毛小勇，李麗麗，高偉華，徐悅軍

(蘇州科技學院 江蘇省結(jié)構(gòu)工程重點實驗室，江蘇 蘇州 215011)

由于具有承載力高、剛度大、抗震性能好等優(yōu)點，近年來型鋼混凝土(SRC)柱在多、高層建筑中的運用日益廣泛.作為支撐結(jié)構(gòu)的“骨架”，其耐火能力是設計中必須考慮的一個問題.研究表明，由于鋼材高溫性能劣化及混凝土的爆裂等因素，導致型鋼混凝土柱的耐火性能比預期的要差［1］，因此有必要對型鋼混凝土柱的耐火性能進行深入研究.

對四面受火SRC柱，國內(nèi)外學者已進行了一些試驗研究、理論分析和設計方法研究.主要成果包括：四面受火型鋼混凝土柱的耐火性能試驗結(jié)果為業(yè)內(nèi)提供了重要的實驗數(shù)據(jù)［2-4］;計算型鋼混凝土柱火災下極限承載力的簡化計算公式［5］;計算型鋼混凝土截面溫度分布的剩余面積法［6］;型鋼混凝土柱耐火極限設計曲線或表格［8］.這些均為型鋼混凝土柱的抗火設計提供了參考.

相對而言，對非四面受火的情況(1、2、3面受火)，國內(nèi)外還鮮有報道.實際上當火災發(fā)生時，結(jié)構(gòu)中的柱可能處于1、2、3、4面各種不同的受火情況［9］.受火邊界不同將導致柱的耐火性能存在差異.因此，有必要對非四面均勻受火情況下SRC柱的耐火性能和設計方法進行深入研究.

為解決上述實際問題，本文進行了2根小偏心荷載作用下三面受火(受拉側(cè)不受火)SRC柱耐火極限試驗，觀察了試件破壞過程，獲得了截面溫度場分布、變形－時間關(guān)系曲線、耐火極限等數(shù)據(jù)，并探討了有關(guān)規(guī)律和發(fā)生機理.

1 試件設計與制作

2根試件的編號分別為FR3S35和FR3S37，編號中：“FR”代表耐火極限，“3S”代表三面受火，最后兩位樹字分別代表偏心率和荷載比.試件截面、荷載比、偏心率等信息詳見表1.試件長3 810 mm，長細比為30(按照 2L/B 計算［4-5］，L為柱有效長度，B為截面高度)，截面含鋼率4.33%.

表1 截面參數(shù)及耐火極限Table 1 Summary of test parameters and fire resistance results on SRC columns

型鋼采用Q345鋼材，通過標準材料拉伸試驗［10］獲得的材料物理參數(shù)見表2.

表2 型鋼力學性能參數(shù)Table 2 Mechanical properties of profile steel

柱四角配有4根直徑16 mm的縱筋，柱截面配筋率1.16%.箍筋直徑8 mm，間距120 mm，在柱端600 mm范圍內(nèi)加密為間距60 mm，縱筋和箍筋均采用HRB335鋼筋.

采用C30商品混凝土，每立方米混凝土用料為:水泥400 kg，水168 kg，砂567 kg，石1 261 kg，外加劑4 kg.混凝土28 d和120 d實測強度分別為40、42 MPa.試驗時混凝土實測含水量為5.79%.

圖1 試件立面及加工詳圖Fig.1 Elevation and details of SRC columns

試件立面及詳圖見圖1，試件制作過程如下：

將型鋼按所需下料長度切割，進行端部打磨;焊接柱一側(cè)的端板;綁軋鋼筋網(wǎng)架，縱筋通過端板上預留的4個孔穿過端板，就位固定后與端板焊接;支模板并澆筑混凝土，在未焊接端板的柱端預留200 mm空隙以便焊接另一側(cè)端板;在室溫下養(yǎng)護2周，焊接另一側(cè)端板;采用高標號混凝土澆注預留區(qū)域.

為模擬三面受火的邊界條件，采用耐火泥在試件受拉側(cè)粘貼100 mm厚耐火陶瓷纖維，并用間距100 mm的鉬絲綁軋固定.

為測定柱截面的溫度分布，在柱中截面和距離柱端1 000 mm截面布置K型(鎳鉻-鎳硅)熱電偶，熱電偶直徑3 mm.為保證熱電偶位置的精確度，熱電偶采用后鉆孔埋入法，然后用灌漿料澆注孔洞.熱電偶布置見圖2.

圖2 試件截面熱電偶布置Fig.2 Location and numbering of thermal-couples in SRC columns

3 試驗裝置

試驗在江蘇省結(jié)構(gòu)工程重點實驗室(JKLSE)進行.實驗室配備一套多功能火災試驗爐，可以進行梁、板、柱、節(jié)點的試驗.火災試驗爐由箱體、控制系統(tǒng)、加載系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)、燃料供應系統(tǒng)和高溫攝像系統(tǒng)組成.試驗爐可容納的最大豎向構(gòu)件尺寸(受火區(qū)域)為500 mm×600 mm×3 300 mm，最大水平構(gòu)件平面尺寸為4 000mm×3 000 mm，爐體設計升溫能力1 200℃，最大加載能力5 000 kN.爐體構(gòu)成見圖3.

控制系統(tǒng)預設了ISO-834［11］，ASTM E和 BS-476［13］升溫曲線，其他升溫曲線(包括升、降溫全過程曲線)可以根據(jù)需要從EXCEL窗口輸入.試驗時，爐內(nèi)的溫度可采用自動控制或者手動控制.

圖3 江蘇省結(jié)構(gòu)工程重點實驗室火災試驗爐Fig.3 Details of the fire test furnace at JKLSE

4 邊界條件和試驗過程

柱兩端為理想鉸接(見圖3鉸接支座)，柱受火長度為3 000mm.耐火極限測試過程如下［13-14］：

1)安裝試件，并封閉爐門及頂蓋;

2)試點火并檢查各系統(tǒng)工作是否正常;

3)進行預加載(采用20%極限荷載);

4)根據(jù)荷載比施加所需荷載，維持荷載至構(gòu)件豎向變形穩(wěn)定為止;

5)正式點火，以爐溫50℃的狀態(tài)作為耐火試驗的起點;

6)由控制系統(tǒng)自動進行升溫，采集系統(tǒng)分別采集溫度和變形數(shù)據(jù)，隨時觀察有關(guān)試驗現(xiàn)象;

7)當構(gòu)件不能繼續(xù)承載，或者軸向變形率達到9 mm/min，或者總的軸向變形達到30mm時，試驗停止［14］.

5 試驗結(jié)果與分析

5.1 試驗現(xiàn)象

試件FR3S35在升溫至5 min時，通過高溫攝像頭可見柱體顏色變深;至8 min時，箱體上方開始出現(xiàn)水蒸氣;至 37 min，柱體顏色又逐漸變淺;至55 min，柱出現(xiàn)微微彎曲;至94 min，加載系統(tǒng)開始補壓;至109 min，柱出現(xiàn)明顯彎曲;至109 min，加載系統(tǒng)開始頻繁補壓;至141 min時，荷載不能維持穩(wěn)定，試件達到耐火極限.

試件FR3S37在升溫至7 min時，通過高溫攝像頭可見柱角部顏色變深，有水分滲出的跡象;至11 min時，柱表面大部分顏色開始變深;至13 min，有大量水汽從箱體冒出，柱體顏色開始變淺;至40 min，柱中部受壓側(cè)柱角部混凝土崩落，加載系統(tǒng)開始補壓.至43 min，柱角裂縫開始沿縱向延伸，加載系統(tǒng)開始頻繁補壓;至56min，柱中部受壓側(cè)混凝土出現(xiàn)非常明顯的沿縱向的裂縫，而后混凝土突然崩落，柱變形顯著增加，試件達到耐火極限.試件FR3S37破壞過程見圖4.

圖4 試件FR3S37破壞過程Fig.4 Damage procedure of column FR3S37

5.2 溫度場分布

試件FR3S35和FR3S37截面測點溫度-時間曲線分別見圖5.

圖5 試件截面各測點溫度－時間曲線Fig.5 Measured temperatures as a function of time at various points in SRC columns

由圖可見，爐內(nèi)實測溫度(為6個不同位置控溫熱電偶的平均值)與ISO834標準升溫曲線符合良好.總體上看，爐內(nèi)溫度在起始階段升溫速度略微滯后于標準升溫曲線，但5 min之后，兩者基本一致.在高溫段，爐內(nèi)溫度圍繞標準升溫曲線存在一定的波動，主要是此時爐溫對燃燒器的開、關(guān)動作更加敏感.

溫度升高至100℃時，試件升溫出現(xiàn)明顯的“平臺效應”，升溫速度略微減緩，這是由于混凝土中的水分蒸發(fā)吸熱所致.同時，由于混凝土的蓄熱作用及其相對較小的導熱系數(shù)，隨測點深度的增加，其溫度顯著降低.

試件FR3S35受拉側(cè)(測點9，非受火側(cè))的最高溫度在140 min時僅有150℃左右，可見采用耐火纖維覆蓋的方式基本起到了模擬非受火邊界的作用.

達到耐火極限時，試件FR3S37受壓翼緣附近溫度僅有250℃，在此溫度下，鋼材的材性基本不會發(fā)生顯著變化，構(gòu)件的破壞主要是壓區(qū)混凝土爆裂(剝落)導致截面急劇減小，并且隨著混凝土的的高溫損傷，其承受的荷載部分被轉(zhuǎn)移到內(nèi)部型鋼所致.由此可見，混凝土的爆裂剝落對構(gòu)件的耐火性能非常不利.試件FR3S35受壓側(cè)翼緣附近的溫度達600℃左右，遠高于試件FR3S37，說明荷載比對SRC柱的破壞模式有顯著影響.

試件FR3S35和FR3S37軸向變形-時間曲線、跨中側(cè)向變形-時間曲線見圖6.

圖6 試件變形－時間曲線Fig.6 Deformation as a function of time for SRC columns

5.3 試件變形－時間關(guān)系曲線

由圖6(a)可見，在受火起始階段，試件FR3S35產(chǎn)生了明顯的軸向膨脹變形，而試件FR3S37基本上沒有產(chǎn)生軸向膨脹變形.在高溫作用下，偏壓構(gòu)件的變形主要由溫度造成的膨脹變形、高溫材料劣化造成的壓縮變形、荷載二階效應產(chǎn)生的附加變形、高溫徐變引起的變形組成.因此，構(gòu)件的軸向變形與荷載比及偏心率之間均存在一定的關(guān)系，在偏心率一定的前提下，荷載比越大，截面的壓應力越大，伴隨著高溫導致的材料劣化，造成的壓縮變形就會越大，發(fā)生軸向膨脹變形的可能性越小.同時也說明荷載比對構(gòu)件高溫下變形存在顯著影響.

由圖6可見，構(gòu)件的軸向變形與側(cè)向變形趨勢基本一致，均存在一個由緩變快的現(xiàn)象，在接近耐火極限時，變形發(fā)生急劇的增加.一方面是高溫時的徐變效應，另一方面可能是由于混凝土的剝落導致的截面減小產(chǎn)生的p-δ效應所致.

比較可見，試件FR3S37的軸向變形及跨中側(cè)向變形均比FR3S35發(fā)展更加迅速，在接近破壞時尤其明顯.由此可見荷載比是影響構(gòu)件變形特征的一個重要因素.

5.4 試件耐火極限

試件FR3S35和FR3S37的耐火極限分別為141 min和56 min.除了荷載比外，兩者的截面幾何參數(shù)、荷載偏心率等均相同，但耐火極限卻存在很大的差別，可見荷載比是影響三面受火SRC柱耐火極限的一個重要因素.這是由于火災發(fā)生時構(gòu)件承受的外部荷載基本不變，火災荷載比越大，意味著構(gòu)件能夠承擔火災效應的儲備越小，則能夠抵抗火災作用的時間就越短.同時，火災作用下構(gòu)件截面受高溫作用發(fā)生損傷，在截面和偏心率相同的前提下，更大的荷載在變形后的構(gòu)件中會產(chǎn)生更大的二階效應，這對構(gòu)件耐火能力也是極其不利的.

作者曾進行過2個相同截面參數(shù)，偏心率為0.6，荷載比分別為0.5和0.7三面受火 SRC柱的耐火極限試驗，測得的耐火極限分別為89 min和25 min，均小于本文荷載比0.3所對應的情況.由此說明荷載比對三面受火型鋼混凝土柱的耐火極限存在顯著影響.

目前，只有 ASTM E119-88［15］中給出了三面受火型鋼混凝土柱的耐火極限估算方法，但該方法將混凝土當作型鋼的保護層考慮，且未考慮荷載存在對構(gòu)件耐火極限的影響.顯然，按此方法計算得到的耐火極限偏于不安全.因此，有必要對三面受火SRC柱的耐火性能進行更加深入的研究.

6 結(jié)論

通過2個ISO834標準火災作用下小偏心受壓三面受火型鋼混凝土柱耐火極限試驗和分析分析，得到如下結(jié)論：

1)混凝土爆裂(剝落)對截面溫度場及構(gòu)件耐火極限均有影響;

2)荷載比和偏心率是影響高溫下偏壓構(gòu)件的變形特征及耐火極限的重要因素;

3)本文的試驗數(shù)據(jù)可供三面受火SRC柱耐火設計參考;

4)其他類型非四面受火邊界條件下的SRC柱耐火性能及設計方法也有待進一步研究.

［1］YU JT，LU Z D，XIE Q.Nonlinear analysis of SRC columns subjected to fire［J］.Fire Safety Journal，2007，42(1):1-10.

［2］HASS R.Practical rules for the design of reinforced concrete and composite columns submitted to fire［R］.Braunschweig:Institute für Baustoffe，Massivbau und Brandschutz der Technischen University，1986.

［3］HUANG Z F，TAN K H，PHNG G H.Axial restraint effects on the fire resistance of composite columns encasing I-section steel［J］.Journal of Constructional Steel Research，2007，63(4):437-447.

［4］宋天詣，韓林海，經(jīng)建生.型鋼混凝土柱耐火性能的實驗研究［C］//第四屆全國鋼結(jié)構(gòu)防火及防腐技術(shù)研討會暨第二屆全國鋼結(jié)構(gòu)抗火學術(shù)交流會，上海，2007：158-172.

［5］韓林海，鄭永乾.SRC和RC柱的耐火性能及抗火設計方法［C］//第三屆全國鋼結(jié)構(gòu)防火及防腐技術(shù)研討會暨第一屆全國結(jié)構(gòu)抗火學術(shù)交流會，福州，中國，2005:21-56.

［6］WANG Z H，TAN K H.Residual area method for heat transfer anasfer analysis of concrete-encased I-sections in fire［J］.Engineering Structures，2006，28(30):411-422.

［7］European Committee for Standardization.Eurocode 4，EN 1994-1-2，design of composite steel and concrete structure spart1-2［S］.Brussels:CEN，2005.

［8］ECCS-Technical Committee 3.Fire safety of steel structures，calculation of the fire resistance of centrally loaded composite steel-concrete columns exposed to the standard fire［S］.Brussels:European Convention for Constructional Steelwork，1988.

［9］TAN K H，YAO Y.Fire resistance of reinforce concrete columns subjected to 1-，2-，3-Face Heating［J］.Journal of Structural Engineering，2004:1820-1828.

［10］國家質(zhì)量技術(shù)監(jiān)督局.GB/T 2975-1998，鋼及鋼產(chǎn)品力學性能試驗取樣位置及試樣制備［S］.北京:中國計劃出版社，1982.

［11］International Standard Organization.ISO 834-1-1999，F(xiàn)ireresistance tests-Elements of building construction-Part1:General requirements［S］.Switzerland:ISO，1999.

［12］ASTM E119-88.Standard methods of fire test on building construction and materials［S］.Philadelphia，1990.

［13］BS 476-20:1987.Fire tests on building materials and structures.Method for determination of the fire resistance of elements of construction(general principles)［S］.Landon:British Standard，1987.

［14］GB/T 9978-2008.建筑構(gòu)件耐火試驗方法［S］.北京:中國計劃出版社，2008.

［15］ASCE/SEI/SFPE 29-05.Standard calculation methods for structural fire protection［S］.Reston:Published by American Society of Civil Engineers.2006.