薛 辰 秦廣沖 蘭 濤, 余志祥 李澤旭

(1.中國船舶重工集團國際工程有限公司, 北京 100121; 2.西南交通大學土木工程學院, 成都 610031)

箱板裝配式鋼結(jié)構(gòu)體系是一種新型的裝配式鋼結(jié)構(gòu)體系,現(xiàn)有相關(guān)研究較少。門進杰等對箱板裝配式鋼結(jié)構(gòu)住宅縮尺模型進行振動臺試驗[1-2],蘭濤等對模塊單元和開洞模塊單元進行擬靜力加載試驗[3-5],試驗結(jié)果顯示該體系強度大,整體性和延性較好,抗震性能優(yōu)越。針對其抗火性能,賀青青通過對箱板裝配式組合墻進行溫度場和耐火極限研究,得到了組合墻的抗火優(yōu)化設(shè)計方法。[6]該結(jié)構(gòu)目前已成功應(yīng)用于實際工程中。[7]

目前國內(nèi)外學者對單個構(gòu)件的抗火性能研究較多,如以單個梁、柱、約束構(gòu)件和連接節(jié)點等為研究對象進行了試驗和理論研究,[8-13]試驗中單個構(gòu)件在結(jié)構(gòu)中的端部約束在試驗中不易控制,難以還原真實情況下整體結(jié)構(gòu)的連接形式和力學行為,若以整體結(jié)構(gòu)為研究對象,便可以簡化受力得到更為準確有效的結(jié)論。1993年英國建筑研究有限公司(BRE)等在Cardington對一棟8層足尺鋼框架建筑做了6組火災試驗[14-17],試驗發(fā)現(xiàn)整體結(jié)構(gòu)受火后,鋼梁和樓板因其變形連接作用會有效提升結(jié)構(gòu)的抗火承載能力,其研究成果對結(jié)構(gòu)抗火研究和設(shè)計影響深遠。

隨著計算機技術(shù)的發(fā)展,有限元數(shù)值模擬成為分析研究問題的重要手段。國內(nèi)外學者將鋼結(jié)構(gòu)抗火計算方法進一步發(fā)展,通過數(shù)值模擬或者經(jīng)典解析方法進行計算分析,可以考慮不同升溫條件、不同約束條件以及不同荷載條件影響下的任意鋼構(gòu)件在火災中的受力性能。這種設(shè)計方法更加準確和全面,我國目前現(xiàn)行的GB 51249—2017《建筑鋼結(jié)構(gòu)防火技術(shù)規(guī)范》[18]以及上海DG/TJ08-008—2017《建筑鋼結(jié)構(gòu)防火技術(shù)規(guī)程》[19]均是采用了這種方法,還包括英國和歐洲其他地區(qū)的鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計標準[20-22]也采用了這種思路。

目前箱板裝配式鋼結(jié)構(gòu)整體結(jié)構(gòu)在火災下的熱力學性能缺乏具體深入研究,為填補該領(lǐng)域空白,將以一個模塊單元組成的單層箱板結(jié)構(gòu)和三個模塊單元組成的三層箱板整體結(jié)構(gòu)為研究對象,基于前期計算得到的7種火災工況下的空氣溫度場和結(jié)構(gòu)溫度場結(jié)果[23],通過數(shù)值模擬軟件建立熱力學模型進行熱力耦合計算分析,探討單層結(jié)構(gòu)與三層結(jié)構(gòu)在不同火災場景下的抗火性能。

1 模型概況

采用ABAQUS建立箱板裝配式鋼結(jié)構(gòu)整體結(jié)構(gòu)熱力學模型,并對其進行熱力耦合分析。

1.1 模型參數(shù)

圖1 單層有限元模型示意Fig.1 A schematic diagram of a single-storey FEA model

圖2 三層有限元模型示意Fig.2 A schematic diagram of a three-storey FEA model

1.2 鋼材高溫材料屬性

通過比較分析各國標準中鋼材高溫材性的關(guān)鍵參數(shù)取值,最終確定數(shù)值模型的有效熱物理參數(shù)及材性力學參數(shù)。鋼板和加勁肋均為Q235鋼,屈服強度為215 MPa。熱物理屬性中密度取ρs=7 850 kg/m3;熱膨脹系數(shù)隨溫度取αs=1.4×10-5m/(m·℃);比熱容和熱傳導系數(shù)使用Eurocode 3[21]中的算式;力學性能中,泊松比取νs=0.3;屈服強度、彈性模量都按GB 51249—2017[18]提供的算式進行計算,應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系使用Eurocode 3中提出的不考慮強化的光滑曲線材料模型為計算模型,輸入每個溫度下對應(yīng)的應(yīng)力-應(yīng)變曲線。

1.3 火災場景設(shè)置

為了研究不同火災場景下該結(jié)構(gòu)的失效過程和破壞機理,設(shè)置了單層和三層共7種不同的火源場景來探究不同工況下的火災對空氣溫度場的影響,具體火災場景、空間分區(qū)和火源參數(shù)設(shè)置詳見文獻[7]。

1.4 單元類型和分析步設(shè)置

整體模型采用實體單元,熱力耦合分析中使用C3D8R力學計算網(wǎng)格,分析計算隨時間變化的溫度應(yīng)力,得到模型在恒載和活載作用下的力學性能。計算共設(shè)置三個分析步,屬性為通用靜力,第一個和第二個分析步用來施加自重和活荷載,時長分別為300 s,第三個分析步用來計算溫度應(yīng)力,此步驟需導入前期結(jié)構(gòu)溫度場傳熱計算結(jié)果[23],通過溫度場與應(yīng)力場耦合來計算溫度應(yīng)力,設(shè)置分析步時長為10 800 s,該時長即為火災發(fā)展時長,設(shè)置自動調(diào)整步長,最大步長為30 s,全過程共計算11 400 s。

2 單層結(jié)構(gòu)熱力耦合分析

當火源位于不同位置時,不同火災場景下的結(jié)構(gòu)溫度場呈現(xiàn)不同的分布,在不同的溫度應(yīng)力作用下,結(jié)構(gòu)的受力性能和破壞模式會有很大差別。以下為單層結(jié)構(gòu)在三種不同火災場景下的隨時間變化的應(yīng)力分布和位移變化結(jié)果,火災發(fā)展過程中的時刻用T表示。

2.1 火災場景1應(yīng)力分析

2.1.1整體結(jié)構(gòu)

常溫下,僅恒載+活載的荷載組合下的應(yīng)力云如圖3所示,樓板與墻板連接的四個角點、樓板下加勁肋位置處出現(xiàn)了較大的應(yīng)力,約40 MPa,最大應(yīng)力出現(xiàn)在門洞位置的加勁肋處,為83 MPa。

圖3 荷載組合下的初始應(yīng)力狀態(tài) MPaFig.3 Contours of initial stress for the overall structure

升溫過程中的應(yīng)力變化如圖4所示。T=1 631 s時,樓板中心E區(qū)應(yīng)力增至最大210 MPa,已達到該溫度下的屈服強度,進入彈塑性階段,但板下加勁肋還未屈服,墻板區(qū)域及角部區(qū)域的應(yīng)力開始逐漸增大;T=4 431 s時,高溫已導致E區(qū)鋼材材性大幅降低,該區(qū)樓板處于塑性屈服狀態(tài),應(yīng)力逐漸減小至0,樓板存在局部屈曲后的應(yīng)力重分布現(xiàn)象,同時墻板應(yīng)力繼續(xù)增大,大部分應(yīng)力較高且接近于屈服強度;T=5 681 s時,墻板已經(jīng)屈曲,開始進入屈曲后強化階段同時伴隨著應(yīng)力重分布,墻板的應(yīng)力開始逐漸減小;T=7 231 s時,隨著樓板其他區(qū)域溫度逐漸升高至400 ℃以上,樓板邊緣處和墻板中間高度處已經(jīng)屈服。主要構(gòu)件樓板已達承載能力極限狀態(tài),兩側(cè)墻板也已經(jīng)屈曲,應(yīng)力也接近屈服強度,標志著結(jié)構(gòu)的破壞。

a—T=1 631 s; b—T=4 431 s; c—T=5 681 s; d—T=7 231 s。圖4 火災場景1不同時刻應(yīng)力場 MPaFig.4 Stress fields at different points in time in fire scenario 1

2.1.2關(guān)鍵位置測點

由于結(jié)構(gòu)對稱性和火災場景的對稱性,只取一半樓板結(jié)構(gòu)中位于加勁肋上的關(guān)鍵測點進行研究分析,本文所取的位于火源區(qū)上方的4條加勁肋,分別是縱向肋FS1-L1、FS1-T1,橫向肋FS1-T2、FS1-T3,其中,FS1-L11代表FS1-L1全長中點處,FS1-L12代表FS1-L1全長1/4處,其他肋編號以此類推。門窗洞口周邊測點中FS1-W1、FS1-W2為西側(cè)墻板窗口上下角點,FS1-D1、FS1-D2為東側(cè)墻板門洞上下角點。FS1-WL1,FS1-WL2為窗口兩側(cè)加勁肋,FS1-DL1,FS1-DL2為門洞兩側(cè)加勁肋,FS1-WL11,FS1-WL12中第二位數(shù)字1,2分別代表加勁肋中點和底部端點,其他編號以此類推。具體測點位置見圖5。

a—樓板加勁肋測點位置; b—窗洞口測點位置; c—門洞口測點位置。圖5 火災場景1關(guān)鍵測點位置Fig.5 Locations of key measurement points in fire scenario 1

樓板下加勁肋關(guān)鍵測點時間-應(yīng)力曲線如圖6所示。分析可知:樓板下加勁肋FS1-T2在T=4 500 s左右最先屈服,測點FS1-T21此時溫度達到700 ℃,應(yīng)力為71 MPa;測點FS1-L11、FS1-T11、FS1-T21處的應(yīng)力曲線都有一個短暫的應(yīng)力減小再增大的過程,是由于板屈曲后應(yīng)力重分布所導致;測點FS1-L12、FS1-T12、FS1-T22、FS1-T31、FS1-T32處由于距火源位置相對較遠,因此在分析全過程中溫度相對較低,測點處應(yīng)力都沒有達到屈服強度。

a—加勁肋FS1-L1; b—加勁肋FS1-T1; c—加勁肋FS1-T2; d—加勁肋FS1-T3。圖6 樓板下加勁肋關(guān)鍵測點時間-應(yīng)力曲線Fig.6 Time-stress curves of key measurement points on stiffening ribs under floor slabs

洞口周邊關(guān)鍵測點時間-應(yīng)力曲線如圖7所示,除FS1-D2外,其他洞口測點處都未屈服,洞口兩側(cè)的加勁肋中點大約同在T=3 000 s時達到屈服強度,之后應(yīng)力開始逐漸下降,門洞處的FS1-DL12、FS1-DL22在中點屈服之前屈服,而窗洞處的FS1-WL12、FS1-WL22在中點屈服之后屈服。

a—洞口測點; b—加勁肋FS1-WL1、FS1-WL2; c—加勁肋FS1-DL1、FS1-DL2。圖7 洞口周邊關(guān)鍵測點時間-應(yīng)力曲線Fig.7 Time-stress curves of key measurement points at the corner of the hole

2.2 火災場景2應(yīng)力分析

2.2.1整體結(jié)構(gòu)

T=256 s時,D區(qū)樓板應(yīng)力增至210.4 MPa,之后開始減小,樓板整體已經(jīng)屈曲,整體結(jié)構(gòu)應(yīng)力重分布,墻板應(yīng)力開始逐漸增大;T=387.5 s時,墻板增至210 MPa后開始減小,墻板屈曲后應(yīng)力重分布,D區(qū)達到屈服強度,應(yīng)力逐漸減小至0;T=922 s時,窗戶洞口附近的鋼板及加勁肋屈服;T=2 022 s時,東西兩側(cè)墻板大面積屈服,東側(cè)墻板因高溫下材性降低達到屈服,西側(cè)因應(yīng)力過大達到屈服,底部一圈固定支座處也達到屈服。結(jié)構(gòu)達到承載能力極限,處于坍塌臨界狀態(tài)(圖8)。

a—T=256 s;b—T=387.5 s; c—T=922 s; d—T=2 022 s。圖8 火災場景2不同時刻應(yīng)力場 MPaFig.8 Stress fields at different points in time in fire scenario 2

2.2.2關(guān)鍵位置測點

FS2-L1、FS2-T1分別為樓板下縱向、橫向加勁肋,FS2-L11代表FS2-L1中間測點,FS2-L12代表FS2-L1的1/4測點處,FS2-T1同上。FS2-W1、FS2-W2、FS2-W3、FS2-W4為西墻窗口測點,FS2-WL1,FS2-WT1為窗口一側(cè)加勁肋,FS2-WL11,FS2-WL12第二位數(shù)字1,2分別代表加勁肋中點和底部端點,其他編號以此類推。具體測點位置見圖9。

a—洞口測點位置; b—加勁肋測點位置。圖9 火災場景2關(guān)鍵測點位置Fig.9 Locations of key measurement points in fire scenario 2

溫度較高的測點基本經(jīng)歷了應(yīng)力迅速增大后降低的過程,最后在高溫下屈服。樓板下加勁肋中點FS2-L11、FS2-T11由于升溫快、溫度高,很早就屈服,FS2-L12、FS2-T12均未屈服,在經(jīng)歷了應(yīng)力重分布后驟降,最后保持在很低的應(yīng)力;窗口測點的應(yīng)力在發(fā)展初期迅速增大,FS2-W3、FS2-W4達到190 MPa,而FS2-W1在低溫下應(yīng)力增大至屈服強度215 MPa,FS2-W2最大應(yīng)力為80 MPa,遠低于其余點,FS2-W2～W4在溫度升高時應(yīng)力在下降階段達到屈服強度。通過以上分析可知,洞口附近的墻體加勁肋底部最先屈服,中部在溫度升高過程中屈服(圖10)。

a—樓板下加勁肋測點; b—洞口測點; c—洞口周邊加勁肋測點。圖10 關(guān)鍵測點時間-應(yīng)力曲線Fig.10 Time-stress curves of key measurement points

2.3 火災場景3應(yīng)力分析

2.3.1整體結(jié)構(gòu)

由圖11可知,T=448 s時,樓板和墻板幾乎同時達到最大應(yīng)力狀態(tài),之后應(yīng)力開始逐漸減小,進入應(yīng)力重分布屈曲后強化階段;T=628 s時,樓板A區(qū)在600 ℃高溫下達到其屈服強度;T=808 s時,火源上方的頂板開始出現(xiàn)零應(yīng)力區(qū),此區(qū)域鋼材在高溫下失效;T=1 077 s時,墻板大部分已經(jīng)在高溫產(chǎn)生的溫度應(yīng)力下屈服,達到承載極限狀態(tài)。

2.3.2關(guān)鍵位置測點

FS3-L1、FS3-T1分別為樓板下縱向、橫向加勁肋,FS3-L11代表FS3-L1全長1/4位置處,FS3-L12代表FS3-L1全長中間位置處,FS3-T1同上。FS3-W1～W4為北墻窗口測點,FS3-WL1～WL3,FS3-WT1為窗口附近的加勁肋,FS3-WL11、FS3-WL12第二位數(shù)字1,2分別代表加勁肋中點和底部端點,其他肋編號以此類推。具體測點位置見圖12。

由圖13a可見:洞口4個測點中只有FS3-W2在應(yīng)力增大過程中屈服,其余測點應(yīng)力則先增至最大后開始減小,過程中均未達到對應(yīng)溫度的屈服強度。圖13b中的加勁肋中部測點均處于較高的溫度,FS3-WL21在應(yīng)力下降階段達到屈服強度,其余測點都未屈服。由圖13c可見:加勁肋底部測點都處于較低溫度,所有點達到了屈服強度,FS3-WL12、FS3-WL22、FS3-WT12升至最大應(yīng)力處保持一段時間后開始下降;距火源近的FS3-L11、FS3-T11由于溫度較高,早在應(yīng)力增大過程中就已經(jīng)屈服,之后應(yīng)力持續(xù)增至最大再減小,FS3-L12和FS3-T12溫度較低,未達到屈服強度(圖13d)。

a—洞口測點; b—洞口周邊加勁肋中部測點; c—洞口周邊加勁肋底部測點; d—樓板下加勁肋關(guān)鍵測點。圖13 關(guān)鍵測點時間-應(yīng)力曲線Fig.13 Time-stress curves of key measurement points

2.4 位移分析

根據(jù)文獻[24]提出的荷載效應(yīng)組合計算,不受火僅受恒載+活載作用下初始沉降為10.76 mm,如圖14所示。而按GB 50017—2017《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計標準》[25]中規(guī)定以受拉為主的結(jié)構(gòu)容許撓度值L/250=33.2 mm(L為結(jié)構(gòu)短向跨度),初始沉降大約為限值的1/3,說明還有很高的安全儲備。

圖14 初始沉降 mmFig.14 Initial settlement of the overall structure

選取3種工況下的最大位移點特征點,繪制位移-時間曲線,3種工況下的x、y、z向最大位移對比見圖15?？芍?工況3下y側(cè)移最大,為47 mm,工況2下的x向位移和z向位移最大,分別為38 mm和25 mm。圖中的位移曲線較為緩和,沒有明顯的突變,表明結(jié)構(gòu)在鋼材屈服后有足夠的延性。

a—x向; b—y向; c—z向。 火災場景1; 火災場景2; 火災場景3。圖15 不同火災場景下最大位移對比Fig.15 Comparisons of the maximum displacements in different fire scenarios

3 三層結(jié)構(gòu)熱力耦合分析

同樣當火源位于不同結(jié)構(gòu)樓層的不同位置時,結(jié)構(gòu)溫度場也呈現(xiàn)不同的分布,結(jié)構(gòu)的受力性能和破壞模式也會隨之改變。由于三層結(jié)構(gòu)在各工況下的破壞模式相似,只介紹最不利情況場景6下的應(yīng)力場和位移的發(fā)展及分布情況。

3.1 應(yīng)力分析

3.1.1整體結(jié)構(gòu)

由圖16可知:T=207.5 s時,二樓樓板達到了最大應(yīng)力,應(yīng)力最大點位于樓板中心位置,約210 MPa,之后樓板應(yīng)力重分布,中心應(yīng)力逐漸減小至0,樓板邊緣應(yīng)力逐漸增大,進入屈曲后強化階段;T=357.5 s時,樓板中心處溫度達600 ℃,此時二層E區(qū)樓板已經(jīng)屈服,進入彈塑性階段,二層樓板邊緣應(yīng)力和墻板應(yīng)力繼續(xù)增大;T=1 017 s時,二層樓板的四周邊緣位置應(yīng)力及角部位置均達到屈服強度,二、三層墻板也已大面積屈服,此時結(jié)構(gòu)已經(jīng)達到承載能力極限狀態(tài),瀕臨破壞。

a—T=207.5 s二層應(yīng)力場; b—T=357.5 s二層應(yīng)力場; c—T=1 017 s二層應(yīng)力場; d—T=1 017 s整體應(yīng)力場。圖16 火災場景6作用下二層及整體應(yīng)力場 MPaFig.16 Stress fields at different points in time in fire scenario 6

3.1.2關(guān)鍵位置測點

取二樓樓板為研究對象,主要測點位置如圖17所示,分別是縱向肋FS6-L1,FS6-T1,橫向肋FS6-T2,FS6-T3,測點FS6-L11代表FS6-L1中間位置處,測點FS6-L12代表FS6-L1的1/4位置處,其他肋以此類推。門窗洞口測點位置同火災場景1,FS6-W1、FS6-W2分別為西墻窗口上下角點,FS6-D1、FS6-D2分別為東墻門洞上下角點。FS6-WL1,FS6-DL1為窗口和門洞處的加勁肋,FS6-WL11、FS6-WL12第二位數(shù)字1,2分別代表加勁肋中點和底部端點,其他編號以此類推。

a—二層樓板加勁肋關(guān)鍵測點位置; b—窗洞口測點位置; c—門洞口測點位置。圖17 火災場景6關(guān)鍵測點位置Fig.17 Locations of key measurement points in fire scenario 6

樓板加勁肋測點時間-應(yīng)力曲線見圖18。靠近火源的FS6-L11、FS6-T11在開始階段應(yīng)力迅速增大至最大后又迅速降低,并在應(yīng)力下降階段屈服,FS6-L12、FS6-T12測點應(yīng)力也經(jīng)歷了先增大后減小的過程,但最大應(yīng)力明顯較低(為40 MPa),未達到其屈服強度;FS6-T21所處溫度較高,在應(yīng)力降低過程中屈服,FS6-T22應(yīng)力較小,未屈服,FS6-T31和FS6-T32在增至210 MPa后緩慢降低,過程中也未屈服。

a—縱向加勁肋測點; b—橫向加勁肋測點。圖18 樓板下加勁肋關(guān)鍵測點時間-應(yīng)力曲線Fig.18 Time-stress curves of key measurement points on the stiffening rib under the floor

窗洞口周邊測點時間-應(yīng)力曲線見圖19。洞口測點中FS6-W1應(yīng)力最大,達到193 MPa,FS6-D1所處位置溫度較高,應(yīng)力卻最小,都未達到屈服強度;洞口處加勁肋中部最大應(yīng)力高于底部,也都未屈服。

a—洞口測點; b—洞口周邊加勁肋測點。圖19 關(guān)鍵測點時間-應(yīng)力曲線Fig.19 Time-stress curves of key measurement points

3.2 位移分析

4種工況下的x、y、z向最大位移點出現(xiàn)位置見表1,最大位移點對應(yīng)時間-位移曲線見圖20所示?？芍?火災場景4下x、y、z向位移都最大,最大位移分別為33,40,24 mm。圖20a中火災場景5、7曲線斜率較大,說明當火源位于墻板附近時,墻板的側(cè)向位移增幅較快,其余的位移曲線都較為緩和,沒有明顯的突變。

表1 三層結(jié)構(gòu)最大位移出現(xiàn)位置Table 1 Locations of the maximum displacements in the three-storey structure

a—x向; b—y向; c—z向。 火災場景4; 火災場景5; 火災場景6; 火災場景7圖20 不同火災場景下最大位移對比Fig.20 Comparisons of the maximum displacements in different fire scenarios

4 破壞模式及耐火極限

文獻[24]規(guī)定火災下,結(jié)構(gòu)整體承載力極限狀態(tài)的判別標準為:

1)結(jié)構(gòu)喪失整體穩(wěn)定;2)結(jié)構(gòu)達到不適于繼續(xù)承載的整體變形。其中界限值可取為高度或短跨的1/30。

文獻[24]確定的火災下結(jié)構(gòu)整體承載力極限狀態(tài)的判別標準適用于鋼框架結(jié)構(gòu)和鋼混組合結(jié)構(gòu),箱板式鋼結(jié)構(gòu)與以上兩種結(jié)構(gòu)有著不同的破壞模式和受力特點,耐火受力過程中最大位移為47 mm,為高度方向的1/62,遠不及其參考界限值的1/30。通過分析整體結(jié)構(gòu)在火災場中的溫度場和應(yīng)力場,結(jié)合加勁板件的受力特點,得到了火災下箱板裝配式鋼結(jié)構(gòu)整體結(jié)構(gòu)的力學性能變化規(guī)律、破壞模式和耐火極限。

4.1 單層結(jié)構(gòu)

3種不同火災場景下的結(jié)構(gòu)都是火源上方樓板應(yīng)力首先升高,發(fā)生屈曲,應(yīng)力重分布后繼續(xù)發(fā)揮其屈曲后強度,應(yīng)力逐漸減小,同時墻板及樓板其他部位應(yīng)力開始慢慢增大?；馂膱鼍?最終樓板的中間及邊緣部分屈服,大部分墻板接近屈服,主要構(gòu)件失效,整體結(jié)構(gòu)達到承載能力極限,此場景下主要構(gòu)件中樓板破壞更為嚴重;火災場景2和3最終極限狀態(tài)時火源上方區(qū)域的樓板屈服,大面積的墻板和支座部位屈服,結(jié)構(gòu)瀕臨破壞,此兩種場景下主要構(gòu)件墻板均破壞嚴重。箱板式結(jié)構(gòu)鋼板內(nèi)的加勁肋起到分擔鋼板內(nèi)應(yīng)力的作用,在鋼板屈服之后屈服,有效地提升了結(jié)構(gòu)強度。

3種火災場景下耐火時間見表2,場景1耐火時間最長為2 h,場景2和3分別為34 min和18 min。場景1火源位于結(jié)構(gòu)中間,使得結(jié)構(gòu)整體受力均勻,同時樓板的屈曲后強度和薄膜效應(yīng)為結(jié)構(gòu)提供強度,有效地提升了耐火時間;場景2和3的火源位于西側(cè)和西北角,當火源附近墻板受火時,造成結(jié)構(gòu)整體受力不均,應(yīng)力重分布后墻板承受過大的應(yīng)力,導致墻板底端和中部受力過大而屈服,耐火時間大大降低;單層結(jié)構(gòu)的墻板是箱板結(jié)構(gòu)耐火的薄弱環(huán)節(jié),尤其是當火源位于角部時,其耐火極限更短,在抗火設(shè)計中應(yīng)著重對墻板進行強度提升和耐火保護。

表2 箱板式鋼結(jié)構(gòu)耐火極限Table 2 Fire endurance limits of the single-storey structure

4.2 三層結(jié)構(gòu)

三層結(jié)構(gòu)的4種火災場景的最終破壞模式相似,首先火源上方樓板屈曲,進入屈曲后強化階段,接著在高溫下屈服退出工作,之后樓板邊緣和墻板應(yīng)力逐漸增大直至屈服,墻板的屈服區(qū)域包括火源所在樓層和火源上層的墻板,整體結(jié)構(gòu)達到承載能力極限狀態(tài)。

4種火災場景下耐火時間見表3,對比火災場景4、6和5、7可知:火源在一層時比在二層的耐火時間長;對比火災場景4、5和6、7可知,火源位于D區(qū)比位于E區(qū)耐火時間長。由此可認為,當火源位于結(jié)構(gòu)中間樓層時耐火時間會縮短,火災造成的高溫區(qū)域位于樓層中心時對結(jié)構(gòu)抗火更為不利。4種場景下的耐火極限都達到了1 000 s以上,比一層結(jié)構(gòu)某些場景下的耐火極限還要高,說明結(jié)構(gòu)整體性能優(yōu)越,整體結(jié)構(gòu)應(yīng)力互傳,協(xié)同受力,有效延長了結(jié)構(gòu)的耐火時間。

5 結(jié)束語

通過對箱板裝配式鋼結(jié)構(gòu)模型進行熱力耦合分析,得到了火災下整體結(jié)構(gòu)的應(yīng)力值和位移值,同時結(jié)合箱板式鋼結(jié)構(gòu)的結(jié)構(gòu)特點,探明了該結(jié)構(gòu)的破壞模式,并討論不同火源位置對結(jié)構(gòu)耐火極限的影響。經(jīng)分析得出以下結(jié)論:

1)在高溫火災作用下,箱板裝配式結(jié)構(gòu)呈現(xiàn)與其他主流結(jié)構(gòu)不同的破壞形式,首先為樓板屈曲,屈曲后應(yīng)力重分布,樓板中心的薄膜應(yīng)力可繼續(xù)為結(jié)構(gòu)提供屈曲后強度,然后墻板和樓板邊緣應(yīng)力逐漸增大,直至樓板邊緣屈服或墻板屈服達到承載能力極限,此過程中樓板的薄膜應(yīng)力、墻板與樓板的協(xié)同受力以及板內(nèi)均勻分布的加勁肋都有效提升了結(jié)構(gòu)的抗火性能,體現(xiàn)了結(jié)構(gòu)良好的整體性。

2)當火源位于單層結(jié)構(gòu)和三層結(jié)構(gòu)相同位置時,兩者呈現(xiàn)出完全不同的抗火性能。首先,對于單層結(jié)構(gòu),當火源位于結(jié)構(gòu)中心時比其他火災場景的耐火時間要長,對于三層結(jié)構(gòu),則當火源位于二層中心位置時耐火時間最短;其次是失效區(qū)域的區(qū)別,單層結(jié)構(gòu)失效區(qū)域主要存在于火源周邊墻板、火源上方樓板和墻體支座處,三層結(jié)構(gòu)失效區(qū)域主要存在于靠近火源的大部分的樓板和墻板處,且墻板屈服時會使上、下兩層墻板一起屈服,應(yīng)力互傳,失效域更大。

3)火災過程中,結(jié)構(gòu)的加勁肋和樓板由于屈曲提前失效,強度沒有得到充分利用,需進一步優(yōu)化,使其力學性能得到充分發(fā)揮;該結(jié)構(gòu)作為以純鋼材為材料的結(jié)構(gòu),須要做好配套的防火措施,同時,板件的邊緣及角部區(qū)域的屈服是結(jié)構(gòu)達到耐火極限的重要標志,應(yīng)盡量避免因關(guān)鍵構(gòu)件樓板、墻板的破壞而導致整體結(jié)構(gòu)的失穩(wěn)。

4)無論一層還是三層的箱板裝配式鋼結(jié)構(gòu),在進入彈塑性階段后位移都比較小,體現(xiàn)了箱板式結(jié)構(gòu)剛度大的特點。