基于FDS的真實火災(zāi)下鋼管約束鋼筋混凝土柱抗火性能

楊冬冬, 萬鵬程, 王 琨, 王燁淳

(揚州大學(xué)建筑科學(xué)與工程學(xué)院, 江蘇 揚州 225127)

鋼管約束鋼筋混凝土(steel tubed reinforced concrete, STRC)柱是一種新型高性能組合構(gòu)件, 由薄壁鋼管和鋼筋混凝土組成, 具有承載力高、延性好、抗震性能優(yōu)越和施工方便等優(yōu)點[1], 被廣泛應(yīng)用于國內(nèi)高層建筑和大跨場館．由于STRC柱的鋼管外露, 抗火性能是該類構(gòu)件設(shè)計中的關(guān)鍵問題．已有學(xué)者對圓形、方形和矩形STRC柱在ISO 834系列標準火災(zāi)條件下的抗火性能展開了試驗研究和理論分析[2-5], 提出了耐火極限和防火保護設(shè)計方法．真實火災(zāi)下, 結(jié)構(gòu)的溫度分布和力學(xué)性能與標準火災(zāi)場景存在較大差異[6-7], 基于標準火災(zāi)條件進行STRC柱的抗火設(shè)計可能不滿足安全需求或過于保守, 因而, 開展真實火災(zāi)場景下STRC柱的抗火性能研究具有重要的現(xiàn)實意義．采用火災(zāi)動力學(xué)模擬(fire dynamics simulator, FDS)軟件可獲取不同真實火災(zāi)場景下的升溫曲線進行柱構(gòu)件的抗火性能研究．如段進濤等[8]采用FDS分析了真實火災(zāi)下鋼結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能, 建議進行鋼構(gòu)件穩(wěn)定分析時考慮熱膨脹引起的溫度內(nèi)力; 樊華等[9]對比了ISO 834標準火災(zāi)條件與基于FDS的真實火災(zāi)條件下鋼管混凝土柱的耐火性能, 結(jié)果表明真實火災(zāi)下構(gòu)件耐火極限較大; 崔志強等[10]認為火災(zāi)升溫速率越慢, 鋼管混凝土組合柱在真實火災(zāi)中的抗火性能越好．

本文擬選取宿舍和教室作為火災(zāi)場景, 采用FDS獲取相對真實的室內(nèi)升溫曲線, 通過Abaqus軟件開展真實火災(zāi)場景下圓形STRC柱的溫度場和耐火極限有限元分析, 揭示真實火災(zāi)對構(gòu)件抗火性能的影響, 提出STRC柱的抗火設(shè)計建議．

1 基于FDS的真實火災(zāi)曲線

1.1 FDS模型構(gòu)建

宿舍和教室均為人流密集、財物集中的公共場所, 防火安全設(shè)計格外重要．本文選取宿舍與教室兩處典型場所, 采用FDS建立如圖1所示的火災(zāi)場景模型．宿舍長寬高分別為6.6, 3.6, 3.0 m, 通風(fēng)口為一扇門(2.4 m×0.9 m)和兩扇窗(1.3 m×1.2 m), 燃燒物為四張上床下桌的組合書桌(長1.9 m, 寬0.9 m, 桌高0.8 m, 床高1.9 m)．教室長寬高分別為6.8, 6.0, 3.0 m, 通風(fēng)口為兩扇門(2.2 m×0.8 m)和四扇窗(1.2 m×1.1 m), 燃燒物包括講臺(1.3 m×0.4 m×1.3 m)和四排課桌椅(0.7 m×0.5 m×0.9 m)．參考文獻[9,11]的數(shù)據(jù), 燃燒物熱釋放速率取1 500 kW·m-2, 其他火災(zāi)參數(shù)取FDS數(shù)據(jù)庫內(nèi)的推薦數(shù)值．

圖1 宿舍(a)和教室(b)火災(zāi)場景示意Fig.1 Illustration of dormitory(a) and classroom(b) fire scenarios

1.2 真實火災(zāi)曲線生成

宿舍和教室共設(shè)置6種工況和燃燒模式, 如表1所示．火災(zāi)場景設(shè)置27個熱電偶, 平均分布于如圖1所示的模型中高0.1, 1.5, 2.9 m的3個Oxy平面上, 分別命名為平面1～3．宿舍場景中熱電偶沿x軸間距3.2 m、沿y軸間距1.7 m分布; 教室場景中熱電偶沿x軸間距2.9 m、沿y軸間距3.4 m分布, 邊緣距墻0.1 m．以平面1熱電偶編號為例: 宿舍或教室場景中遠離原點沿x方向依次為a1～c1, 近原點沿x方向依次為d1～f1, 中間沿x方向依次為g1～i1．

表1 火災(zāi)工況及其燃燒模式

采用FDS計算得到各火災(zāi)場景下不同平面處的溫度-時間曲線, 以如圖2所示的宿舍Ⅱ結(jié)果為例, 圖2結(jié)果表明: 真實火災(zāi)下,不同平面處測點的溫度均呈現(xiàn)較為復(fù)雜的發(fā)展趨勢, 存在明顯的上下浮動．火災(zāi)發(fā)生初期, 可燃物開始燃燒釋放大量熱量, 導(dǎo)致室內(nèi)溫度迅速升高; 火災(zāi)后期, 由于可燃物類型較為單一, 且數(shù)量相對有限, 熱量釋放進入相對穩(wěn)定階段,環(huán)境溫度逐漸趨于平緩．由于室內(nèi)熱煙氣整體向上流動, 平面1～3的溫度分布規(guī)律明顯不同, 平面高度越低,不同測點間的溫度差異越顯著．平面1中, 遠離火源的f1測點平穩(wěn)段溫度最低, 僅約200 ℃, 而位于宿舍中心的h1測點的溫度則高達700 ℃．對于離地最高的平面3, 各測點的平穩(wěn)段溫度較為均勻, 在450～650 ℃之間變化．

圖2 宿舍Ⅱ工況下不同平面處的溫度-時間曲線Fig.2 Temperature-time curves at different planes in Dormitory Ⅱ scenario

本文6種工況下的火災(zāi)溫度最高測點分別為h2,a2,a2,b3,i1,i1, 以上測點的溫度-時間曲線如圖3所示．由圖3可見, 由于真實火災(zāi)中可燃物數(shù)量和氧氣含量等相對有限,在3 h的火災(zāi)全過程中, 其最高溫度低于相同升溫時刻ISO 834標準火災(zāi)的溫度．除教室Ⅱ中選用的i1測點因距離起火位置較遠,前期升溫速率較低外, 真實火災(zāi)在初始階段的升溫速率和溫度均高于標準火災(zāi)．由于教室Ⅰ場景選用的溫度測點b3靠近燃燒物且位于離地最高的平面3,其在升溫30 min內(nèi)的溫度基本都高于標準火災(zāi),可能對耐火極限較小的STRC柱耐火性能的影響較大．

圖3 真實火災(zāi)場景與ISO 834標準場景下的溫度-時間曲線對比Fig.3 Comparison of temperature-time curves between real fire scenarios and ISO 834 fire condition

2 有限元模型建立及驗證

采用Abaqus中順序熱力耦合方法建立STRC柱溫度場和耐火極限模型, 二者網(wǎng)格劃分一致, 由于幾何結(jié)構(gòu)和載荷等具有對稱性, 故采用1/4模型進行分析．高溫下混凝土的熱工參數(shù)、熱膨脹系數(shù)、應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系等參考文獻[12]的取值, 鋼管和鋼筋的熱膨脹系數(shù)和應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)則采用EC3模型[13]．溫度場模型中鋼管表面對流系數(shù)取25 W·(m2·K)-1, 綜合輻射系數(shù)取0.7, 鋼管與混凝土間的接觸熱阻取0.01 m2·K·W-1, 鋼筋與相應(yīng)位置混凝土節(jié)點綁定, 混凝土、鋼管和鋼筋分別采用DC3D8、DS4和DC1D2單元．耐火極限模型中混凝土與鋼管采用面-面接觸, 切向為庫倫摩擦, 摩擦因數(shù)取0.3, 法向為硬接觸, 鋼筋內(nèi)置于混凝土, 對稱面設(shè)置對稱邊界, 柱頂混凝土設(shè)置為剛性面, 邊界條件和軸向載荷施加在參考點, 僅允許單向轉(zhuǎn)動和軸向平動, 采用1/1 000柱長的一階屈曲模態(tài)作為初始缺陷．混凝土、鋼管和鋼筋的單元類型分別為C3D8R、S4R和T3D2．通過12個STRC柱的截面溫度、軸向位移、側(cè)向位移、破壞模式和耐火極限等試驗數(shù)據(jù)對本文建立的模型進行了驗證[2-5], 該模型可用于真實火災(zāi)下STRC柱的抗火性能分析．

3 抗火性能分析與討論

選取直徑200 mm、長細比30、配筋率3.56%、含鋼率3.36%、混凝土強度等級C50、鋼管牌號Q355、鋼筋牌號HRB400的STRC柱為典型算例, 計算真實火災(zāi)下構(gòu)件的溫度分布、軸向位移、側(cè)向位移和耐火極限, 然后分析各主要參數(shù)對真實火災(zāi)下STRC柱耐火極限的影響規(guī)律．對于真實火災(zāi)場景和標準火災(zāi)場景, 均取STRC柱的軸向變形達到0.01L(L為柱長, mm)或變形速率達到每分鐘0.003L的升溫時間為耐火極限[2-5]．

3.1 溫度場分析

圖4為不同火災(zāi)場景下鋼管、鋼筋以及混凝土表面的溫度-時間曲線．由圖4可見, 真實火災(zāi)下鋼管溫度的變化規(guī)律與環(huán)境溫度曲線類似, 存在明顯上下波動, 升溫20 min內(nèi), 除宿舍Ⅱ和教室Ⅱ外, 真實火災(zāi)下的鋼管溫度較標準火災(zāi)結(jié)果高; 真實火災(zāi)下混凝土和鋼筋的溫度均隨時間平穩(wěn)升高, 且一般較標準火災(zāi)下升溫更慢．

圖4 真實火災(zāi)下鋼管(a)、鋼筋(b)和混凝土(c)的溫度時間曲線Fig.4 Temperature-time curves of steel tube(a), rebar(b) and concrete(c) under real fire

工況條件從左至右依次為ISO 834,宿舍Ⅰ,宿舍Ⅱ,宿舍Ⅲ,教室Ⅰ,教室Ⅱ,教室Ⅲ.圖5 不同升溫時刻構(gòu)件截面溫度分布Fig.5 Temperature distributions of STRC column section at different heating times

圖5為升溫10 min和90 min時不同火災(zāi)場景下構(gòu)件的截面溫度場．由圖5可見: 真實火災(zāi)和標準火災(zāi)下構(gòu)件截面溫度分布規(guī)律類似, 升溫初期, 整體溫度均較低, 隨時間增長, 內(nèi)部低溫區(qū)域占比逐漸減小．相同升溫時刻, 不同火災(zāi)場景下構(gòu)件截面溫度及溫度梯度存在顯著差異．升溫10 min時, 所有火災(zāi)場景中教室I的溫度梯度最大且其外鋼管溫度最高, 達688 ℃(如圖4(a)), 對應(yīng)的鋼管高溫屈服強度折減系數(shù)為26%, 而宿舍Ⅱ和教室Ⅱ場景下的鋼管溫度均低于400 ℃,其屈服強度未發(fā)生折減; 升溫90 min時, 真實火災(zāi)場景下的鋼管溫度與標準火災(zāi)的計算結(jié)果相比均更低, 但教室I場景下混凝土的最低溫度為352 ℃, 高于標準火災(zāi)的相應(yīng)結(jié)果326 ℃(如圖4(c))．

3.2 變形行為分析

圖6為各真實火災(zāi)場景下STRC柱的柱頂軸向位移-時間曲線和跨中側(cè)向位移-時間曲線．圖6中構(gòu)件耐火極限設(shè)為STRC柱軸向變形速率超過4.5 mm·min-1時對應(yīng)的升溫時刻, 而柱構(gòu)件一級耐火等級對應(yīng)耐火極限為180 min, 故圖6及后文中均僅給出構(gòu)件破壞時間在180 min內(nèi)的計算結(jié)果．由圖6可見, 真實火災(zāi)下, 不同載荷比的STRC柱的破壞模式類似, 均因軸向變形速率超過規(guī)范限值而整體失穩(wěn)．相同升溫時間內(nèi), 柱頂軸向位移和跨中側(cè)向位移及其相應(yīng)的變化速率均隨載荷比增大而明顯增大．當載荷比為0.3和0.5時, 真實火災(zāi)下構(gòu)件的軸向位移和側(cè)向位移一般小于標準火災(zāi)的結(jié)果, 這是因為當升溫時間相對較長時, 真實火災(zāi)下構(gòu)件的截面溫度一般較標準火災(zāi)場景低(如圖4所示)．而當載荷比為0.7時, 除教室Ⅱ場景外,真實火災(zāi)下構(gòu)件的高溫變形均較標準火災(zāi)下的結(jié)果大, 這是因為此時構(gòu)件破壞對應(yīng)的升溫時間較短, 小于20 min, 相同升溫時刻真實火災(zāi)場景下構(gòu)件的截面溫度更高．

圖6 真實火災(zāi)下軸向位移時間和側(cè)向位移時間曲線Fig.6 Axial displacement-time and lateral displacement-time curves under real fire

圖6數(shù)據(jù)顯示, STRC柱的耐火極限隨載荷比增大而減小, 這是因為火災(zāi)下構(gòu)件的承載力隨溫度升高逐漸降低, 當其降低到與柱頂軸壓載荷相等時, 構(gòu)件達到耐火極限, 而載荷比越大, 施加在柱頂?shù)妮S向載荷越大, 構(gòu)件越早失效破壞[3,4,14]．真實火災(zāi)的溫度在升溫30 min內(nèi)一般高于標準火災(zāi), 而在升溫后期則均低于標準火災(zāi)(如圖3所示)．載荷比為0.7的工況下, 構(gòu)件破壞時對應(yīng)升溫時間較短, 因此真實火災(zāi)場景下的耐火極限一般較標準火災(zāi)結(jié)果更低; 而對于載荷比為0.3和0.5的工況, 構(gòu)件破壞時的升溫時間相對較長, 此時真實火災(zāi)下構(gòu)件溫度較低, 因此構(gòu)件耐火極限較標準火災(zāi)場景更高．

3.3 關(guān)鍵參數(shù)影響分析

已有研究表明, 載荷比、長細比和截面尺寸是影響STRC柱抗火性能的主要參數(shù)[2,4,14], 故本文重點分析上述參數(shù)在真實火災(zāi)下對圓STRC柱耐火極限的影響．截面直徑為200 mm, 長細比分別為30,45和60的構(gòu)件在不同載荷比下的耐火極限如圖7所示．由圖7可見: 載荷比較大時, 真實火災(zāi)下與標準火災(zāi)下構(gòu)件耐火極限相差較小; 而載荷比為0.3時, 除教室Ⅰ工況外, 真實火災(zāi)的耐火極限明顯大于標準火災(zāi)．這是由于真實火災(zāi)溫度在后期趨于平緩, 因此構(gòu)件耐火極限隨載荷比降低而增大的幅度較標準火災(zāi)工況更大．長細比為45時, 宿舍Ⅰ和標準火災(zāi)場景下, 載荷比由0.5減為0.3,耐火極限分別增大291%和206%．此外,教室I的空氣溫度在火災(zāi)工況中最高,且在升溫30 min內(nèi)均高于標準火災(zāi), 因此該工況下耐火極限較低．圖7還表明, 長細比越小, 真實火災(zāi)下構(gòu)件的耐火極限相對較大, 載荷比對耐火極限的不利影響越顯著．以教室Ⅲ場景為例, 長細比為60的工況下,載荷比由0.5增為0.7,耐火極限由25.4 min減小為2.4 min, 降低90.6%;而長細比為30時, 載荷比由0.5增為0.7, 耐火極限由150.1 min減小為3.4 min,降低97.8%．

圖7 載荷比對真實火災(zāi)下STRC柱耐火極限影響Fig.7 Influences of load ratio on the fire resistance of STRC columns under real fire

圖8為載荷比分別為0.3, 0.5, 0.7時長細比對STRC柱耐火極限的影響．圖中未顯示的數(shù)據(jù)點皆因其耐火極限超過180 min．由圖8可見, 長細比越大, 耐火極限越小, 這是因為長細比越大, 二階效應(yīng)對構(gòu)件抗火性能的不利影響越顯著．以教室Ⅲ場景為例, 載荷比為0.5時, 長細比由30增大到45、60時,構(gòu)件耐火極限由150 min分別降為72.4 min和27.9 min, 降幅分別為51.7%和81.4%．圖8還表明, 載荷比越小, 長細比對耐火極限的不利影響越明顯．以教室Ⅰ場景為例, 載荷比為0.3時, 長細比由30增大為60,構(gòu)件耐火極限由113.5 min減小至36.8 min, 降低67.6%; 而當載荷比為0.7時,同等條件下耐火極限由1.67 min減為1.27 min,降低23.9%．

圖8 長細比對真實火災(zāi)下STRC柱耐火極限影響Fig.8 Influences of slenderness ratio on the fire resistance of STRC columns under real fire

圖9為載荷比不同時截面直徑對STRC柱耐火極限的影響, 圖中未顯示載荷比為0.3及0.5時耐火極限超過180 min的計算結(jié)果．圖9顯示: 真實火災(zāi)下構(gòu)件耐火極限隨構(gòu)件截面直徑增大而增大, 這是因為構(gòu)件截面直徑越大, 混凝土的吸熱效應(yīng)越明顯, 截面整體溫度越低．載荷比越小, 增大截面直徑對提高耐火極限的有利作用越明顯．以教室Ⅰ場景為例, 載荷比為0.5時,截面直徑由200 mm增大到1 000 mm, 構(gòu)件耐火極限增大225%; 而載荷比為0.7時,耐火極限增幅僅為118%．

圖9 截面直徑對真實火災(zāi)下STRC柱耐火極限影響Fig.9 Influences of cross-sectional diameter on the fire resistance of STRC columns under real fire

3.4 耐火極限對比

對比圖7～9中計算得到的真實火災(zāi)和標準火災(zāi)下構(gòu)件的耐火極限可得, 6種火災(zāi)工況下的構(gòu)件耐火極限與其標準火災(zāi)耐火極限的比值平均值分別為0.93, 1.42, 0.93, 0.69, 1.99, 1.66, 總比值平均值為1.23, 結(jié)果說明構(gòu)件在真實火災(zāi)下具有更好的抗火性能．在真實火災(zāi)下構(gòu)件耐火性能較差的少數(shù)情況發(fā)生在載荷較大、截面直徑較小或長細比較大的工況中, 約占總算例數(shù)量的43.1%,此時構(gòu)件耐火極限小于30 min, 真實火災(zāi)在相應(yīng)升溫時間內(nèi)的溫度較標準火災(zāi)更高(如圖3所示)．而在工程范圍內(nèi),如耐火極限超過60 min后, 真實火災(zāi)下構(gòu)件耐火極限一般大于標準火災(zāi)的結(jié)果．因此,在本文選取的火災(zāi)工況和參數(shù)范圍內(nèi),可出于安全考慮采用標準火災(zāi)進行STRC柱抗火設(shè)計．

為了進一步對比真實火災(zāi)和標準火災(zāi)條件下的耐火極限, 基于等效爆火時間的概念, 采用面積等效法[15], 將真實火災(zāi)下構(gòu)件耐火極限轉(zhuǎn)換為標準火災(zāi)下的等效耐火極限, 結(jié)果見表2．比較圖7～9以及表2結(jié)果可知, 在真實火災(zāi)下計算耐火極限小于20 min的情況中(約占總算例的41.5%), 等效耐火極限較計算耐火極限大, 二者比值平均值為1.35; 在真實火災(zāi)的計算耐火極限大于20 min的情況中(約占總算例的58.5%), 等效耐火極限較計算耐火極限小, 二者比值平均值為0.79．為了進一步對比等效耐火極限與標準火災(zāi)耐火極限, 計算6種火災(zāi)工況下的等效耐火極限與其標準火災(zāi)耐火極限的比值平均值, 結(jié)果分別為0.91, 1.20, 0.92, 0.76, 1.29, 1.29,總比值平均值為1.05．耐火極限大于30 min時,等效耐火極限一般高于標準火災(zāi)耐火極限,可出于安全考慮按標準火災(zāi)基于等效爆火時間進行抗火設(shè)計,而耐火極限小于30 min時,真實火災(zāi)下的等效耐火極限更低,建議采用真實火災(zāi)進行結(jié)構(gòu)抗火設(shè)計．

表2 真實火災(zāi)下STRC柱的等效耐火極限

4 結(jié)論

本文基于FDS獲取了相對真實的火災(zāi)升溫曲線, 開展了圓形STRC柱的抗火性能有限元分析, 得到以下結(jié)論: 1) 真實火災(zāi)在升溫初期的升溫速率和溫度一般均高于ISO 834標準火災(zāi), 但升溫后期存在溫度平緩段, 且溫度低于標準火災(zāi); 2) 真實火災(zāi)下圓形STRC柱的溫度分布、變形行為和破壞失效等與標準火災(zāi)下結(jié)果類似, 構(gòu)件耐火極限均與載荷比和長細比成反比, 與截面直徑成正比; 3) 本文參數(shù)范圍內(nèi), 單物體燃燒、引燃和共燃對應(yīng)的6種真實火災(zāi)工況下, STRC柱的耐火極限與標準火災(zāi)下耐火極限的比值平均值分別為0.93,1.42,0.93,0.69,1.99,1.66, 而基于面積等效法得到的等效爆火時間與標準火災(zāi)耐火極限的比值平均值分別為0.91,1.20,0.92,0.76,1.29,1.29; 4) 不同真實火災(zāi)場景下構(gòu)件的耐火極限存在較大差異, 工程實踐中, 尤其是耐火極限小于30 min工況下, 建議采用真實火災(zāi)曲線進行STRC柱的抗火設(shè)計, 在工程常見耐火極限范圍內(nèi), 當有可靠依據(jù)時, 可采用標準火災(zāi)曲線基于等效爆火時間進行構(gòu)件抗火性能設(shè)計．

本文研究可為真實火災(zāi)工況下STRC結(jié)構(gòu)的耐火驗算、防火保護以及性能化抗火設(shè)計提供一定參考．今后還應(yīng)建立不同火荷載、通風(fēng)因子、墻面材料等參數(shù)下的真實火災(zāi)模型, 對真實火災(zāi)下STRC柱抗火性能進行系統(tǒng)深入分析．