劉 曉, 王 杰, 王 兵, 侯東序, 回彥川

(沈陽大學(xué) 建筑工程學(xué)院, 遼寧 沈陽 110044)

根據(jù)火災(zāi)損失數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì),2009—2012年每年發(fā)生火災(zāi)總數(shù)超過10萬起,2013—2019年每年發(fā)生火災(zāi)總數(shù)超過20萬起,直接造成的經(jīng)濟(jì)損失最高達(dá)到50億元,累計(jì)造成超過15 000人死亡和11 000人受傷。而消防水槍的最大噴射高度只能達(dá)到18層或50 m以下的高度,超出50 m的高層建筑只能通過人工救援或切斷火源后自然熄滅。

目前國內(nèi)外學(xué)者對(duì)常溫下的中空夾層鋼管混凝土和鋼管混凝土試件的力學(xué)性能[1-6]進(jìn)行了大量研究。陶忠等[7]研究了方中空夾層鋼管混凝土純彎力學(xué)性能;黃宏等[8]研究了圓中空夾層鋼管混凝土純彎力學(xué)性能;楊有福等[9]研究了圓中空夾層鋼管混凝土柱耐火性能;趙均海等[10]提出了圓中空夾層鋼管混凝土柱極限承載力的計(jì)算公式;Portolés等[11]研究了高強(qiáng)鋼管混凝土的偏壓性能。

軸壓是試件僅承受軸力作用,雖然實(shí)際工程中純軸向受力試件較少,但是研究中空夾層鋼管混凝土(concrete filled doubled skin steel tube, CFDST)柱的軸壓受力狀態(tài)對(duì)繼續(xù)研究偏壓具有重要意義,因此有必要對(duì)試件的軸壓力學(xué)性能進(jìn)行研究。本文研究CFDST柱在發(fā)生火災(zāi)后的軸壓力學(xué)性能,通過收集火災(zāi)后中空夾層鋼管混凝土柱的試驗(yàn)數(shù)據(jù),并與有限元模型進(jìn)行比較,驗(yàn)證了模型的正確性。分析了材料強(qiáng)度、受災(zāi)時(shí)間和空心率對(duì)火災(zāi)后試件承載力的影響。

1 有限元模型

1.1 材料的熱工參數(shù)和本構(gòu)模型

采用文獻(xiàn)[12]的混凝土和鋼材熱性能參數(shù):對(duì)流換熱系數(shù)取25 W·(m2·K)-1;綜合輻射系數(shù)取0.56;混凝土密度取2 400 kg·m-3;鋼材的密度取7 850 kg·m-3。鋼管采用文獻(xiàn)[13]的火災(zāi)后階段本構(gòu)模型?；炷敛捎梦墨I(xiàn)[14]的火災(zāi)后階段本構(gòu)模型。

1.2 模型的建立

圖1為試件溫度場分析的邊界條件。在溫度場分析中,內(nèi)外鋼管使用4節(jié)點(diǎn)殼單元(DS4)建模,蓋板和夾層混凝土采用8節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元(DC3D8)。假設(shè)內(nèi)外鋼管與混凝土芯完全接觸,支承板與混凝土芯完全接觸。為保證殼體精度,在單元厚度方向選擇9個(gè)積分點(diǎn)。外鋼管通過熱輻射、熱對(duì)流的傳熱方式將環(huán)境中的熱量傳遞到夾層混凝土,夾層混凝土通過熱傳遞將熱量傳遞到內(nèi)鋼管。圖2為模型網(wǎng)格劃分、力場邊界條件及加載方式。在載荷-變形分析期間,單元網(wǎng)格保持不變,但單元類型從傳熱單元更改為應(yīng)力單元,鋼管為4節(jié)點(diǎn)殼單元(SR4),蓋板和核心混凝土為8節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元(C3D8R),每個(gè)節(jié)點(diǎn)具有3個(gè)平移自由度。底板完全固定,頂板中的每個(gè)節(jié)點(diǎn)在2個(gè)側(cè)面方向上的位移受到約束, 但可在柱的縱向自由移動(dòng)。根據(jù)文獻(xiàn)[15], 采用基于表面的相互作用, 在法向上采用接觸壓力模型,在切向上采用庫侖摩擦模型,模擬鋼管與核心混凝土之間的接觸。在火災(zāi)后采用位移控制分析,以獲得CFDST柱破壞后的行為。

圖1 試件溫度場分析的邊界條件Fig.1 Boundary conditions for temperature field analysis of specimen

(a) 蓋板網(wǎng)格(b) 施加剛性約束混凝土網(wǎng)格(c) 力場邊界條件及加載方式

1.3 模型的驗(yàn)證

將所建立模型的模擬值與文獻(xiàn)[16]和文獻(xiàn)[17]的試驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證。試件的尺寸、試驗(yàn)值和模擬值見表1。表中:Do為外鋼管直徑;Di為內(nèi)鋼管直徑;ti為鋼管壁厚;t為受火時(shí)間;L為試件長度;χ為空心率;fyo、fyi分別為外鋼管、內(nèi)鋼管屈服強(qiáng)度;fcu為混凝土抗壓強(qiáng)度;Nce為模擬值;Nue為試驗(yàn)值。由表1可知,模擬值與試驗(yàn)值之比的平均值為1.06,方差為0.000 57,可認(rèn)為所建立的有限元模型合理可靠。

表1 各文獻(xiàn)中試件具體參數(shù)Table 1 Specific parameters of test pieces in various literatures

2 有限元分析

選用截面形式為圓套圓的中空夾層鋼管混凝土模型,試件的尺寸如表2所示,上端和下端采用邊長為300 mm正方形蓋板。利用ABAQUS軟件分析了受火時(shí)間t(60、90、120、180 min)、空心率χ(0.31、0.52、0.72)、混凝土抗壓強(qiáng)度fcu(50、60、70 MPa)和外鋼管屈服強(qiáng)度fyo(358.5、390.0、460.0、590.0 MPa)對(duì)火災(zāi)后中空夾層鋼管混凝土柱軸壓性能的影響。

表2 有限元模型參數(shù)Table 2 Finite element model parameters

2.1 溫度場分析

圖3為不同空心率試件經(jīng)歷不同受火時(shí)間時(shí)的跨中截面的溫度場分布。由圖3可以看出:截面邊緣附近具有非常高的溫度梯度,空心率為0.31的試件內(nèi)外鋼管溫差最大;空心率為0.72的試件的內(nèi)外鋼管溫差最小,夾層混凝土溫度變化較外鋼管平緩。

(a) χ=0.31,t=60min(b) χ=0.31,t=90min(c) χ=0.31,t=120min(d) χ=0.31,t=180min(e) χ=0.52,t=60min(f) χ=0.52,t=90min(g) χ=0.52,t=120min(h) χ=0.52,t=180min(i) χ=0.72,t=60min(j) χ=0.72,t=90min(k) χ=0.72,t=120min(l) χ=0.72,t=180min

2.2 參數(shù)分析

2.2.1 受火時(shí)間

圖4為空心率為0.52的試件在經(jīng)歷不同受火時(shí)間下的承載力-位移曲線。如圖4中所示,試件承載力隨著受火時(shí)間的增加而降低,當(dāng)達(dá)到最大承載力后,曲線趨于平緩,這是因?yàn)楦邷氐挠绊懯够炷梁弯摬牡男阅芰踊?/p>

圖4 空心率為0.52的試件在經(jīng)歷不同受火時(shí)間下 的承載力位移曲線Fig.4 Bearing capacity displacement curves of specimens with void ratio of 0.52 under different fire time

2.2.2 空心率

圖5為不同空心率試件C-1、C-2在受火時(shí)間為120 min時(shí)的承載力-位移曲線。由圖5可知,空心率為0.52的試件比空心率為0.31的試件的極限承載力下降了6%。這是因?yàn)樵诎l(fā)生火災(zāi)后,空心率為0.52的試件夾層混凝土內(nèi)側(cè)溫度較高,混凝土強(qiáng)度有一定的退化。

圖5 不同空心率試件C-1、C-2在受火時(shí)間為120 min時(shí)的承載力位移曲線

2.2.3 外鋼管強(qiáng)度

圖6為試件在受火時(shí)間為120 min時(shí)的承載力-位移曲線。由圖6可知,外鋼管為Q390和Q590的試件極限承載力分別為1.37 MN和1.94 MN,極限承載力提高了42%,因此外鋼管屈服強(qiáng)度對(duì)試件的極限承載力影響顯著。

圖6 試件在受火時(shí)間為120 min時(shí)的承載力位移曲線

2.2.4 混凝土強(qiáng)度等級(jí)

圖7為不同混凝土抗壓強(qiáng)度在受火時(shí)間為120 min時(shí)承載力-位移曲線。由圖7可知,在相同受火時(shí)間下,混凝土強(qiáng)度為C70的試件極限承載力比混凝土強(qiáng)度為C50的試件極限承載力提高了8%,可見,混凝土強(qiáng)度等級(jí)對(duì)試件的極限承載力影響不顯著。

圖7 不同混凝土抗壓強(qiáng)度在受火時(shí)間為 120 min時(shí)的承載力位移曲線Fig.7 Bearing capacity displacement curve of different concrete compressive strength under fire for 120 min

3 典型曲線分析

以C-8試件受火時(shí)間120 min為算例,分析中空夾層鋼管混凝土軸力試件的受力機(jī)理。典型試件的計(jì)算參數(shù)為:外鋼管直徑200 mm;內(nèi)鋼管直徑140 mm;鋼管壁厚3 mm;鋼管強(qiáng)度358.5 MPa;夾層混凝土抗壓強(qiáng)度70 MPa;空心率0.72;長度600 mm。

圖8為C-8試件及各組成部件承擔(dān)載荷隨位移的變化。在曲線上分別選取O、A、C3個(gè)具有典型特征的點(diǎn)。

圖8 C-8試件及各組成部件承擔(dān)載荷隨位移的變化曲線Fig.8 C-8 variation curves of load borne by test piece and each component with displacement

OA段為彈性階段,試件的承載力-位移關(guān)系基本上是線性關(guān)系,在A點(diǎn),外鋼管承擔(dān)49%的載荷,內(nèi)鋼管承擔(dān)38%的載荷,夾層混凝土承擔(dān)13%的載荷, 原因是混凝土在火災(zāi)作用下強(qiáng)度有較大的退化,這種退化是不可恢復(fù)的。而鋼材在經(jīng)受火災(zāi)作用后強(qiáng)度有較大的恢復(fù),此時(shí)外鋼管對(duì)試件承載力貢獻(xiàn)最大。

從A點(diǎn)到C點(diǎn)為彈塑性階段,隨著載荷的繼續(xù)增大,試件進(jìn)入彈塑性階段。外鋼管承擔(dān)的載荷從49%降到42%,內(nèi)鋼管承受的載荷從38%增加到39%,載荷主要由內(nèi)外鋼管承擔(dān),夾層混凝土承擔(dān)的載荷較小。

C點(diǎn)以后為塑性階段,外鋼管、內(nèi)鋼管提供的承載力基本保持不變,夾層混凝土提供的承載力略有提高,整個(gè)試件在達(dá)到極限承載力之后保持較好的延性。

4 結(jié) 論

1) 利用ABAQUS得到了中空夾層鋼管混凝土柱承載力-位移曲線,并和已有試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

2) 外鋼管為Q590的試件承載力比外鋼管為Q390的試件承載力提高了42%,外鋼管屈服強(qiáng)度對(duì)試件極限承載力影響顯著。隨著受火時(shí)間和空心率的增加,試件承載力呈現(xiàn)下降趨勢。隨著混凝土強(qiáng)度的增加,試件承載力略有提高。

3) 中空夾層鋼管混凝土柱在經(jīng)歷火災(zāi)作用后,鋼材強(qiáng)度有較大恢復(fù),對(duì)試件承載力的提高貢獻(xiàn)較大。