高強鋼管混凝土的耐火極限

劉 曉, 賀海陽, 楊 佳, 回彥川,2, 王 杰

(1. 沈陽大學 a. 建筑工程學院, b. 沈陽市民用建筑智慧防災減災重點實驗室, 遼寧 沈陽 110044;2. 武漢大學 土木建筑工程學院, 湖北 武漢 430072)

高強鋼一般指屈服強度超過460 MPa的鋼材,在鋼管混凝土的基礎上改變鋼材強度就成了高強鋼管混凝土。鋼管混凝土(concrete-filled steel tube, CFST)構件是指在鋼管中填充混凝土而形成的組合構件。按截面形式的不同可以分為矩形截面、圓形截面和多邊形截面鋼管混凝士結構,其中圓形截面和矩形截面鋼管混凝士結構應用較為廣泛[1]。火災下,鋼材的材料性質會隨著表面溫度的不斷升高而逐漸劣化,而核心混凝土一方面可以吸收來自外鋼管的熱量使其升溫滯后,另一方面可以承擔外鋼管卸載下來的載荷。當鋼管混凝土柱承受的載荷相同時,采用高強鋼管比采用普通鋼管更能提高耐火極限。

國內外的專家學者對鋼管混凝土均勻受火的耐火極限進行了一系列的研究:李坤等[2]對影響鋼管混凝土柱耐火極限的各項參數(shù)進行了分析;侯景軍[3]建立了軸心受壓鋼管混凝土柱有限元模型,并分析了柱的長度、鋼材屈服強度、柱截面尺寸等參數(shù)對構件耐火極限的影響;宋天詣等[4]對不同組合結構的耐火極限研究成果進行了歸納,并進行了深層次的研究和展望;王志濱等[5]研究了異形鋼管混凝土柱的耐火極限,同時分析了截面形狀、保護層厚度和保護層種類等參數(shù)對耐火極限的影響。

本文利用ABAQUS有限元軟件對高強鋼管混凝土的耐火極限進行模擬,分析混凝土強度、鋼材屈服強度、載荷比和外鋼管壁厚等對火災下高強鋼管混凝土耐火性能的影響。

1 有限元模型建立

采用相繼熱力耦合的方法,運用ABAQUS軟件建立高強鋼管混凝土構件的有限元分析模型。先對鋼管和核心混凝土選擇合適的熱工參數(shù),建立正確的溫度場模型,再選擇高溫下鋼材和混凝土的本構關系,最后將溫度場得到的節(jié)點溫度導入到力場模型的預定義場中進行耐火極限的計算。

1.1 溫度場建立

本文致力于研究火災下高強鋼管混凝土的耐火極限,首先需要建立溫度場模型,通過比對國內外學者關于溫度場的研究,最終選擇Lie等[6]提出的溫度場熱工模型來建立溫度場?；馂哪Ｐ瓦x取ISO-834標準升溫曲線。

建模時核心混凝土和蓋板采用實體單元,外鋼管采用殼體單元,殼體厚度用9個辛普森積分點提高計算的準確性。高強鋼管混凝土柱網(wǎng)格劃分如圖1(b)～圖1(d)所示,分析步設為熱傳遞,鋼管外表面考慮熱對流和熱輻射,參考歐洲規(guī)范的建議,受火面對流換熱系數(shù)為25 W·(m2·k)-1;綜合輻射系數(shù)為0.5;玻爾茲曼常數(shù)為5.67×10-8W·(m2·k4)-1; 鋼管與混凝土之間采用綁定約束,鋼管與端板采用殼與實體單元接觸[7]。鋼管采用4節(jié)點殼單元, 混凝土和蓋板采用8節(jié)點實體單元。

在預定義場中

整個模型選擇初始溫度為20 ℃,溫度場中熱輻射和熱對流的布置參考圖1(a)。

1.2 應力場建立

應力場模型可以先把溫度場復制后進行修改,這里面的核心步驟是把溫度場輸出的文件導入預定義場中。溫度場的分析步時間要和應力場一致,保證整個受火階段的溫度都要導入,最后通過加載點的位移來計算它的耐火極限。在建立應力場模型時可以參考文獻[8]的設置,即外鋼管和混凝土的相互作用由法線方向的硬接觸和切線方向的庫倫摩擦模型構成,其中摩擦系數(shù)取為0.6較合適。劃分網(wǎng)格要和溫度場模型保持一致,所有的部件單元類型設置為3維應力。

為了讓計算更符合工程實際,選擇合適的應力-應變本構關系模型顯得尤為重要。高強鋼管混凝土柱在火災下的耐火極限計算主要經(jīng)歷常溫和升溫2個階段,下面是2個階段的本構模型。

1) 常溫階段。常溫階段的鋼材本構可以參考韓林海[9]提出的雙折線模型。由于高強鋼材在常溫階段無明顯屈服平臺,因此采用如圖2的應力-應變關系保證此模型具有較好的計算精度。核心混凝土在常溫階段采用韓林海[9]提出的約束混凝土的應力-應變模型(20 ℃),而鋼管與混凝土之間的相互作用關系可以通過約束效應系數(shù)來考慮。

圖2 鋼材的應力應變關系曲線Fig.2 Stress-strain relationship curves of steel

2) 升溫階段。在這一階段,文獻[10]中高溫下的鋼材應力-應變模型效果更為明顯,能夠順利模擬出鋼材在火災下的力學性能。其中鋼材的泊松比基本不隨溫度變化,其值為0.3。升溫階段下的核心混凝土本構模型參考韓林海[9]提出的約束混凝土應力-應變模型。

2 模型驗證

利用ABAQUS對于文獻[11-12]中的試件進行模擬,建立相應的溫度場和耐火極限模型,分別驗證模型的正確性。試件主要參數(shù)如表1,其中:Bo為外鋼管的直徑;to為外鋼管的壁厚;L為柱高;fyo為鋼材的屈服強度;fcu為混凝土立方體抗壓強度;N為施加在試驗構件上的固定載荷;n為載荷比;tr為耐火極限試驗值;t為通過有限元模擬計算得到的耐火極限值。

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

對表1試件C09和SQ01分別進行溫度場分析,圖3是高強鋼管混凝土柱截面形狀的測點,圖3(a)中測點1是鋼管外表面,測點4是混凝土內部中心點,測點2和測點3均勻分布在測點1和測點4之間。圖3(b)中5個測點將鋼管外表面到中心點的距離均勻分成4份。圖4為溫度場試驗測點、曲線與建模計算對比,由圖4可見,用ABAQUS模擬得到的溫度測點-時間曲線與試驗測得的溫度測點-時間曲線比較接近,所以可以用ABAQUS來模擬試件的溫度場。

圖3 高強鋼管混凝土柱截面形狀的測點Fig.3 Point measurement of the cross-sectional shape of high-strength steel pipe concrete column

圖4 溫度場試驗測點曲線與建模計算對比Fig.4 Comparison of the temperature field test point curve with the modeling calculation

對表1中4個試件進行耐火極限建模分析計算,圖5所示為鋼管混凝土柱耐火極限實測結果與模擬結果的對比情況,從中可以看出4個試件都比較吻合,C09前期的膨脹較大,曲線開始下降的時間也比較晚,但是整體來看大體趨勢較為相似。S7和S10前期膨脹得早,后期曲線下降得也早。模擬得到的耐火極限與試驗值二者比值的平均值為1.01,均方差為0.01,可見二者總體上相差不大,所以可以用ABAQUS來模擬試件的耐火極限。

(a) C09(b) SQ01

3 溫度場分析

以1根柱長為1 m的圓形鋼管混凝土柱為例進行溫度場分析,鋼材屈服強度為460 MPa,核心混凝土抗壓強度為30 MPa。外鋼管直徑為200 mm,壁厚為3 mm,升溫時間是180 min。對構件進行截面溫度分析,其中測點1是鋼管外表面,測點3是內部混凝土中心的點,測點2在測點1和測點3中間。根據(jù)圖6可知鋼管混凝土前期溫度升高較快,后期溫度升高逐漸變慢。從位置來看,測點1溫度高于測點2,測點2溫度又高于測點3,可見測點溫度隨著距離鋼管外表面的加大而降低。

圖6 柱截面不同測點的受火時間溫度曲線

圖7為混凝土截面溫度場分布趨勢,由圖7可知,從混凝土外側到中間點溫度先均勻降低后下降速度逐漸變慢,混凝土最高溫度1 088 ℃、最低溫度612 ℃。溫度從外到內逐漸降低,一方面是因為混凝土吸熱,另一方面也受到混凝土中水蒸氣的影響。

圖7 混凝土截面溫度場分布趨勢

4 參數(shù)分析

火災下均勻受火的高強鋼管混凝土柱的耐火極限受鋼材屈服強度fy、混凝土抗壓強度fcu、載荷比n、外鋼管壁厚to等參數(shù)的影響。有限元模型參數(shù)如表2所示。

表2 有限元模型參數(shù)Table 2 Finite element model parameters

4.1 混凝土抗壓強度

對G1、G2、G3等3組模型進行對比分析,來研究不同混凝土抗壓強度對耐火極限的影響。不同混凝土抗壓強度對耐火極限的影響如圖8所示。當載荷比為0.3時,從30 MPa到40 MPa再到50 MPa耐火極限分別增加25%和34%;當載荷比為0.4時,耐火極限分別提高26.1%和29.3%;當載荷比為0.5時,耐火極限分別提高26.4%和23.2%。研究發(fā)現(xiàn),當其他參數(shù)不變而僅改變混凝土強度時,耐火極限數(shù)值呈遞增趨勢,即隨混凝土抗壓強度的不斷增加而增加。一方面,核心混凝土強度變化也會影響極限承載力數(shù)值,即隨核心混凝土強度的提高,常溫下構件的極限承載力數(shù)值分別增加了6.5%和6.4%,可見核心混凝土強度的提高對常溫極限承載力貢獻極小;另一方面,隨著核心混凝土強度的提高,構件可以承受更多鋼管卸載的載荷。因此,通過提高核心混凝土的抗壓強度也可以提高耐火極限,并且效果比較明顯。

圖8 不同混凝土抗壓強度對耐火極限的影響Fig.8 The effect of different concrete compressive strengths on fire resistance limits

4.2 鋼材屈服強度

對G2、G4、G5等3組模型進行對比分析,來研究鋼材屈服強度對耐火極限的影響。不同鋼材屈服強度對耐火極限的影響曲線如圖9所示。研究發(fā)現(xiàn)當只改變鋼材的屈服強度而保持其他參數(shù)不變時,耐火極限數(shù)值呈降低趨勢,即隨鋼材的屈服強度的升高而降低。屈服強度數(shù)值從460 MPa升至590 MPa和690 MPa時:當載荷比為0.3時,耐火極限分別下降了9.5%和10%;當載荷比為0.4時,耐火極限分別下降10.3%、13.5%;當載荷比為0.5時,耐火極限分別下降9.3%、20.5%。分析發(fā)現(xiàn),隨著鋼材屈服強度的增加,高強鋼管混凝土的極限承載力分別增加了16.2%和9.5%。可以看出,鋼材屈服強度對常溫下試件的極限承載力有很大影響。在相同載荷比的火災情況下試件會受到更大的載荷,鋼材屈服強度的增加變相增加了作用在核心混凝土上的載荷。所以鋼材屈服強度與耐火極限成反比,增加鋼材屈服強度反而會降低耐火極限,并且隨著鋼材屈服強度的提高耐火極限的下降趨勢會逐漸變大。

圖9 不同鋼材屈服強度對耐火極限的影響Fig.9 The effect of the yield strength of different steels on the limit of fire resistance

4.3 載荷比

載荷比是火災下高強鋼管混凝土柱受到的恒定載荷與常溫下受到的極限承載力的比值。對G1、G2、G3等3組高強鋼管混凝土模型進行對比分析,不同載荷比對耐火極限的影響如圖10所示。當混凝土抗壓強度為30 MPa,載荷比從0.3到0.4再到0.5時耐火極限分別下降17.8%、26.0%;當混凝土抗壓強度為40 MPa時,載荷比從0.3到0.4再到0.5時耐火極限分別下降17.1%、25.5%;當混凝土抗壓強度為50 MPa時,載荷比從0.3到0.4再到0.5時耐火極限分別下降20.2%、29.3%。研究發(fā)現(xiàn),耐火極限隨載荷比的增加而降低,因為隨著載荷比的增大,作用在受火構件上的載荷也增加,構件達到耐火極限所需的時間減少。

圖10 不同載荷比對耐火極限的影響Fig.10 The effect of different load ratios on the limits of fire resistance

4.4 外鋼管壁厚

對G2、G6、G7等3組高強鋼管混凝土模型進行分析,外鋼管壁厚選用3 mm、5 mm、8 mm等3種,不同外鋼管壁厚對耐火極限的影響曲線如圖11所示。外鋼管壁厚從3 mm到5 mm再到8 mm時:當載荷比為0.3時,耐火極限分別下降31.4%、6.3%;當載荷比為0.4時,耐火極限分別下降41.3%、62.5%;當載荷比為0.5時,耐火極限分別下降58.1%、11.1%。

圖11 不同外鋼管壁厚下的耐火極限Fig.11 The limit of fire resistance under different outer steel pipe wall thicknesses

5 結 論

建立了高強鋼管混凝土耐火極限有限元模型,對比試驗結果驗證了該模型的正確性。得到結論如下:

1) 耐火極限數(shù)值會隨核心混凝土抗壓強度的不斷增大而增大。核心混凝土抗壓強度的增加對常溫下試件的極限承載力影響不大,但對耐火極限有顯著影響;

2) 耐火極限與鋼材屈服強度成反比,增加鋼材屈服強度反而會降低耐火極限;

3) 耐火性能隨載荷比的增大而大幅度降低,由此表明載荷比是影響高強鋼管混凝土柱耐火性能的主要參數(shù);

4) 在同一載荷下,高強鋼管混凝土在耐火極限方面要優(yōu)于普通鋼管混凝土。