荷載比率下各墻體試件耐火極限的計算結(jié)果。圖10給出了墻體的層間位移角-荷載比率-耐火極限的三維關(guān)系曲面圖，其中，ALC-SS-CS-CFSW代表受火側(cè)布置鋼蒙皮的墻體(對應試件S1，S3)；ALC-SB-CS-CFSW代表受火側(cè)布置鋼帶的墻體(對應試件S2，S4)。

表4 不同荷載比率下墻體的耐火極限

由模擬結(jié)果可知，墻體的抗火極限隨著荷載水平的提高而降低，對4片墻體耐火極限進行統(tǒng)計分析可知，0.9荷載比下墻體的耐火極限較0.1荷載比率下平均下降53.5%。這是因為火災環(huán)境下，鋼立柱的材性隨著溫度升高而逐漸降低[9]，進而導致墻體的高溫承載力逐漸降低，最終墻體出現(xiàn)結(jié)構(gòu)失效。

此外，通過數(shù)值仿真研究發(fā)現(xiàn)，在荷載比率不小于0.7的情況下，無損傷墻體的破壞模式發(fā)生改變。以試件S2為例，當荷載比率小于0.7時，試件S2鋼立柱破壞模式如圖8所示，即鋼立柱上部熱翼緣及其相鄰腹板發(fā)生局部屈曲，進而引起立柱整體向背火側(cè)彎曲破壞(Lhot-web-F)，當荷載比率不小于0.7時，試件S2鋼立柱破壞模式如圖11所示，即鋼立柱頂部全截面壓屈破壞(LC)。這是因為，受熱氣流上升影響，墻體頂部附近的溫度相對較高，鋼立柱材性損失較多，同時，鋼立柱頂部附近存在應力集中現(xiàn)象，實際壓應力顯著增大，加之荷載水平較大。最終導致墻體鋼立柱頂部附近出現(xiàn)全截面壓曲破壞。

4.2 樓蓋約束對墻體抗火性能的影響

本文通過設(shè)置單向只拉彈簧的方式來模擬大剛度樓蓋對鋼立柱的軸向膨脹約束作用,式(1)～式(3)給出了單向只拉彈簧拉伸剛度ks的計算方法，可知，單向只拉彈簧的拉伸剛度ks與μ值成正比。因此，本文采用不同的μ值對墻體進行熱力耦合數(shù)值計算，以此來考慮不同樓蓋約束作用對墻體抗火性能的影響。

圖12給出了鋼蒙皮布置受火側(cè)試件S1，S3在不同樓蓋約束作用下的耐火極限折減曲線，其中，μ值等于5代表樓蓋對鋼立柱的約束作用，μ值等于2.5代表樓蓋一半的剛度對鋼立柱產(chǎn)生的約束作用，μ值等于0代表鋼立柱無約束情況；“0.27”代表計算模型荷載比率為0.27；“0.9”代表計算模型荷載比率為0.9。

通過統(tǒng)計分析可知，在荷載比率分別為0.27和0.9的情況下，墻體在樓蓋提供完全軸向膨脹約束(μ=5)的耐火極限較無樓蓋約束(μ=0)時分別平均下降了5.8%和33.3%。由此可見，荷載比率較大的情況下，樓蓋約束作用將顯著降低墻體的抗火性能。這是因為，在火災環(huán)境下，墻體鋼立柱受熱膨脹，樓蓋約束作用將抑制鋼立柱的膨脹變形，轉(zhuǎn)而產(chǎn)生膨脹荷載，進而提高墻體的荷載水平。因此，樓蓋約束作用將顯著降低高荷載水平下墻體的耐火極限。

5 結(jié)論

本文通過立柱簡化計算模型模擬了陳偉等人試驗研究中的ALC-玻特板覆面輕鋼復合墻體的震后抗火試驗，并將模型計算結(jié)果與試驗結(jié)果進行對比驗證其合理性，隨后考察了不同的荷載水平和樓蓋約束作用對墻體抗火性能的影響，得到以下結(jié)論：

1)本文給出了新型ALC-玻特板覆面輕鋼復合墻體的層間位移角-荷載比-耐火極限三維關(guān)系曲面圖，供輕鋼房屋建筑結(jié)構(gòu)的震后抗火設(shè)計使用。2)荷載比率與墻體的耐火極限呈負相關(guān)關(guān)系，0.9荷載比下新型墻體的耐火極限較0.1荷載比下降了53.5%。3)荷載比率較大的情況下，新型輕鋼復合墻體的受火破壞模式發(fā)生改變。荷載比率不小于0.7時，無損傷ALC-玻特板覆面復合墻體的受火破壞模式轉(zhuǎn)變?yōu)閴w頂部附近全截面壓屈破壞。4)在荷載比率較大的情況下，樓蓋約束作用將顯著降低新型輕鋼復合墻體的耐火極限，例如，在荷載比率為0.9的情況下，有樓蓋約束(μ=5)的鋼蒙皮布置在受火側(cè)的ALC-玻特板覆面復合墻體試件S1，S3的耐火極限較無樓蓋軸向膨脹約束(μ=0)時平均下降了33.33%。