王卫华, 鲁亚彪, 左帅, 张智勇, 高献

(1. 华侨大学 土木工程学院, 福建 厦门 361021;2. 华侨大学 厦门市抗火综合防灾工程技术研究中心, 福建 厦门 361021;3. 恒超建工集团有限公司, 福建 厦门 361111;4. 国网福建省电力有限公司经济技术研究院, 福建 福州 350013)

方钢管混凝土柱截面刚度大、无需支模,应用较广泛.韩林海[1]分析方钢管混凝土柱在常温下、火灾下(后)等的力学性能.复式钢管混凝土柱(在方钢管内配置圆钢管)既可以较好地发挥圆钢管的约束效应,又能提高延性、耐火性能和抗冲击性能[2].内嵌十字型钢钢管混凝土柱可以提高承载力和抗震性能,史艳莉等[3]分析内嵌十字型钢钢管混凝土柱在常温下的力学性能.刘艳芝等[4]研究火灾下外钢管(不锈钢)的力学性能.以上研究主要集中在轴压、偏压和抗震性能方面[5],而多腔钢管混凝土柱(通过隔板将大尺寸矩形、多边形等截面分割成多个内腔)耐火性能的研究尚未报道.

钢管混凝土组合承载力高、延性好、抗火性能好,适合应用于高层、桥梁等厂房柱中,在工程实践中发展前景良好.王卫华等[2]发现复式钢管混凝土短柱耐火极限比普通钢管混凝土柱提高2倍以上,火灾下大部分荷载由内部圆钢管混凝土截面承担.程卫红等[6]发现多腔异形钢管混凝土短柱轴压承载力计算公式可采用矩形钢管混凝土柱的轴压承载力计算公式.艾心荧等[7]对天津117座大厦主体结构的多腔体异形钢管混凝土巨型柱进行了足尺温度场试验.文献[8-10]提出双(圆)钢管混凝土轴压柱耐火极限的简化计算方法和抗火设计建议.基于此,本文对比分析钢管混凝土组合柱耐火性能.

1 有限元模型的建立

1.1 钢管混凝土组合柱

钢管混凝土组合柱截面形式和受火示意图,如图1所示.图1中:CF截面为方钢管混凝土柱截面;CS截面为复式钢管混凝土柱截面;SR截面为内嵌十字型钢钢管混凝土柱截面;MC截面为4腔钢管混凝土柱.各钢管混凝土组合柱的截面的钢质量分数均为10.8%.采用非线性有限元软件ABAQUS建立Heat transfer传热学模型,4面均匀受火,受火曲线采用文献[11]的火灾升温曲线.

(a) 截面形式 (b) 受火示意图

钢管混凝土组合柱参数,如表1所示.表1中:R为火灾荷载比;Pu为极限承载力.

表1 钢管混凝土组合柱参数

1.2 钢管和混凝土的热工参数

钢管和混凝土高温下选用Lie[12]推荐的热工性能参数;柱外表面未采用防火保护措施,与火场直接接触(第3类边界条件);对流传热系数为25 W·(m2·K)-1;辐射传热系数为0.7;不考虑钢管与混凝土之间的接触热阻,接触采用 tie 绑定;模型单元采用结构化网格划分方法;Heat transfer传热学模型中核心混凝土选用DC3D8单元;内、外钢管选用DS4单元.

1.3 热力-耦合有限元模型

钢管和混凝土在常温和高温下均采用韩林海[1]建议的本构模型,混凝土和钢管分别采用C3D8R单元和S4R单元,盖板采用Rigid body进行模拟,钢管与混凝土之间的接触关系采用库伦摩擦模型,硬接触采用增广拉格朗日方法进行法向设置,接触面允许分离.根据韩林海[1]建议,切向摩擦系数取为0.6.在试件的两端设置参考点A和B,并将上、下端面分别耦合在点A和B上.点A约束除UR1,U3以外的其他自由度;点B约束除UR1以外的其他自由度,并在点A施加恒定轴力.

1.4 模型验证

对韩林海[1]研究的钢管混凝土柱进行模拟计算,位移-时间模拟值与韩林海[1]试验值对比,如图2所示.图2中:δ为位移;L为试件边长;D为试件直径;h为钢管厚度.由图2可知:构件的耐火极限试验值与模拟值分别相差1,1,4,3 min,结果吻合较好.

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

对吕学涛等[13]研究的方钢管混凝土柱试件S1(外钢管)进行模拟;对张玉琢等[14]研究的方中空夹层钢管混凝土短柱试件SS进行模拟计算.位移-时间模拟值与试验值对比[13-14],如图3所示.图3中:试件S1截面尺寸(L×h)为300 mm×5.8 mm;试件SS外方钢管截面尺寸(L×h)为400 mm×6.0 mm;内方钢管截面尺寸(L×h)为160 mm×3.0 mm.

由图3(a)可知:模拟得到位移-时间曲线与试验曲线整体趋势相似,试件S1的耐火极限时间的试验值与模拟值相差1 min,结果吻合较好.

(a) 试件S1 (b) 试件SS

由图3(b)可知:模拟得到位移-时间曲线与试验曲线整体趋势相似,试件SS的耐火极限时间的试验值与模拟值相差4 min,结果吻合较好.

对叶文杰[15]研究的内置高强钢管的圆钢管混凝土柱中试件T7-Y345-a40和T7-Y690-a40进行模拟计算,位移-时间模拟值与叶文杰[15]试验值对比,如图4所示.由图4可知:模拟得到构件的耐火极限时间的试验值与模拟值分别相差1,6 min,结果吻合较好.

(a) 试件T7-Y345-a40 (b) 试件T7-Y690-a40

对张伟[16]研究的复式钢管混凝土柱试件C2进行模拟计算,模拟值与张伟[16]试验值对比,如图5所示.图5中:L×D×h1×h2=400 mm×260 mm×4 mm×8 mm.由图5可知:模拟得到的破坏云图与试验破坏形态一致,且模拟得到的复式钢管混凝土柱在火灾下的位移-时间曲线数据与实验数据仅相差2 min,结果吻合较好.耐火极限时间模拟值与试验值对比,如图6所示.图6中:tc为耐火极限时间模拟值;tt为耐火极限时间试验值.由图6可知:耐火极限时间模拟值与试验值偏差均在10%以内.

(a) 破坏形态对比 (b) 位移-时间曲线

2 温度场分析

2.1 温度场云图

在受火时长th=180 min(停火时刻)下,钢管混凝土组合柱截面温度场分布云图,如图7所示.

(a) CF截面 (b) CS截面 (c) SR截面 (d) MC截面

由图7(a)可知:CF截面外边缘等温线与截面形状近似,大致呈不规则的方形,CF截面外边缘等温线随受火时间的增加,方形的棱角呈现出一定的弧度,内部方形越来越不规则.由图7(b)可知:随构件截面向内深入,CS截面外等温线逐渐近似圆形,圆钢管内等温线形成一个个同心圆.由图7(c)可知:SR截面以外等温圈仍均呈不规则的方形,由于钢管的导热性大于混凝土,SR截面以内等温圈呈不规则圆形.由图7(d)可知:MC截面外表面靠近高温气流,温度梯度较大,MC截面随构件截面向内深入,温度差变化减小,腔体部分混凝土温度略高于其他部分,随着受火时间的增加,MC截面的温度场差异愈发明显,腔体内等温线呈花瓣状,温度梯度变化增大.

由图7可知:当受火时长th=180 min(停火时刻)时,CF截面的方钢管壁厚(15 mm)大于其他3种内嵌型钢(钢管)方钢管壁厚(10 mm),CF截面中钢管的最外层温度为1 100 ℃,略低于其他3种内嵌型钢(钢管)的最外层温度(1 102 ℃);由于内嵌型钢(钢管)温度梯度随着构件向内深入变化,平缓程度不同,MC截面温度梯度变化最大,CS截面温度梯度变化最小.

2.2 温度-时间曲线

钢管混凝土组合柱的中部截面3个测点到外钢管的距离分别为d1=0 mm,d2=100 mm,d3=300 mm,测点位置,如图8所示.

(a) CF截面 (b) CS截面 (c) SR截面 (d) MC截面

4类截面(图8)在th=180 min时的温度-时间曲线,如图9所示.由图9可知:沿测点1,2,3方向,随着深度d的增加,4种截面的温度依次递减,温度梯度变化较大;由于混凝土的比热容在600 ℃左右时激增,测点1在约600 ℃时存在升温变缓的现象.

(a) CF截面 (b) CS 截面

3个测点的温度-时间曲线对比,如图10所示.图10中:CF,SR的方钢管厚度分别为15,10 mm.

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

由图10(a)可知:对于测点1,CF截面温度小于SR截面,CS截面,在75 min左右温度差值达到最大值171 ℃,此后,温度差值不断减小,直到趋于一致,这说明方钢管厚度主要影响火灾中前期混凝土外表面温度.

由图10(b)可知:由于方钢管及外围混凝土的保护作用,SR截面和CS截面在th=180 min时,测点2的温度分别为191 ℃和194 ℃,说明在传热过程中,十字型钢和圆钢管内部区域的温度均较低,其力学性能接近常温下的钢材力学性能;而MC截面的测点2温度为463 ℃,这是因为钢材的导热性大于混凝土,热量沿钢板向混凝土内部快速传递.

由图10(c)可知:各截面的测点3温度皆存在先略微下降、再回升的过程.

3 耐火极限

3.1 试件轴向变形

钢管混凝土组合柱受火方式为4面均匀受火,受火曲线为ISO-834标准升温曲线,试件两端铰接.当火灾荷载比R分别为0.3,0.4,0.6时,不同试件的轴向变形曲线,如图11所示.

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

由图11(a)可知:在受火10 min后,CF截面的轴向膨胀达到峰值,此后,随着钢管和混凝土高温劣化,CF截面的轴向位移由膨胀转为压缩;由于内置钢管、CS截面、SR截面和MC截面的轴向压缩发展较为缓慢,其中,CS截面和SR截面的耐火极限时间均超过了300 min.

由图11(b)可知:当火灾荷载比R=0.4时,CS截面、SR截面和MC截面在受火初期,外钢管受热发生膨胀,而内部钢管的温度尚未升高,试件轴向变形受到内部配置的钢管拉结作用,故柱顶盖板的轴向膨胀位移小于CF截面;当火灾荷载R>0.4时,外钢管的承载力不足以顶起柱的轴向荷载,钢管混凝土组合柱的轴向膨胀幅度均变得不明显.

由图11可知如下3点结论.

1) CS截面、SR截面和MC截面整体变化趋势(3个阶段)相似,受火初期存在轴向位移膨胀阶段;随着内部温度的升高,轴向位移缓慢压缩;最后,当内部混凝土和钢管无法承担外荷载,轴向位移呈现急速下降.

2) CF截面变化趋势存在两个阶段,在受火初期,CF截面轴向位移保持在外钢管膨胀与荷载压缩之间,待温度热量传递到混凝土内部后,材性发生高温劣化,承载力降低,CF截面轴向位移在很短时间内急速增加,达到耐火极限.

3) 当火灾荷载比R=0.4,且CS截面的径宽比为0.7时,CS截面耐火极限时间相对于CF截面可提升110.90%;SR截面在径宽比为0.7时,SR截面耐火极限时间相对于CF截面可以提升43.75%,相对于MC截面可提升35.90%.

当钢管混凝土柱的压缩变形或变形速率达到了ISO-834-1[11]规定时,即认为钢管混凝土柱破坏并达到了耐火极限时间[12].

3.2 耐火极限时间-荷载比曲线

不同截面形式钢管混凝土组合柱的耐火极限-荷载比曲线,如图12所示.图12中:tR为耐火极限时间.由图12可知:在阶段Ⅰ,即低荷载比(R<0.4)作用下,内嵌型钢(钢管)可以显著提高柱体的耐火极限时间,可以使得耐火极限时间提升110%以上,因此,在合理搭配圆钢管直径与壁厚的情况下,内嵌型钢(钢管)可大幅度提高普通方钢管混凝土柱的耐火极限时间;而SR截面和MC截面在荷载比R=0.4时,耐火极限时间也可提升35%以上;在阶段Ⅲ,即高荷载比(R>0.8)时,内嵌型钢(钢管)对钢管混凝土组合柱耐火极限时间的提升不明显.

图12 不同截面形状钢管混凝土组合柱的耐火极限-荷载比曲线

3.3 截面内力重分布

火灾荷载比R=0.4时,受火过程试件的荷载分配比例,如图13所示.图13中:β为荷载分配比;试件S2为内钢管;试件C1为外层混凝土;试件C2为内层混凝土.

(a) CF截面 (b) CS截面

当常温加载结束时,CF截面中试件S1,C1分别承担外荷载的54.9%,45.4%;受火14 min时,试件S1膨胀变形达到最大,开始转为轴向压缩,此时,试件S1承担外荷载的97%,试件C1承担外荷载的3.0%;受火35 min时,CF截面的轴向位移为零,此时,试件S1承担外荷载的58.8%,试件C1承担外荷载的41.2%;达到耐火极限时,试件S1,C1分别承担外荷载的33.0%,67.0%(图13(a)).

受火0～8 min时,CS截面在持荷阶段膨胀,试件S1由于受热产生竖直向上膨胀,内部混凝土截面升温缓慢,轴向膨胀较小,试件S1承担的荷载大幅度上升,夹层混凝土的隔热性能好,试件C2的温度几乎未上升;受火8～9 min时,试件S1轴向膨胀达最大,由轴向膨胀阶段转变为轴向压缩;受火9～31 min时,CS截面随试件S1的温度升高、钢材性能劣化,试件S1承担荷载的比例逐渐下降,试件C1受热后产生膨胀,承担的荷载比例开始增大,试件S2,C2承担荷载比例先基本持平,当构件压缩到一定程度后,试件C2承担的荷载比例逐渐增大;受火31 min时,轴向压缩与受热膨胀量相等,CS截面的轴向位移为零;受火31～83 min时,CS截面进入承载力持续下降阶段,试件C1在66 min左右进入持平阶段,随着试件S1承载力持续减低,试件S2和C2承担荷载比例逐渐增大;在受火83 min时,夹层混凝土发生破坏,试件S2,C2承担的荷载迅速增大,直至CS截面的承载力无法维持轴压荷载而达到耐火极限(图13(b))．

常温结束时,SR截面的S1,C1和S2分别承担外荷载的比例为36.0%,47.0%和17.0%;受火9 min时,试件S1膨胀变形达到最大,SR截面轴向位移由膨胀转为压缩,试件S1,C1和S2分别承担外荷载的71.0%,21.0%,8.0%;受火26 min时,试件S1受热膨胀量与荷载作用的压缩量基本相等,试件S1,C1和S2分别承担外荷载的比例为28.2%,46.6%和25.2%;在达到耐火极限时间时,试件S1,C1和S2分别承担外荷载的3.1%,56.3%和40.6%(图13(c)).

当常温结束时,MC截面中的试件S1,C1,S2分别承担外荷载的37.3%,18.4%,44.3%;受火约10 min时,试件S1膨胀变形达到最大,之后,试件S1由膨胀转为压缩,试件S1,C1和S2分别承担外荷载的67.5%,10.2%和22.3%;受火65 min时,MC截面受热膨胀量与荷载作用下的压缩量基本相等,试件S1,C1和S2分别承担外荷载的23.6%,30.9%和45.5%;达到耐火极限时间时,试件S1,C1和S2分别承担外荷载的比例为8.3%,35.5%和56.2%(图13(d)).

4 结论

1) CF截面、CS截面、SR截面和MC截面的火灾下力学性能数值模型可靠,温度场和耐火极限模拟值与试验值吻合较好.

2) CF截面温度场等温线形状与截面形状相似,呈现出由规则方形到不规则的方形转化的趋势;CS截面接近内置圆钢管外混凝土等温线趋向于圆形,圆钢管内混凝土等温线呈同心圆形;MC截面随构件截面向内深入,温度差变化减小,腔体部分混凝土温度略高于其他部分,随着受火时间的增加,MC截面的温度场差异愈发明显,腔体内等温线呈花瓣状,温度梯度变化增大;SR截面与4腔方形温度场相似.

3) 当R<0.4时,内嵌钢管可以显著提高柱体的耐火极限,在合理搭配圆钢管直径与壁厚的情况下,内嵌圆钢管可大幅提升方钢管混凝土柱的耐火极限;SR截面和MC截面的耐火极限也可提升35%以上;随着荷载比R的增加,提高作用逐渐减弱,当R>0.8时,内嵌钢管对火灾下钢管混凝土组合柱耐火极限的提升作用不明显.

4) 当R=0.4时,MC截面与CF截面相似,受火阶段贡献最大的是外钢管,混凝土次之;而CS截面在受火阶段,试件S1贡献最大、试件C1次之,试件C2,S2最少;在受火后期,试件C2,S2的贡献逐渐增加;在受火阶段SR截面的混凝土贡献最大,方钢管次之,内嵌钢管最少.