李曉東 豐見政 劉 蒙 高立堂 陳錦波 閆照建

(青島理工大學(xué)土木工程學(xué)院 青島 266033)

0 引 言

型鋼混凝土異形柱是在吸收普通鋼筋混凝土異形柱和型鋼混凝土柱各自優(yōu)點(diǎn)的基礎(chǔ)上產(chǎn)生的一種新型異形柱結(jié)構(gòu)構(gòu)件[1],不但具備普通鋼筋混凝土異形柱結(jié)構(gòu)中房間無柱楞、實(shí)際利用率高,布置靈活等優(yōu)點(diǎn),而且其承載能力高、剛度大、延性和變形能力好,擴(kuò)大了異形柱結(jié)構(gòu)的適用范圍。

對(duì)于異形柱和矩形柱,在ISO834標(biāo)準(zhǔn)升溫條件下,3小時(shí)后異形柱削弱面積為56.6%,矩形柱削弱面積(火災(zāi)損傷造成混凝土力學(xué)性能喪失的部分)28.0%[2]。異形柱與矩形柱相比表面積大,受火面積增大,承載能力降低幅度更高,抗火能力差。另外,型鋼的熱傳導(dǎo)系數(shù)大于混凝土,型鋼與混凝土兩種材料在火災(zāi)下的溫度不同,造成兩者損傷程度不同[3]。因此,對(duì)于型鋼混凝土異形柱的火災(zāi)研究具有重要意義。吳波,徐玉野[4-6]對(duì)鋼筋混凝土異形柱的耐火極限進(jìn)行了數(shù)值模擬和試驗(yàn)研究,分析了不同的影響因素,并給出定量的計(jì)算方法。

型鋼混凝土異形柱與普通鋼筋混凝土異形柱的顯著區(qū)別之一就是型鋼與混凝土的粘結(jié)力小于鋼筋與混凝土的粘結(jié)力[7],目前型鋼混凝土異形柱采用《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》規(guī)定的保護(hù)層厚度30 mm,在受到火災(zāi)的影響后,型鋼與混凝土能否協(xié)同工作成為亟待研究的問題。另外,型鋼混凝土異形柱由于截面不規(guī)則,截面特性不同于傳統(tǒng)矩形、圓形柱。對(duì)于L形柱截面,兩工程軸均非對(duì)稱軸,Ixy≠0(慣性矩),會(huì)發(fā)生雙偏壓破壞現(xiàn)象。本文以空腹式配鋼方式以及合理的腹桿布置方式設(shè)計(jì)試件,并通過等肢L形型鋼混凝土柱火災(zāi)后的靜力試驗(yàn),分析其截面特性、正截面承載力影響因素以及火災(zāi)對(duì)于型鋼混凝土異形柱承載力、延性和協(xié)同工作性能的影響,為型鋼混凝土異形柱結(jié)構(gòu)體系承載力驗(yàn)算等相關(guān)方面提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

本次試驗(yàn)共制作并完成5根等肢L形型鋼混凝土柱,試件總長3 m,肢長360 mm,肢厚120 mm,混凝土保護(hù)層厚度30 mm,采用空腹式型鋼骨架,63×40×4.8號(hào)槽鋼,63×8和30×3號(hào)角鋼,鋼材級(jí)別為Q235。橫向腹桿設(shè)計(jì)C12@200(100),斜向腹桿在橫向腹桿之間依次搭接。

通過混凝土和型鋼的力學(xué)性能試驗(yàn)得出,混凝土fcu=35.7 MPa,Ec=3.2×104N/mm2;型鋼fy=275 MPa,fu=380 MPa,Es=2.11×105N/mm2。圖1為異形柱配鋼示意圖。

圖1 試件的立面及橫截面(單位：mm)Fig.1 Elevation and cross section of test column (Unit:mm)

1.2 試驗(yàn)方案

1.2.1火災(zāi)試驗(yàn)

試驗(yàn)設(shè)備主要包括垂直燃燒爐系統(tǒng)、2 000 kN油壓千斤頂、DH3815N分布式靜態(tài)應(yīng)變測試系統(tǒng)和Agilent34980數(shù)據(jù)采集儀。具體試驗(yàn)裝置見圖2。

圖2 試驗(yàn)裝置全貌Fig.2 General view of test equipments

火災(zāi)試驗(yàn)過程中測量異形柱截面溫度場以及爐溫和軸向位移。截面溫度場以及爐溫曲線通過K型熱電偶測量,并由Agilent34980數(shù)據(jù)采集儀每2 min采集數(shù)據(jù)一次?；馂?zāi)試驗(yàn)受火方式為L形柱內(nèi)折角處兩面受火,將陶瓷纖維板覆蓋在非受火表面,并用熱電偶線沿豎向每隔30 cm綁扎固定,對(duì)于陶瓷纖維板之間的縫隙,用耐火棉進(jìn)行封堵,在火災(zāi)試驗(yàn)中采用空載加溫方式進(jìn)行試驗(yàn)。試件內(nèi)部熱電偶布置如圖3所示。并在在燃燒爐內(nèi)的不同位置布置5個(gè)N型熱電偶測量爐溫。各試件具體試驗(yàn)參數(shù)見表1。

圖3 熱電偶布置Fig.3 Positions of thermocouples

表1試件一覽表

Table 1General view of test specimens

圖5為各試件火災(zāi)試驗(yàn)過程中爐內(nèi)5個(gè)熱電偶實(shí)測平均升溫曲線與ISO834升溫曲線的對(duì)比,從圖中可以看出基本吻合。

1.2.2火災(zāi)后異形柱加載試驗(yàn)

試件的加載試驗(yàn)仍然在火災(zāi)爐內(nèi)進(jìn)行,加載試驗(yàn)參數(shù)見表1,加載方案如圖4所示,偏心距分別為60 mm、100 mm、180 mm、240 mm。未受火試件偏心距100 mm。本次試驗(yàn)采用分級(jí)加載,加載速率為3 kN/s,每60 kN為一級(jí),前8級(jí)每級(jí)加載完成后,各保載5 min,8級(jí)之后保載時(shí)間延長至10 min。

圖4 異形柱加載方案(單位：mm)Fig.4 Loading method (Unit:mm)

圖5 爐內(nèi)升溫曲線與ISO834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線對(duì)比Fig.5 Comparison between temperature-time curves in fumace and ISO834 standard temperature-time curve

加載試驗(yàn)測量內(nèi)容主要包括試件軸向位移、混凝土的應(yīng)變(圖6)、混凝土與型鋼之間的滑移值(圖7)以及柱中截面處在X、Y軸方向產(chǎn)生的側(cè)向位移(圖8),測量位置均位于柱中。其中滑移值通過測得型鋼和相鄰混凝土各自產(chǎn)生的豎向位移,求得兩者位移的絕對(duì)差值來進(jìn)行判斷。

圖6 柱中混凝土應(yīng)變測點(diǎn)布置Fig.6 Arrangement of strain gauge

圖7 滑移測點(diǎn)布置Fig.7 Arrangement of slippage gauge

圖8 柱中位移測點(diǎn)布置Fig.8 Arrangement of displacement gauge

2 火災(zāi)下的試驗(yàn)結(jié)果與分析

試件受火后,受火面多呈白色或灰白色,并布滿不規(guī)則微裂縫,且裂縫周圍有白色粉末狀物質(zhì)析出,柱身出現(xiàn)輕微彎曲,柱肢錘擊聲多響脆。通過測量火災(zāi)試驗(yàn)時(shí)各試件的豎向位移可知,軸向位移最大值近6 mm,最小值僅為1.1 mm,并且位移與時(shí)間呈線性關(guān)系,所以各試件均未達(dá)到耐火極限。試件受火后形態(tài)見圖9。

圖9 火災(zāi)試驗(yàn)后試件的宏觀破壞形態(tài)Fig.9 Damage conditions of specimens after the fire test

試件內(nèi)預(yù)埋熱電偶實(shí)測溫度隨時(shí)間的變化曲線如圖10所示。

圖10 試件實(shí)測溫度-時(shí)間曲線Fig.10 Measured temperature time curves of specimens

從曲線可以看出:

(1) 距離受火面30 mm處5個(gè)測點(diǎn)為一組,距離受火面60 mm處3個(gè)測點(diǎn)為一組,距離受火面90 mm處5個(gè)測點(diǎn)為一組,總體來看,隨著受火面距離的增加,實(shí)測溫度逐漸降低。

(2) 測點(diǎn)1、3、8、11、13位于非受火面,就總體來說,測點(diǎn)8的溫度相對(duì)偏低,集中于60 ℃～100 ℃之間,其他測點(diǎn)多集中于120 ℃附近,最高溫度甚至達(dá)到200 ℃。

(3) 測點(diǎn)4、7、10處于截面中部,由各測點(diǎn)升溫曲線對(duì)比來看,位于折角區(qū)域測點(diǎn)7的溫度最低,約為100 ℃,而位于柱肢中部區(qū)域的測點(diǎn)4、10溫度大體相同,最高溫度可達(dá)到140 ℃。

(4) 測點(diǎn)2、5、6、9、12距受火面最近,位于內(nèi)折角的測點(diǎn)6相比其他測點(diǎn)相比溫度偏低,僅為160 ℃,其余測點(diǎn)最高達(dá)到500 ℃。同樣,從測點(diǎn)7、8與同組測點(diǎn)溫度相比均偏低,表明同一截面深處折角區(qū)域溫度偏低。

(5) 從升溫曲線增長幅度進(jìn)行分析:距受火面近的測點(diǎn),溫度基本保持線性增長,距受火面較遠(yuǎn)的升溫曲線在100 ℃附近趨于平緩,距離受火面較近處現(xiàn)象更為明顯,可能是由混凝土內(nèi)部水分的蒸發(fā)移動(dòng)造成的。

3 火災(zāi)后的試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 破壞形態(tài)

DL1加載至1 180 kN時(shí),受拉區(qū)柱中區(qū)域出現(xiàn)三條細(xì)小橫向裂縫,隨著荷載繼續(xù)增加,兩條裂縫逐漸貫通整個(gè)截面,縫寬達(dá)0.6 mm,距柱底300 mm、500 mm處各出現(xiàn)一條寬約0.4 mm的橫向裂縫;受壓柱肢預(yù)留孔周圍出現(xiàn)若干條長約60 mm的縱向裂縫。加載至1 306.4 kN,受拉區(qū)橫向裂縫迅速發(fā)展,受壓區(qū)柱肢中上部出現(xiàn)一條縱向主裂縫,柱身撓度明顯增加,緊接著,縱向主裂縫附近混凝土壓碎,試件發(fā)生破壞。

DL2加載至1 126.4 kN發(fā)生破壞,受壓區(qū)柱肢中部出現(xiàn)一條較寬的縱向裂縫,受拉區(qū)沿柱身方向出現(xiàn)多條貫通的橫向裂縫,平均寬度約為3 mm,隨著遠(yuǎn)離柱中截面,縫寬逐漸減小,間距也逐漸增大。受拉區(qū)橫向柱裂縫及受壓區(qū)槽鋼屈服部位均位于柱身中部。

DL3荷載加載至1 214 kN時(shí),受壓區(qū)出現(xiàn)細(xì)小縱向裂縫,試件加載至1 449.6 kN發(fā)生破壞,縱向裂縫長度達(dá)到300 mm,受拉區(qū)柱中偏上部位出現(xiàn)橫向裂縫,并貫通截面,經(jīng)測量,橫向主裂縫和槽鋼屈服部位均出現(xiàn)在距柱上端約1 150 mm處。

DL4荷載加載至408.4 kN時(shí),受拉區(qū)柱中出現(xiàn)兩條細(xì)小橫向裂縫,荷載加至470 kN時(shí),受壓區(qū)開始出現(xiàn)短小縱向裂縫,試件發(fā)生破壞時(shí),受壓區(qū)中部混凝土開裂剝落,出現(xiàn)兩條較寬縱向裂縫,受拉區(qū)柱中出現(xiàn)九條橫向裂縫,柱中部分裂縫較寬,槽鋼屈服部位及橫向主裂縫均位于柱身中部。

DL5加載至破壞荷載的346.8 kN時(shí),受拉區(qū)柱中出現(xiàn)細(xì)小橫向裂縫,當(dāng)荷載加載至408.4 kN時(shí),受壓柱肢出現(xiàn)縱向裂縫,試件破壞以后,受壓柱肢混凝土壓碎、脫落,露出槽鋼及腹桿。受拉區(qū)出現(xiàn)若干條橫向貫通裂縫,距柱中越近,裂縫間距越小,裂縫越寬。槽鋼屈服部位及橫向主裂縫均位于柱中稍偏下位置處。

試件的宏觀破壞形態(tài)如圖11所示,試件破壞形式隨著偏心距以及加載角的不同分為受壓破壞、受拉破壞及界限破壞,試件的破壞位置大多在中部以及中上部。破壞現(xiàn)象為受壓區(qū)混凝土壓碎、剝落,受拉區(qū)槽鋼屈服。各試件破壞時(shí)測得的極限承載力以及破壞形態(tài)如表1所示。

圖11 試件宏觀破壞形態(tài)Fig.11 Damage modes of specimens

3.2 荷載-縱向變形曲線

試驗(yàn)測得的荷載-縱向變形曲線如圖12所示。

通過曲線可知,火災(zāi)后型鋼混凝土異形柱縱向變形曲線大致分為三個(gè)階段:在加載初期,異形柱軸向變形較小;隨著荷載和軸向位移的增加,異形柱的剛度增大;當(dāng)混凝土發(fā)生開裂,試件的剛度隨之減小,縱向變形增大。

通過DL1和DL2的曲線對(duì)比來看,在相同荷載下,DL2縱向變形更大,剛度退化。通過豎向承載力的對(duì)比來看,DL2豎向極限承載力較DL1降低了13.8 %。通過熱電偶實(shí)測的溫度場可以看出,DL2受火面保護(hù)層溫度較高溫度達(dá)到350 ℃,而核心區(qū)混凝土溫度150 ℃,核心區(qū)混凝土抗壓強(qiáng)度損傷不大[8],DL2仍然具有比較高的豎向承載能力。

另外通過表1看出偏心距對(duì)異形柱力學(xué)性能影響顯著。加載角相同時(shí),極限承載力隨著偏心距的增大而降低。

3.3 滑移曲線

試件實(shí)測荷載-滑移曲線如圖13所示。

圖13 滑移曲線Fig.13 Slip curves

等肢L形型鋼混凝土柱荷載-滑移曲線可劃分為三個(gè)階段:無滑移階段、彈性階段和彈塑性階段。

(1) 在無滑移階段,型鋼與混凝土之間的化學(xué)膠結(jié)力保證協(xié)同工作,滑移量基本為零。

(2) 在彈性階段,荷載-滑移曲線呈線性關(guān)系。

(3) 到達(dá)彈塑性階段后,隨著荷載的增加,滑移增長加快,曲線趨于水平。

試件達(dá)到峰值荷載后,滑移最大值不超過20 mm。通過溫度場曲線可知,測點(diǎn)8溫度普遍低于100 ℃,測點(diǎn)2溫度在350 ℃左右,最高達(dá)到450 ℃,混凝土彈性模量損傷較大,開裂較早,但是由于腹桿的布置,承擔(dān)了型鋼與混凝土之間的橫向剪力,有效防止了型鋼與混凝土之間的粘結(jié)滑移。

3.4 截面應(yīng)變分布

各試件柱中截面應(yīng)變分布規(guī)律如圖14所示。

由圖14可以看出,在加載初期和開裂后截面應(yīng)變分布基本呈線性變化。其余試件在加載初期截面應(yīng)變沿截面高度也都基本呈線性變化,受到火災(zāi)的影響,混凝土保護(hù)層受到損傷,異形柱采用空腹式配鋼方式并以200 mm間距在槽鋼之間布置腹桿承受型鋼與混凝土之間的橫向剪力,有效防止型鋼與混凝土之間的粘結(jié)滑移。通過空腹式配鋼形式與合理的腹桿布置能夠保證型鋼與混凝土的協(xié)同工作能力,平均應(yīng)變平截面假定基本上仍適用于火災(zāi)后等肢L形型鋼混凝土柱的分析中。

圖14 實(shí)測截面應(yīng)變分布Fig.14 Strain analysis section diagram

3.5 荷載-撓度曲線

撓度曲線如圖15所示。

試件開裂前的荷載-撓度曲線呈線性關(guān)系,開裂以后曲線斜率急劇減小。通過DL1和DL2曲線的對(duì)比可以看出,由于混凝土的開裂,DL1的撓度曲線開始發(fā)生傾斜,趨于水平,其剛度開始減小;而對(duì)于DL2來說,其荷載-撓度曲線基本上保持直線,剛度降低不明顯,通過其溫度場曲線可以看出,受火面最高溫度在350 ℃左右,彈性模量折減系數(shù)約為0.52[9],混凝土開裂對(duì)于試件整體剛度影響較小。

圖15 荷載-撓度曲線Fig.15 Load-deflection curves

除DL5以外,其余試件均為脆性破壞。當(dāng)沿著X軸方向加載時(shí),試件發(fā)生了雙向彎曲。從圖15中可以看出,隨著荷載的增加,撓度曲線逐漸趨于水平,表明火災(zāi)后型鋼混凝土柱仍具有較大的后期變形能力。

3.6 N-M曲線

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果,對(duì)四個(gè)受火構(gòu)件繪制出N-M相關(guān)曲線,如圖16所示。

圖16 N-M相關(guān)曲線Fig.16 N-M curves

(1) 從不同的偏心距可以計(jì)算得出的界限偏心距值約為0.569h0。

(2) 等肢L形柱截面的N-M曲線變化特征大體相似,異形柱截面抗彎能力隨著軸力的增加先增大后減小,根據(jù)N-M曲線走勢(shì)可以判斷大、小偏壓破壞的界限點(diǎn)。

4 結(jié) 論

(1) 兩面受火1小時(shí)的等肢L形型鋼混凝土柱仍然具有比較高的豎向承載能力,相同參數(shù)下受火柱承載力降低了13.8%。

(2) 火災(zāi)后等肢L形型鋼混凝土柱破壞機(jī)理與鋼筋混凝土柱類似,破壞形態(tài)分為受壓破壞、受拉破壞和界限破壞。破壞位置在柱子中部以及中上部。

(3) 通過空腹式配鋼形式與合理的腹桿布置能夠保證型鋼與混凝土的協(xié)同工作,平均應(yīng)變平截面假定仍適用于火災(zāi)后等肢L形型鋼混凝土柱的分析中。

(4) 火災(zāi)后異形柱截面抗彎能力隨著軸力的增加先增大后減小。