楊志年 張 歡 祝煥然 王興國 ，* 李安然

（1.華北理工大學(xué)建筑工程學(xué)院，唐山063210；2.河北省地震工程研究中心，唐山063210）

0 引 言

鋼筋混凝土柱作為結(jié)構(gòu)主要豎向承重構(gòu)件，其抗火性能非常重要?；馂?zāi)下，一旦柱發(fā)生突然破壞，將直接導(dǎo)致結(jié)構(gòu)發(fā)生整體倒塌。目前國內(nèi)外學(xué)者針對混凝土柱的火災(zāi)下及火災(zāi)后力學(xué)性能進(jìn)行了大量研究［1-5］，但這些研究均未考慮高溫下混凝土爆裂對鋼筋混凝土柱耐火性能的影響?；馂?zāi)下鋼筋混凝土柱表面混凝土發(fā)生爆裂脫落，削弱了構(gòu)件的有效截面，加速了鋼筋高溫下的軟化，導(dǎo)致構(gòu)件的耐火性能下降。爆裂過程及其影響因素十分復(fù)雜，而養(yǎng)護(hù)齡期對混凝土爆裂影響顯著，開展養(yǎng)護(hù)齡期對鋼筋混凝土柱耐火性能影響的研究非常必要。

本文通過對具有不同混凝土強(qiáng)度及養(yǎng)護(hù)齡期的足尺鋼筋混凝土柱進(jìn)行耐火性能試驗以及有限元分析，研究了養(yǎng)護(hù)齡期及含水率對鋼筋混凝土柱爆裂程度及耐火性能的影響，提出了具有不同混凝土強(qiáng)度的鋼筋混凝土柱火災(zāi)下耐火極限的簡化計算公式，進(jìn)一步完善了鋼筋混凝土柱的抗火設(shè)計理論，以指導(dǎo)消防安全。

1 試驗設(shè)計

考慮不同養(yǎng)護(hù)齡期對鋼筋混凝土柱抗火性能的影響，共選取 3 根 C30 混凝土柱及 3 根 C50 混凝土柱進(jìn)行研究。試驗柱根據(jù)現(xiàn)行規(guī)范設(shè)計，柱長均為2.4 m，截面尺寸均為200 mm×300 mm。柱內(nèi)縱筋和箍筋均采用HRB400 鋼筋，實(shí)測屈服強(qiáng)度平均值為430 MPa，抗拉強(qiáng)度為587 MPa，彈性模量為2.0×105N/mm2，混凝土保護(hù)層厚度為30 mm，柱的截面尺寸及配筋見圖1。鋼筋混凝土柱的養(yǎng)護(hù)齡期分別為28 d、180 d 和360 d，混凝土的實(shí)測抗壓強(qiáng)度及含水率見表1。對柱的火災(zāi)模擬采用恒載-升溫方式，火災(zāi)升溫曲線采用ISO-834 標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線，柱四面受火，加載方式為集中荷載，軸心受壓，試驗中，各柱采用的軸壓比均為0.7。圖2為試驗裝置示意圖。

2 有限元模型的建立

本文利用ABAQUS 非線性有限元分析軟件建立了鋼筋混凝土柱的有限元計算模型。對鋼筋混凝土柱進(jìn)行火災(zāi)下溫度場分析時，混凝土和鋼筋的熱工參數(shù)均根據(jù)歐洲規(guī)范［6］選取，得到柱在四面受火條件下的截面混凝土溫度場分布以及鋼筋溫度。采用熱-力耦合的方法，以柱的溫度場分析結(jié)果作為力學(xué)計算的基礎(chǔ)，對鋼筋混凝土柱的耐火性能進(jìn)行分析。

圖1 柱的尺寸及配筋Fig.1 Arrangement of reinforcement of the column

表1 柱混凝土的實(shí)測強(qiáng)度及含水率Table 1 Measured strength and moisture content of concrete of the columns

圖2 柱火災(zāi)試驗裝置示意圖Fig.2 Fire test equipment of the columns

柱混凝土及鋼筋的本構(gòu)關(guān)系分別采用軟件中的塑性損傷模型及塑性分析模型，力學(xué)性能參數(shù)由試驗實(shí)測值以及歐洲規(guī)范計算確定。力學(xué)計算采用與溫度場分析一致的單元網(wǎng)格劃分，以保證柱受力計算時，與其耦合溫度場的準(zhǔn)確性。本模型暫不考慮鋼筋與混凝土之間的相對滑移，通過在溫度場分析中采用Tie 約束和結(jié)構(gòu)計算中采用Embedded 約束，實(shí)現(xiàn)鋼筋與混凝土相同幾何位置的節(jié)點(diǎn)變形一致。不同養(yǎng)護(hù)齡期下，鋼筋混凝土柱具有不同含水率，含水率對高溫下混凝土爆裂、溫度場分布及構(gòu)件耐火性能有較大影響，本文按照歐洲規(guī)范建議的方法，即考慮水分蒸發(fā)對溫度場的影響，對100 ℃～200 ℃之間的混凝土比熱容進(jìn)行修正，在此溫度區(qū)間下，假設(shè)混凝土的比熱容按三角形分布，在130 ℃時取峰值。低于100 ℃和高于200 ℃時對混凝土比熱容不作修正。

表2 各柱試驗中的爆裂參數(shù)Table 2 Spalling parameters of the columns in the test

圖3 鋼筋混凝土柱有限元模型Fig.3 Finite element model of reinforced concrete column

由試驗結(jié)果可知，普通混凝土柱C1 和C2 混凝土發(fā)生爆裂的初始時間分別為7 min和12 min，持續(xù)時間分別為31 min 和18 min；高強(qiáng)混凝土柱C4和C5混凝土發(fā)生爆裂的初始時間分別為4 min和8 min，持續(xù)時間分別為29 min 和20 min。表中“—”表示整個試驗過程中未聽見明顯的爆裂聲響，無法確定混凝土發(fā)生爆裂的初始時間和持續(xù)時間。吳波等［8］研究表明：高強(qiáng)混凝土發(fā)生爆裂的初始時刻主要集中在8～23 min，平均約為15 min；持續(xù)時間則主要集中在8～25 min，平均約為20 min。試驗中，各柱混凝土的爆裂區(qū)域主要集中在柱中附近，沿柱四個側(cè)面不均勻分布。由于真實(shí)火災(zāi)中，構(gòu)件混凝土發(fā)生爆裂的時間、爆裂區(qū)域面積及爆裂的深度都有很大的離散和隨機(jī)性，因此，本文結(jié)合試驗結(jié)果及其他文獻(xiàn)研究成果［1，9-10］，對柱混凝土爆裂的模擬做出以下假定：

（1）整個受火過程中，柱混凝土發(fā)生兩次爆裂，第一次爆裂發(fā)生時間對應(yīng)試驗柱爆裂發(fā)生的初始時刻，爆裂深度取為試驗柱最終平均爆裂深度的1/2；第二次爆裂發(fā)生在試驗柱爆裂經(jīng)歷持續(xù)時間后的結(jié)束時刻，經(jīng)歷第二次爆裂后，柱混凝土的爆裂深度達(dá)到最終平均爆裂深度。

（2）爆裂區(qū)域主要發(fā)生在柱中附近，爆裂最嚴(yán)重柱側(cè)面爆裂面積為總爆裂面積的1/2，剩余1/2爆裂總面積平均分布在其他三個側(cè)面。

3 試驗結(jié)果及數(shù)值分析

3.1 爐溫

本文中火災(zāi)試驗利用火災(zāi)燃?xì)鉅t按照ISO834 標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線進(jìn)行升溫，試驗中爐內(nèi)溫度與標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線的對比如圖4 所示。由于各柱試驗中的爐溫曲線相差不大，圖4只繪出了柱C1 的爐溫曲線。由圖可見，試驗實(shí)測爐溫與標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線相差不大。

圖4 試驗爐溫-時間關(guān)系曲線Fig.4 Temperature-time curve in the furnace

3.2 試驗現(xiàn)象

C30混凝土柱受火后表面的爆裂情況見圖5和圖6。柱C1由于養(yǎng)護(hù)時間較短，含水率較高，高溫下混凝土內(nèi)部水分產(chǎn)生的壓力作用下，柱表面混凝土發(fā)生了劇烈的爆裂現(xiàn)象，火災(zāi)中柱截面混凝土削弱嚴(yán)重。柱C2、C3 由于養(yǎng)護(hù)時間較長，含水率較低，受火過程中柱表面混凝土爆裂程度較為輕微。

圖7 和圖8 為C50 混凝土柱受火后表面的爆裂情況。同樣，柱C4 由于養(yǎng)護(hù)齡期較短，高溫下發(fā)生了劇烈爆裂，柱表面混凝土發(fā)生大范圍的脫落，柱中鋼筋完全外露，火災(zāi)下鋼筋失去混凝土的保護(hù)，溫度迅速升高，鋼筋發(fā)生明顯屈服，構(gòu)件破壞，見圖7（a）。柱C4和C5由于養(yǎng)護(hù)齡期較長，火災(zāi)下爆裂現(xiàn)象與C3 相比程度較輕，圖8 為柱C4-C6高溫下發(fā)生爆裂的位置和面積示意圖。

3.3 柱內(nèi)溫度

圖5 柱C1-C3表面爆裂情況Fig.5 Spalling of columns C1-C3

圖6 C1-C3爆裂區(qū)域示意圖Fig.6 Spalling area of C1-C3

圖7 柱C4-C6表面爆裂情況Fig.7 Spalling of columns C4-C6

圖8 C4-C6爆裂區(qū)域示意圖Fig.8 Spalling area of C4-C6

圖9 為鋼筋混凝土柱內(nèi)距表面50 mm 處混凝土溫度隨時間變化曲線。由圖可知，對于養(yǎng)護(hù)齡期較長的混凝土柱，升溫早期，由于柱內(nèi)混凝土水分蒸發(fā)，吸收熱量，曲線在100 ℃左右形成一個水平臺階。養(yǎng)護(hù)齡期較短的混凝土柱，由于含水量較大，受火后柱表面混凝土爆裂較為嚴(yán)重，曲線并未出現(xiàn)明顯水平臺階。升溫后期，由于各柱爆裂程度不一，導(dǎo)致各柱混凝土達(dá)到的最高溫度不同，養(yǎng)護(hù)齡期較短的柱，含水率較大，混凝土爆裂較嚴(yán)重，混凝土內(nèi)部測點(diǎn)達(dá)到的最高溫度較高，養(yǎng)護(hù)齡期較長的柱，爆裂現(xiàn)象較為輕微，混凝土內(nèi)部達(dá)到的最高溫度較低。受火過程中，C50 混凝土柱由于爆裂更加嚴(yán)重，混凝土達(dá)到的最高溫度明顯高于C30混凝土柱。

1.2.2 循證問題 根據(jù)循證護(hù)理的要求，結(jié)合患者的實(shí)際情況和肛裂手術(shù)的情況來提出幾個主要問題：（1）影響患者術(shù)后便秘的因素具體是哪些？（2）采取怎樣的措施才能防止肛裂術(shù)后發(fā)生便秘？（3）如何處理患者發(fā)生肛裂術(shù)后便秘。提出以上三個問題后，小組應(yīng)該對以往的臨床相關(guān)資料進(jìn)行總結(jié)分析[3]，了解到相關(guān)的信息。

柱內(nèi)鋼筋溫度隨時間變化曲線見圖10，由圖可知，隨著鋼筋混凝土柱養(yǎng)護(hù)齡期的增長，柱含水率下降，爆裂程度更輕微，鋼筋溫度增長較慢，達(dá)到的最高溫度較低。與普通混凝土柱相比，高強(qiáng)混凝土柱由于混凝土內(nèi)部密實(shí)度較高，火災(zāi)時發(fā)生爆裂的損傷更嚴(yán)重，混凝土保護(hù)層迅速失效，導(dǎo)致柱內(nèi)部鋼筋溫度明顯高于普通混凝土柱。?；饡r，養(yǎng)護(hù)齡期為18 d的高強(qiáng)混凝土柱C4的中截面處縱筋最高溫度達(dá)到915 ℃。受火初期，由于混凝土中水分在蒸發(fā)過程中吸收熱量，導(dǎo)致鋼筋升溫相對較緩，在100 ℃左右形成水平臺階，但水分子運(yùn)動過程復(fù)雜，數(shù)值模擬中，通過單一修改100 ℃～200 ℃之間混凝土材料的比熱容描述含水率大小具有一定誤差，導(dǎo)致柱內(nèi)鋼筋溫度計算值稍高于試驗值。升溫中后期，隨著柱內(nèi)水分蒸發(fā)結(jié)束，鋼筋溫度繼續(xù)上升，鋼筋溫度的計算值與試驗值逐漸趨于一致。

圖9 柱內(nèi)混凝土溫度-時間關(guān)系曲線Fig.9 Temperature-time curves of the concrete of the columns

3.4 柱的變形

圖11 和圖12 分別為普通混凝土柱C1-C3 和高強(qiáng)混凝土柱C4-C5 的軸向位移隨時間的變化曲線，由圖可以看出，各混凝土柱軸向變形的計算值與試驗值相比吻合較好。受火早期，由于受熱膨脹，所有柱均產(chǎn)生了向上的豎向位移，隨著火災(zāi)的進(jìn)行，柱內(nèi)鋼筋和混凝土的溫度逐漸升高，高溫下材料力學(xué)性能下降，同時混凝土發(fā)生爆裂后導(dǎo)致柱的有效截面面積減小，導(dǎo)致柱在受火中后期產(chǎn)生向下的軸向變形。高溫下，軸心受壓混凝土柱破壞時豎向位移發(fā)生突變，脆性破壞特征明顯。

3.5 柱的耐火極限

圖10 柱內(nèi)鋼筋溫度-時間曲線Fig.10 Temperatures of bars of the columns

由建筑構(gòu)件耐火試驗方法，火災(zāi)下柱達(dá)到耐火極限的標(biāo)準(zhǔn)為柱的豎向位移超過其受火高度的1/100。表3 為軸心受壓荷載作用下各鋼筋混凝土柱的耐火極限。由表可知，養(yǎng)護(hù)初期，齡期對鋼筋混凝土柱耐火極限影響顯著，養(yǎng)護(hù)齡期越短，混凝土含水率越高，火災(zāi)時柱的爆裂越嚴(yán)重，最終柱的耐火極限越短。隨著養(yǎng)護(hù)齡期增長，柱內(nèi)混凝土含水率變化趨緩，火災(zāi)中混凝土爆裂對柱耐火極限的影響逐漸變小。相同條件下，養(yǎng)護(hù)齡期對高強(qiáng)混凝土柱的影響大于普通混凝土柱。由于高強(qiáng)混凝土柱混凝土孔隙率更小，內(nèi)部更加密實(shí)，導(dǎo)致火災(zāi)中柱的爆裂現(xiàn)象更加嚴(yán)重，柱截面的削弱程度更深，柱內(nèi)鋼筋溫度上升更快，耐火極限小于普通混凝土柱。相同軸壓比下，養(yǎng)護(hù)齡期為28 d的普通混凝土柱C1 耐火極限比相同養(yǎng)護(hù)齡期下的高強(qiáng)混凝土柱C4 大約提高30%。由表可以看出，各鋼筋混凝土柱耐火極限的試驗值與計算值相對誤差均小于5%，吻合較好。

特定荷載水平及混凝土保護(hù)層厚度下（軸壓比為0.7，混凝土保護(hù)層厚度為30 mm），鋼筋混凝土柱火災(zāi)下的耐火極限與養(yǎng)護(hù)齡期的關(guān)系曲線見圖13，相同混凝土強(qiáng)度等級下，擬合出的鋼筋混凝土柱耐火極限與養(yǎng)護(hù)齡期之間的關(guān)系如下：

C30混凝土柱：

C50混凝土柱：

式中：Rl為柱的耐火極限，單位為min；T為柱的養(yǎng)護(hù)齡期，單位為d。

可以看出，相同條件下，鋼筋混凝土柱的耐火極限隨養(yǎng)護(hù)齡期的增長而增加，養(yǎng)護(hù)齡期較短時，其對柱耐火極限的影響較為顯著，當(dāng)養(yǎng)護(hù)齡期增長到一定值時，曲線逐漸接近水平，其對柱耐火極限的影響變得不夠明顯。

火災(zāi)下鋼筋混凝土柱耐火極限的試驗值、有限元模擬值與根據(jù)簡化公式計算得到的計算值對比如圖14 所示。由圖可知，利用簡化公式得到的柱耐火極限計算結(jié)果與試驗值吻合較好。

圖12 高強(qiáng)混凝土柱軸向位移-時間曲線Fig.12 Vertical displacement-time curves of high strength concrete columns

表3 鋼筋混凝土柱的耐火極限Table 3 Fire resistance of the reinforced concrete columns

圖13 柱耐火極限-養(yǎng)護(hù)齡期關(guān)系曲線Fig.13 Fire resistance-curing period curves of the columns

圖14 試驗值與計算值對比Fig.14 Comparison of the test results and numerical calculation results

特定荷載水平及混凝土保護(hù)層厚度下（軸壓比為0.7，混凝土保護(hù)層厚度為30 mm），鋼筋混凝土柱火災(zāi)下的耐火極限與含水率的關(guān)系曲線見圖15，相同混凝土強(qiáng)度等級下，擬合出的鋼筋混凝土柱耐火極限與含水率之間的關(guān)系如下：

C30混凝土柱：

C50混凝土柱：

式中：Rl為柱的耐火極限，單位為min；ω為柱的含水率。

4 結(jié) 論

對不同養(yǎng)護(hù)齡期下的鋼筋混凝土柱進(jìn)行耐火性能研究，得到以下主要結(jié)論：

圖15 柱耐火極限-含水率關(guān)系曲線Fig.15 Fire resistance-moisture content of the columns

（1）建立的有限元計算模型，能夠較好地模擬鋼筋混凝土柱火災(zāi)下的耐火性能，模擬結(jié)果經(jīng)過試驗驗證，吻合較好。

（2）養(yǎng)護(hù)初期，齡期對鋼筋混凝土柱的耐火性能影響顯著，養(yǎng)護(hù)時間越短，柱含水率越高，火災(zāi)中混凝土爆裂越嚴(yán)重，柱的耐火極限越低。相同條件下，養(yǎng)護(hù)齡期為28 d 的普通混凝土柱耐火極限比養(yǎng)護(hù)齡期為180 d 和360 d 的柱分別降低34%和38%；養(yǎng)護(hù)齡期為28 d 的高強(qiáng)混凝土柱耐火極限比養(yǎng)護(hù)齡期為180 d和360 d的柱分別降低49%和51%。

（3）隨著養(yǎng)護(hù)齡期的增長，柱內(nèi)混凝土含水率逐漸下降并趨于穩(wěn)定，養(yǎng)護(hù)齡期對柱耐火極限的影響變小。

（4）與普通混凝土相比，由于高強(qiáng)混凝土內(nèi)部較為密實(shí)，高溫下發(fā)生爆裂更加劇烈，導(dǎo)致柱截面混凝土削弱較多，內(nèi)部鋼筋升溫過快，火災(zāi)發(fā)生后迅速失去承載能力。

（5）與常溫條件不同，鋼筋混凝土柱，尤其是高強(qiáng)混凝土柱進(jìn)行抗火設(shè)計時，應(yīng)考慮混凝土發(fā)生爆裂后保護(hù)層損失的問題，以免火災(zāi)中柱截面削弱過多，鋼筋溫度升高過快，柱的承載能力突然喪失。