鋼管混凝土組合柱耐火性能對比分析

王衛(wèi)華, 魯亞彪, 左帥, 張智勇, 高獻(xiàn)

(1. 華僑大學(xué) 土木工程學(xué)院, 福建 廈門 361021;2. 華僑大學(xué) 廈門市抗火綜合防災(zāi)工程技術(shù)研究中心, 福建 廈門 361021;3. 恒超建工集團(tuán)有限公司, 福建 廈門 361111;4. 國網(wǎng)福建省電力有限公司經(jīng)濟(jì)技術(shù)研究院, 福建 福州 350013)

方鋼管混凝土柱截面剛度大、無需支模,應(yīng)用較廣泛.韓林海[1]分析方鋼管混凝土柱在常溫下、火災(zāi)下(后)等的力學(xué)性能.復(fù)式鋼管混凝土柱(在方鋼管內(nèi)配置圓鋼管)既可以較好地發(fā)揮圓鋼管的約束效應(yīng),又能提高延性、耐火性能和抗沖擊性能[2].內(nèi)嵌十字型鋼鋼管混凝土柱可以提高承載力和抗震性能,史艷莉等[3]分析內(nèi)嵌十字型鋼鋼管混凝土柱在常溫下的力學(xué)性能.劉艷芝等[4]研究火災(zāi)下外鋼管(不銹鋼)的力學(xué)性能.以上研究主要集中在軸壓、偏壓和抗震性能方面[5],而多腔鋼管混凝土柱(通過隔板將大尺寸矩形、多邊形等截面分割成多個內(nèi)腔)耐火性能的研究尚未報道.

鋼管混凝土組合承載力高、延性好、抗火性能好,適合應(yīng)用于高層、橋梁等廠房柱中,在工程實(shí)踐中發(fā)展前景良好.王衛(wèi)華等[2]發(fā)現(xiàn)復(fù)式鋼管混凝土短柱耐火極限比普通鋼管混凝土柱提高2倍以上,火災(zāi)下大部分荷載由內(nèi)部圓鋼管混凝土截面承擔(dān).程衛(wèi)紅等[6]發(fā)現(xiàn)多腔異形鋼管混凝土短柱軸壓承載力計算公式可采用矩形鋼管混凝土柱的軸壓承載力計算公式.艾心熒等[7]對天津117座大廈主體結(jié)構(gòu)的多腔體異形鋼管混凝土巨型柱進(jìn)行了足尺溫度場試驗.文獻(xiàn)[8-10]提出雙(圓)鋼管混凝土軸壓柱耐火極限的簡化計算方法和抗火設(shè)計建議.基于此,本文對比分析鋼管混凝土組合柱耐火性能.

1 有限元模型的建立

1.1 鋼管混凝土組合柱

鋼管混凝土組合柱截面形式和受火示意圖,如圖1所示.圖1中:CF截面為方鋼管混凝土柱截面;CS截面為復(fù)式鋼管混凝土柱截面;SR截面為內(nèi)嵌十字型鋼鋼管混凝土柱截面;MC截面為4腔鋼管混凝土柱.各鋼管混凝土組合柱的截面的鋼質(zhì)量分?jǐn)?shù)均為10.8%.采用非線性有限元軟件ABAQUS建立Heat transfer傳熱學(xué)模型,4面均勻受火,受火曲線采用文獻(xiàn)[11]的火災(zāi)升溫曲線.

(a) 截面形式 (b) 受火示意圖

鋼管混凝土組合柱參數(shù),如表1所示.表1中:R為火災(zāi)荷載比;Pu為極限承載力.

表1 鋼管混凝土組合柱參數(shù)

1.2 鋼管和混凝土的熱工參數(shù)

鋼管和混凝土高溫下選用Lie[12]推薦的熱工性能參數(shù);柱外表面未采用防火保護(hù)措施,與火場直接接觸(第3類邊界條件);對流傳熱系數(shù)為25 W·(m2·K)-1;輻射傳熱系數(shù)為0.7;不考慮鋼管與混凝土之間的接觸熱阻,接觸采用 tie 綁定;模型單元采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分方法;Heat transfer傳熱學(xué)模型中核心混凝土選用DC3D8單元;內(nèi)、外鋼管選用DS4單元.

1.3 熱力-耦合有限元模型

鋼管和混凝土在常溫和高溫下均采用韓林海[1]建議的本構(gòu)模型,混凝土和鋼管分別采用C3D8R單元和S4R單元,蓋板采用Rigid body進(jìn)行模擬,鋼管與混凝土之間的接觸關(guān)系采用庫倫摩擦模型,硬接觸采用增廣拉格朗日方法進(jìn)行法向設(shè)置,接觸面允許分離.根據(jù)韓林海[1]建議,切向摩擦系數(shù)取為0.6.在試件的兩端設(shè)置參考點(diǎn)A和B,并將上、下端面分別耦合在點(diǎn)A和B上.點(diǎn)A約束除UR1,U3以外的其他自由度;點(diǎn)B約束除UR1以外的其他自由度,并在點(diǎn)A施加恒定軸力.

1.4 模型驗證

對韓林海[1]研究的鋼管混凝土柱進(jìn)行模擬計算,位移-時間模擬值與韓林海[1]試驗值對比,如圖2所示.圖2中:δ為位移;L為試件邊長;D為試件直徑;h為鋼管厚度.由圖2可知:構(gòu)件的耐火極限試驗值與模擬值分別相差1,1,4,3 min,結(jié)果吻合較好.

(a) D×h=478 mm×8.00 mm (b) D×h=150 mm×4.60 mm

對呂學(xué)濤等[13]研究的方鋼管混凝土柱試件S1(外鋼管)進(jìn)行模擬;對張玉琢等[14]研究的方中空夾層鋼管混凝土短柱試件SS進(jìn)行模擬計算.位移-時間模擬值與試驗值對比[13-14],如圖3所示.圖3中:試件S1截面尺寸(L×h)為300 mm×5.8 mm;試件SS外方鋼管截面尺寸(L×h)為400 mm×6.0 mm;內(nèi)方鋼管截面尺寸(L×h)為160 mm×3.0 mm.

由圖3(a)可知:模擬得到位移-時間曲線與試驗曲線整體趨勢相似,試件S1的耐火極限時間的試驗值與模擬值相差1 min,結(jié)果吻合較好.

(a) 試件S1 (b) 試件SS

由圖3(b)可知:模擬得到位移-時間曲線與試驗曲線整體趨勢相似,試件SS的耐火極限時間的試驗值與模擬值相差4 min,結(jié)果吻合較好.

對葉文杰[15]研究的內(nèi)置高強(qiáng)鋼管的圓鋼管混凝土柱中試件T7-Y345-a40和T7-Y690-a40進(jìn)行模擬計算,位移-時間模擬值與葉文杰[15]試驗值對比,如圖4所示.由圖4可知:模擬得到構(gòu)件的耐火極限時間的試驗值與模擬值分別相差1,6 min,結(jié)果吻合較好.

(a) 試件T7-Y345-a40 (b) 試件T7-Y690-a40

對張偉[16]研究的復(fù)式鋼管混凝土柱試件C2進(jìn)行模擬計算,模擬值與張偉[16]試驗值對比,如圖5所示.圖5中:L×D×h1×h2=400 mm×260 mm×4 mm×8 mm.由圖5可知:模擬得到的破壞云圖與試驗破壞形態(tài)一致,且模擬得到的復(fù)式鋼管混凝土柱在火災(zāi)下的位移-時間曲線數(shù)據(jù)與實(shí)驗數(shù)據(jù)僅相差2 min,結(jié)果吻合較好.耐火極限時間模擬值與試驗值對比,如圖6所示.圖6中:tc為耐火極限時間模擬值;tt為耐火極限時間試驗值.由圖6可知:耐火極限時間模擬值與試驗值偏差均在10%以內(nèi).

(a) 破壞形態(tài)對比 (b) 位移-時間曲線

2 溫度場分析

2.1 溫度場云圖

在受火時長th=180 min(?；饡r刻)下,鋼管混凝土組合柱截面溫度場分布云圖,如圖7所示.

(a) CF截面 (b) CS截面 (c) SR截面 (d) MC截面

由圖7(a)可知:CF截面外邊緣等溫線與截面形狀近似,大致呈不規(guī)則的方形,CF截面外邊緣等溫線隨受火時間的增加,方形的棱角呈現(xiàn)出一定的弧度,內(nèi)部方形越來越不規(guī)則.由圖7(b)可知:隨構(gòu)件截面向內(nèi)深入,CS截面外等溫線逐漸近似圓形,圓鋼管內(nèi)等溫線形成一個個同心圓.由圖7(c)可知:SR截面以外等溫圈仍均呈不規(guī)則的方形,由于鋼管的導(dǎo)熱性大于混凝土,SR截面以內(nèi)等溫圈呈不規(guī)則圓形.由圖7(d)可知:MC截面外表面靠近高溫氣流,溫度梯度較大,MC截面隨構(gòu)件截面向內(nèi)深入,溫度差變化減小,腔體部分混凝土溫度略高于其他部分,隨著受火時間的增加,MC截面的溫度場差異愈發(fā)明顯,腔體內(nèi)等溫線呈花瓣狀,溫度梯度變化增大.

由圖7可知:當(dāng)受火時長th=180 min(?；饡r刻)時,CF截面的方鋼管壁厚(15 mm)大于其他3種內(nèi)嵌型鋼(鋼管)方鋼管壁厚(10 mm),CF截面中鋼管的最外層溫度為1 100 ℃,略低于其他3種內(nèi)嵌型鋼(鋼管)的最外層溫度(1 102 ℃);由于內(nèi)嵌型鋼(鋼管)溫度梯度隨著構(gòu)件向內(nèi)深入變化,平緩程度不同,MC截面溫度梯度變化最大,CS截面溫度梯度變化最小.

2.2 溫度-時間曲線

鋼管混凝土組合柱的中部截面3個測點(diǎn)到外鋼管的距離分別為d1=0 mm,d2=100 mm,d3=300 mm,測點(diǎn)位置,如圖8所示.

(a) CF截面 (b) CS截面 (c) SR截面 (d) MC截面

4類截面(圖8)在th=180 min時的溫度-時間曲線,如圖9所示.由圖9可知:沿測點(diǎn)1,2,3方向,隨著深度d的增加,4種截面的溫度依次遞減,溫度梯度變化較大;由于混凝土的比熱容在600 ℃左右時激增,測點(diǎn)1在約600 ℃時存在升溫變緩的現(xiàn)象.

(a) CF截面 (b) CS 截面

3個測點(diǎn)的溫度-時間曲線對比,如圖10所示.圖10中:CF,SR的方鋼管厚度分別為15,10 mm.

(a) d1=0 mm (b) d2=100 mm (c) d3=300 mm

由圖10(a)可知:對于測點(diǎn)1,CF截面溫度小于SR截面,CS截面,在75 min左右溫度差值達(dá)到最大值171 ℃,此后,溫度差值不斷減小,直到趨于一致,這說明方鋼管厚度主要影響火災(zāi)中前期混凝土外表面溫度.

由圖10(b)可知:由于方鋼管及外圍混凝土的保護(hù)作用,SR截面和CS截面在th=180 min時,測點(diǎn)2的溫度分別為191 ℃和194 ℃,說明在傳熱過程中,十字型鋼和圓鋼管內(nèi)部區(qū)域的溫度均較低,其力學(xué)性能接近常溫下的鋼材力學(xué)性能;而MC截面的測點(diǎn)2溫度為463 ℃,這是因為鋼材的導(dǎo)熱性大于混凝土,熱量沿鋼板向混凝土內(nèi)部快速傳遞.

由圖10(c)可知:各截面的測點(diǎn)3溫度皆存在先略微下降、再回升的過程.

3 耐火極限

3.1 試件軸向變形

鋼管混凝土組合柱受火方式為4面均勻受火,受火曲線為ISO-834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線,試件兩端鉸接.當(dāng)火災(zāi)荷載比R分別為0.3,0.4,0.6時,不同試件的軸向變形曲線,如圖11所示.

(a) R=0.3 (b) R=0.4 (c) R=0.6

由圖11(a)可知:在受火10 min后,CF截面的軸向膨脹達(dá)到峰值,此后,隨著鋼管和混凝土高溫劣化,CF截面的軸向位移由膨脹轉(zhuǎn)為壓縮;由于內(nèi)置鋼管、CS截面、SR截面和MC截面的軸向壓縮發(fā)展較為緩慢,其中,CS截面和SR截面的耐火極限時間均超過了300 min.

由圖11(b)可知:當(dāng)火災(zāi)荷載比R=0.4時,CS截面、SR截面和MC截面在受火初期,外鋼管受熱發(fā)生膨脹,而內(nèi)部鋼管的溫度尚未升高,試件軸向變形受到內(nèi)部配置的鋼管拉結(jié)作用,故柱頂蓋板的軸向膨脹位移小于CF截面;當(dāng)火災(zāi)荷載R>0.4時,外鋼管的承載力不足以頂起柱的軸向荷載,鋼管混凝土組合柱的軸向膨脹幅度均變得不明顯.

由圖11可知如下3點(diǎn)結(jié)論.

1) CS截面、SR截面和MC截面整體變化趨勢(3個階段)相似,受火初期存在軸向位移膨脹階段;隨著內(nèi)部溫度的升高,軸向位移緩慢壓縮;最后,當(dāng)內(nèi)部混凝土和鋼管無法承擔(dān)外荷載,軸向位移呈現(xiàn)急速下降.

2) CF截面變化趨勢存在兩個階段,在受火初期,CF截面軸向位移保持在外鋼管膨脹與荷載壓縮之間,待溫度熱量傳遞到混凝土內(nèi)部后,材性發(fā)生高溫劣化,承載力降低,CF截面軸向位移在很短時間內(nèi)急速增加,達(dá)到耐火極限.

3) 當(dāng)火災(zāi)荷載比R=0.4,且CS截面的徑寬比為0.7時,CS截面耐火極限時間相對于CF截面可提升110.90%;SR截面在徑寬比為0.7時,SR截面耐火極限時間相對于CF截面可以提升43.75%,相對于MC截面可提升35.90%.

當(dāng)鋼管混凝土柱的壓縮變形或變形速率達(dá)到了ISO-834-1[11]規(guī)定時,即認(rèn)為鋼管混凝土柱破壞并達(dá)到了耐火極限時間[12].

3.2 耐火極限時間-荷載比曲線

不同截面形式鋼管混凝土組合柱的耐火極限-荷載比曲線,如圖12所示.圖12中:tR為耐火極限時間.由圖12可知:在階段Ⅰ,即低荷載比(R<0.4)作用下,內(nèi)嵌型鋼(鋼管)可以顯著提高柱體的耐火極限時間,可以使得耐火極限時間提升110%以上,因此,在合理搭配圓鋼管直徑與壁厚的情況下,內(nèi)嵌型鋼(鋼管)可大幅度提高普通方鋼管混凝土柱的耐火極限時間;而SR截面和MC截面在荷載比R=0.4時,耐火極限時間也可提升35%以上;在階段Ⅲ,即高荷載比(R>0.8)時,內(nèi)嵌型鋼(鋼管)對鋼管混凝土組合柱耐火極限時間的提升不明顯.

圖12 不同截面形狀鋼管混凝土組合柱的耐火極限-荷載比曲線

3.3 截面內(nèi)力重分布

火災(zāi)荷載比R=0.4時,受火過程試件的荷載分配比例,如圖13所示.圖13中:β為荷載分配比;試件S2為內(nèi)鋼管;試件C1為外層混凝土;試件C2為內(nèi)層混凝土.

(a) CF截面 (b) CS截面

當(dāng)常溫加載結(jié)束時,CF截面中試件S1,C1分別承擔(dān)外荷載的54.9%,45.4%;受火14 min時,試件S1膨脹變形達(dá)到最大,開始轉(zhuǎn)為軸向壓縮,此時,試件S1承擔(dān)外荷載的97%,試件C1承擔(dān)外荷載的3.0%;受火35 min時,CF截面的軸向位移為零,此時,試件S1承擔(dān)外荷載的58.8%,試件C1承擔(dān)外荷載的41.2%;達(dá)到耐火極限時,試件S1,C1分別承擔(dān)外荷載的33.0%,67.0%(圖13(a)).

受火0～8 min時,CS截面在持荷階段膨脹,試件S1由于受熱產(chǎn)生豎直向上膨脹,內(nèi)部混凝土截面升溫緩慢,軸向膨脹較小,試件S1承擔(dān)的荷載大幅度上升,夾層混凝土的隔熱性能好,試件C2的溫度幾乎未上升;受火8～9 min時,試件S1軸向膨脹達(dá)最大,由軸向膨脹階段轉(zhuǎn)變?yōu)檩S向壓縮;受火9～31 min時,CS截面隨試件S1的溫度升高、鋼材性能劣化,試件S1承擔(dān)荷載的比例逐漸下降,試件C1受熱后產(chǎn)生膨脹,承擔(dān)的荷載比例開始增大,試件S2,C2承擔(dān)荷載比例先基本持平,當(dāng)構(gòu)件壓縮到一定程度后,試件C2承擔(dān)的荷載比例逐漸增大;受火31 min時,軸向壓縮與受熱膨脹量相等,CS截面的軸向位移為零;受火31～83 min時,CS截面進(jìn)入承載力持續(xù)下降階段,試件C1在66 min左右進(jìn)入持平階段,隨著試件S1承載力持續(xù)減低,試件S2和C2承擔(dān)荷載比例逐漸增大;在受火83 min時,夾層混凝土發(fā)生破壞,試件S2,C2承擔(dān)的荷載迅速增大,直至CS截面的承載力無法維持軸壓荷載而達(dá)到耐火極限(圖13(b))．

常溫結(jié)束時,SR截面的S1,C1和S2分別承擔(dān)外荷載的比例為36.0%,47.0%和17.0%;受火9 min時,試件S1膨脹變形達(dá)到最大,SR截面軸向位移由膨脹轉(zhuǎn)為壓縮,試件S1,C1和S2分別承擔(dān)外荷載的71.0%,21.0%,8.0%;受火26 min時,試件S1受熱膨脹量與荷載作用的壓縮量基本相等,試件S1,C1和S2分別承擔(dān)外荷載的比例為28.2%,46.6%和25.2%;在達(dá)到耐火極限時間時,試件S1,C1和S2分別承擔(dān)外荷載的3.1%,56.3%和40.6%(圖13(c)).

當(dāng)常溫結(jié)束時,MC截面中的試件S1,C1,S2分別承擔(dān)外荷載的37.3%,18.4%,44.3%;受火約10 min時,試件S1膨脹變形達(dá)到最大,之后,試件S1由膨脹轉(zhuǎn)為壓縮,試件S1,C1和S2分別承擔(dān)外荷載的67.5%,10.2%和22.3%;受火65 min時,MC截面受熱膨脹量與荷載作用下的壓縮量基本相等,試件S1,C1和S2分別承擔(dān)外荷載的23.6%,30.9%和45.5%;達(dá)到耐火極限時間時,試件S1,C1和S2分別承擔(dān)外荷載的比例為8.3%,35.5%和56.2%(圖13(d)).

4 結(jié)論

1) CF截面、CS截面、SR截面和MC截面的火災(zāi)下力學(xué)性能數(shù)值模型可靠,溫度場和耐火極限模擬值與試驗值吻合較好.

2) CF截面溫度場等溫線形狀與截面形狀相似,呈現(xiàn)出由規(guī)則方形到不規(guī)則的方形轉(zhuǎn)化的趨勢;CS截面接近內(nèi)置圓鋼管外混凝土等溫線趨向于圓形,圓鋼管內(nèi)混凝土等溫線呈同心圓形;MC截面隨構(gòu)件截面向內(nèi)深入,溫度差變化減小,腔體部分混凝土溫度略高于其他部分,隨著受火時間的增加,MC截面的溫度場差異愈發(fā)明顯,腔體內(nèi)等溫線呈花瓣狀,溫度梯度變化增大;SR截面與4腔方形溫度場相似.

3) 當(dāng)R<0.4時,內(nèi)嵌鋼管可以顯著提高柱體的耐火極限,在合理搭配圓鋼管直徑與壁厚的情況下,內(nèi)嵌圓鋼管可大幅提升方鋼管混凝土柱的耐火極限;SR截面和MC截面的耐火極限也可提升35%以上;隨著荷載比R的增加,提高作用逐漸減弱,當(dāng)R>0.8時,內(nèi)嵌鋼管對火災(zāi)下鋼管混凝土組合柱耐火極限的提升作用不明顯.

4) 當(dāng)R=0.4時,MC截面與CF截面相似,受火階段貢獻(xiàn)最大的是外鋼管,混凝土次之;而CS截面在受火階段,試件S1貢獻(xiàn)最大、試件C1次之,試件C2,S2最少;在受火后期,試件C2,S2的貢獻(xiàn)逐漸增加;在受火階段SR截面的混凝土貢獻(xiàn)最大,方鋼管次之,內(nèi)嵌鋼管最少.