约束PEC柱(强轴)抗火性能试验研究

金晓飞,毛小勇,梁书亭,杜二峰

(1.东南大学 土木工程学院，江苏 南京　210096;2.苏州科技学院 江苏省结构工程重点实验室,江苏 苏州　215011)



约束PEC柱(强轴)抗火性能试验研究

金晓飞1,2,毛小勇2†,梁书亭1,杜二峰1

(1.东南大学 土木工程学院，江苏 南京210096;2.苏州科技学院 江苏省结构工程重点实验室,江苏 苏州215011)

为了研究轴向约束对部分包裹型钢混凝土组合柱(PEC柱)抗火性能的影响，开展了轴向约束PEC柱的抗火性能试验研究和有限元分析.考虑轴压和绕强轴压弯两种受力形式，进行了两根ISO-834标准火灾作用下四面受火轴向约束PEC柱的抗火性能试验.测试了试件截面温度场分布、轴向及侧向变形和耐火极限，观察了试件的破坏过程.试验结果表明：施加柱端弯矩的约束PEC柱侧向变形速率大，其破坏形态与轴压约束柱明显不同，为绕强轴的弯曲破坏；相同荷载比下有柱端弯矩的约束PEC柱耐火极限比轴压约束柱略长，总体而言两者的耐火极限均较短.有限元分析结果与试验结果吻合较好，具有较高的精度，可用于进一步的参数分析.

约束PEC柱；抗火试验；柱端弯矩；破坏形态；耐火极限

PEC柱(Partially Encased Concrete Column,简称PEC柱)是在H型钢两翼缘之间填充混凝土形成的一种新型组合柱.H型钢中填充混凝土大幅提高了钢柱的承载力，同时增强了翼缘和腹板的局部稳定性，相比钢结构柱选用PEC柱可显著减小柱截面面积，从而合理增加房间的使用面积.此外，PEC柱还可用于已有钢结构柱的加固和改造，具有良好的应用前景.

由于PEC柱型钢翼缘外露，在高温下易屈曲，因此PEC柱的抗火性能及其设计方法近年来逐渐成为研究的一个热点.Wainman等通过试验研究了PEC柱的抗火性能，部分试件在腹板设置了连接件，其研究结果为欧洲规范中PEC柱的抗火设计提供了依据[1].欧洲规范Eurocode 4[2]和德国规范DIN 4102-4[3]中给出了图表化的PEC柱抗火设计内容，对各种耐火极限要求下构件的最小截面尺寸、最大翼缘宽厚比、配筋要求等作了具体规定.在约束柱的抗火研究方面，Ali等试验研究了99根缩尺高强、普通混凝土约束柱的抗火性能，考察了轴向约束刚度比、升温速率和荷载比对柱耐火性能的影响[4].Benmarce等开展了12根轴向约束高强混凝土柱的明火试验[5].Huang等对4根轴向约束四面受火的足尺型钢混凝土柱进行了抗火性能试验[6]，并对型钢混凝土柱的抗火性能进行了数值分析，基于分析结果得到：高荷载比下，型钢混凝土柱的耐火极限值可用EC4 Pt.1.2提供的方法进行计算[7].吴波等针对受轴向约束的4根普通混凝土方形柱、4根高强混凝土方形柱进行了升、降温全过程的明火试验，研究表明轴向约束刚度比及荷载比是影响高温下普通、高强混凝土柱变形性能及耐火极限的重要因素[8].吴波等还开展了12根轴向约束钢筋混凝土异形柱(+-,T- 和 L-型)抗火性能的试验研究，试验研究表明轴向约束柱的破坏形态与不考虑轴向约束柱的破坏形态差异很大，高温下约束柱没有出现无约束柱典型的“失控破坏”[9].Correia等对轴向和弯曲约束下的PEC柱利用FCTUC的实验装置进行了抗火性能试验研究[10].毛小勇等分析了轴向约束刚度比、荷载比、偏心率、截面尺寸等参数和弯矩分布模式对约束PEC柱耐火性能的影响，研究结果表明荷载比较小时，PEC柱的耐火极限受轴向约束刚度的影响较大，荷载比较大时，PEC柱的耐火极限几乎不受轴向约束刚度变化的影响[11].

从国内外研究现状可知，目前对约束PEC柱的抗火性能研究还不够完善，尤其是相关的试验研究偏少，距离实际应用还有一定距离.基于此，本文对两根四面受火轴向约束PEC柱进行抗火性能试验研究，并建立了约束PEC柱的有限元分析模型，研究结果可为四面受火PEC柱耐火设计提供参考.

1　试验方案

1.1试验装置

试验在苏州科技学院江苏省结构工程重点实验室的多功能火灾试验炉中进行，火灾试验炉由升温箱体、升温控制系统、加载系统、数据采集系统、燃料供应系统和高温摄像系统组成.升温能力为1 200 ℃，最大加载能力5 000 kN.控制系统预设了 ISO-834，ASTM E和 BS476升温曲线，其他升温曲线(包括升、降温全过程曲线)可以根据需要进行设定.火灾试验炉装置及参数可参见文献[12].

1.2试件设计及制作

两个试件的编号分别为PEC-K010-L50和PEC-K010-L50-M，编号中K010表示轴向约束刚度比为0.1，L50表示试件的荷载比为0.5，M表示柱端施加弯矩.柱轴向约束刚度比为柱轴向约束刚度与常温下柱轴向刚度的比值.试件编号及试验参数见表1.

表1　试件编号及试验参数

试件尺寸及截面信息如图1(c)，试件长4 250 mm，截面尺寸250×250 mm；型钢采用HW250×250×9×14，两翼缘间填充混凝土，型钢两端与端板焊接(图1(f))；混凝土内埋置四根HRB335Φ16纵向钢筋，保护层厚度为40 mm，纵筋端部弯折焊于端板上(图1(f))；横向系杆采用HPB235Φ8@100/150，在柱两端500 mm区段内箍筋间距为100 mm，横向系杆通过角焊缝焊接于翼缘上，焊缝长度为70 mm.

试件通过上、下端板与试验装置连接，如图1(g)所示.为了施加轴向约束，在PEC柱上端施加轴向约束钢梁(图1(d))，约束钢梁通过弯曲变形对试验柱提供轴向约束，具体的装置示意图如图1(a)，(b)所示；为了施加柱端弯矩，在PEC柱上端螺栓连接加载钢臂(图1(e))，通过液压千斤顶在加载钢臂上施加荷载，实现在PEC柱端部施加弯矩.

型钢采用Q235钢材，根据《金属材料室温拉伸试验方法》(GB/T228.1-2010)的规定设计了HW型钢翼缘、腹板的标准拉伸试验，测得钢材的厚度t，屈服强度fy，极限强度fu，弹性模量Es和泊松比υ等指标，试样实测结果的平均值如表2所示.

表2　钢材的力学性能

图1　约束PEC柱抗火试验装置

表3　混凝土的力学性能

为测定柱截面的温度分布，在PEC柱中截面布置11个温度场的测点，如图2所示.选用K型(镍铬-镍硅)热电偶，热电偶直径 0.3 mm.为了保证热电偶位置的准确性，热电偶采用后埋入的方法，具体做法为：在浇筑PEC柱时，在柱跨中截面预埋直径为20 mm的PVC管，等试件在自然环境中养护28 d后，将预埋的PVC管取出，留出对应埋置热电偶的孔洞.将热电偶按照预定位置埋置，完成后用高强速凝无收缩砂浆灌入孔中，让其自然凝结.型钢柱表面的热电偶(测点8,9,10,11)通过焊接在H型钢表面的薄钢片固定.

图2　PEC柱截面热电偶布置图

1.3边界条件和试验过程

PEC柱上端为理想铰接并用钢梁提供轴向约束，柱下端用M32高强螺栓与固定支座连接.施加在柱端的荷载在升温过程中保持恒定.约束PEC柱四面受火，耐火性能测试过程如下：

1)安装PEC柱，并关闭炉门及顶盖；

2)安装位移和温度量测系统；

3)进行预加载(采用20%极限荷载)，位移测试系统检查；

4)燃烧器试火，风压传感器及控温热电偶检查；

5)按ISO-834标准曲线升温，自动采集位移和温度数据；

6)达到耐火极限判定条件时，停止试验.

2　试验结果和分析

2.1试验现象

火灾试验中借助于内窥式高温工业电视观察PEC柱的变形和破坏过程.两根柱共同的实验现象如下：随着温度的升高，PEC柱中混凝土水分发生迁移及蒸发，混凝土表面的颜色先由浅变深再变浅；升温十几分钟后，炉体有水蒸气逸出；在试件达到耐火极限前5 min，千斤顶油源出现补压现象，且频率随升温时间增加而加快；达到耐火极限时，受压区混凝土被压溃，混凝土块从PEC柱上掉落，如图3和图4所示；试验过程中，没有出现明显的爆裂现象.柱达到耐火极限时，变形突然增加，轴向变形骤增.

1) 试件PEC-K010-L50

当升温至9分30秒时，试件表面有水分从内部渗出；升温至16 min，明显有水蒸气逸出，试验炉炉壁出现水珠，该现象持续了一段时间；升温至25 min，千斤顶油源出现补压现象；升温30 min，千斤顶油源补压明显加快，柱承载力急剧下降，轴向变形骤增，PEC柱绕弱轴弯曲破坏，试件达到耐火极限.PEC-K010-L50的耐火极限为30 min.

破坏的试件如图3所示，破坏时柱绕弱轴弯曲破坏可能的原因是：随着温度的增加，型钢及混凝土抗压强度下降，部分混凝土被压溃，其中部分混凝土掉落使柱弱轴抗弯刚度迅速减弱，导致柱绕弱轴发生弯曲破坏.图3(b)为高温下因材料强度下降导致的混凝土压溃掉落后的情景.图3(c)为柱中部位翼缘屈曲，混凝土被压溃.图3(d)为柱脚部位混凝土被压溃的情景.试验中横向系杆没有因受压导致柱横向变形增大而从翼缘上脱焊，对比文献[10]，横向系杆焊在翼缘比焊在腹板合理.

2) 试件PEC-K010-L50-M

当升温至7分30秒时，试件表面有水分从内部渗出；升温至11 min，试验炉明显有水蒸气逸出，且炉壁上有明显的水珠，该现象持续了一段时间；升温至26 min，千斤顶油源出现补压声音；升温至31 min，千斤顶油源补压频率加快，柱的承载力下降.升温至35 min，轴向变形骤增，试件达到耐火极限.PEC-K010-L50-M的耐火极限为35 min.

图3　PEC-K010-L50的破坏情况

PEC-K010-L50-M破坏后的情况如图4所示.图4(a)表明试件达到耐火极限时绕柱高约2/3处发生弯曲破坏.原因为：加柱端弯矩的构件，构件变形后产生二阶效应，且构件截面受高温作用发生损伤后二阶效应更加明显，随着升温时间的增加，柱的抗弯刚度逐渐降低，最终柱在中间部位发生弯曲，混凝土被压溃，该部位型钢翼缘发生局部屈曲.图4(b)为PEC柱弯曲部位的一面混凝土被压溃；图4(c)为PEC柱弯曲部位的另一面混凝土被压溃且纵筋局部压曲至向外鼓出；柱破坏时混凝土出现了纵向裂缝，如图4(d)所示.

2.2温度场分布

PEC-K010-L50，PEC-K010-L50-M截面测点的温度-时间曲线分别如图5(a)，(b)所示.由图可见，炉内实际升温曲线与 ISO834 标准升温曲线符合良好，其中实际升温曲线为试验炉6个不同位置控温热电偶的平均值.炉内温度在起始阶段分别出现了升温速度滞后(图5(a))和超前(图5(b))现象，但在升温5 min之后，两者基本趋于一致.

图4　PEC-K010-L50-M的破坏情况

t/min

t/min PEC-K010-L50-M

从各测点的温度曲线可以看出，型钢上测点温度的上升明显较快，如图5(a)测点9和10.混凝土上测点在100 ℃左右出现了较明显的“平台效应”.原因是：到达100℃左右时混凝土中的水分蒸发吸收部分热量，吸收的热量与上升的温度大致相抵，从而出现了温度平台.

由图5(a)可见，测点温度随着埋置深度增加而降低；埋置深度相近时，升温曲线也大致接近，如3号(埋置深度为90 mm)及5号(埋置深度为80 mm)测点；因为钢材的热传导系数很高，导致位于腹板上的4号测点升温较快；6号测点(埋置深度为20 mm)离柱表面很近，其升温明显迅速；型钢上测点(8，9，10)的升温速度明显比混凝土测点(3，5，6，7)快.

图5(b)中各测点的温度曲线与图5(a)中的情况基本一致.

2.3试件变形情况

图6(a)(b)分别给出了轴向约束PEC柱轴向变形-时间曲线图和侧向变形-时间曲线图.

PEC-K010-L50变形表明：轴向膨胀变形呈现先逐渐上升，当变形发展到最大值时，变形慢慢回落，最后随着温度的不断升高，材料的性能不断劣化，柱轴向刚度迅速减小，导致膨胀变形迅速回落；前期侧向变形发展较为平缓，随着温度的升高，两翼缘与腹板间的混凝土被压溃而掉落，接近耐火极限时，PEC柱的抗弯刚度迅速减小，PEC柱的侧向变形显著增大.

PEC-K010-L50-M变形表明：轴向膨胀变形呈现出先逐渐上升，当变形发展到最大值时，随着温度的不断升高，材料的性能不断劣化，柱轴向刚度迅速减小，轴向膨胀变形以较快速度回落，最后试验柱达到耐火极限；施加柱端弯矩约束PEC柱的侧向变形速率较大，随着升温时间的增加，约束PEC柱的侧向变形速率不断增加，接近耐火极限时，柱的侧向变形迅速增加，最终试件破坏.

试验升温过程中，PEC-K010-L50和PEC-K010-L50-M的附加轴力随时间的变化规律亦呈现出与轴向膨胀变形类似的规律：即先逐渐增大，当增大至最大值后，随着温度的不断升高，材料的性能不断劣化，构件轴向刚度迅速减小，附加轴力以较大速率持续减小，直到回归至构件初始内力.主要原因如下：升温时，柱子因发生热膨胀且柱顶的轴向约束限制其变形，相当于柱顶的轴向约束向下“压”柱，使得柱子受到的轴力逐渐增大；随着温度的不断升高，高温下构件材料的劣化导致PEC柱轴向刚度下降；另外，高温和增大后的轴力共同作用下构件的瞬态热应变不断增加，最终导致构件附加轴力持续减小，直至构件破坏.

时间/min

时间/min

2.4试件耐火极限

约束柱的耐火极限为柱的内力回归到柱初始内力的时间.PEC-K010-L05和PEC-K010-L05-M的耐火极限分别为30 min和35 min.除了端部弯矩外，两根构件的荷载比、截面几何参数、轴向约束比等条件均相同，耐火极限为加柱端弯矩的试件略大，主要原因是：试件PEC-K010-L05在火灾作用下破坏形式为绕弱轴失稳破坏，而施加柱端弯矩的试件PEC-K010-L05-M在高温作用下的破坏形态为绕强轴的弯曲破坏，因此尽管后者变形后的二阶效应影响更大，但其耐火极限反而稍长.但总体上两个试件的耐火极限均偏小.

3　有限元分析

运用ABAQUS有限元软件对约束PEC柱的抗火试验进行模拟.温度场分析时，混凝土和钢材都采用Eurocode4提供的热传导系数和比热[2]，混凝土容重取值为2 300 kg/m3，钢材容重取值为7 850 kg/m3；力学分析时，混凝土采用塑性损伤模型，钢材采用弹塑性模型，高温下混凝土和钢材的应力-应变关系采用Eurocode4模型[2].

温度场分析时，混凝土、端板和型钢采用8节点实体单元(DC3D8)，钢筋采用2节点桁架单元(DC1D2)；力学分析时，单元的网格划分和节点编号与温度场一致，将热分析单元改为力学分析单元，混凝土、端板和型钢采用8节点减缩积分格式的三维实体单元(C3D8R)，钢筋采用2节点桁架单元(T3D2).有限元网格采用结构化网格划分.

温度场分析时，近似认为型钢和钢筋与混凝土界面之间不存在温度变化；力学分析时，型钢、钢筋与混凝土之间引起的粘结强度破坏并不常见，暂不考虑它们之间的粘结滑移，亦不考虑材料常温强度的随机性影响[13].

力学分析时，PEC柱上、下端约束形式与试验一致，并通过弹簧单元施加轴向约束.

图7 (a)(b)分别为试件PEC-K010-L05，PEC-K010-L05-M的混凝土(T7)和型钢(T9)的温度分析结果.如图7 (a)( b)可知，型钢上测点T9温度分析结果较好；T7测点初期温度与试验值吻合较好，升温后期试验的温度要高于有限元模拟的温度，这可能是由于高温下试件混凝土开裂，热量通过裂缝向内部传递所致.

时间/min

时间/min

图8(a)(b)分别为试件轴向变形分析结果与试验数据的对比情况.由图可见，分析得到的轴向变形发展趋势与试验大体一致，轴向变形的最大值比较接近，轴向变形最大值所对应的时间基本相同及其回归至零时的时间基本相同.试件的轴向变形有限元计算值与试验值整体吻合较好.

上述结果表明，本文的有限元模型具有良好的精度，可用于约束PEC柱抗火性能的进一步分析.

时间/min

时间/min

4　结　论

进行了两根四面受火约束PEC柱在ISO-834标准升温条件下的抗火性能试验和有限元模拟，结论如下：

1)高温下约束PEC柱没有出现无约束柱典型的“失控破坏”，试验过程中混凝土没有出现爆裂现象，混凝土的剥落是由于高温材料劣化引起的压溃所致.

2)各测点的温度-时间曲线表明，混凝土中测点埋置位置越深温度越低，型钢上相应位置测点的温度基本一致.

3)柱端施加弯矩对约束PEC柱的侧向变形影响较大，施加柱端弯矩后柱绕强轴弯曲，与不施加弯矩的轴压约束柱破坏形态明显不同.相同荷载比下有柱端弯矩的约束PEC柱耐火极限比没有柱端弯矩的轴压柱耐火极限时间稍长，总体上两者的耐火极限均较短.

4)有限元法分析结果与试验结果吻合较好，有限元方法研究约束PEC柱的抗火性能具有良好的精度.

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Experimental Study on the Fire Resistance Behaviors of Restrained PEC Column (Strong Axis)

JIN Xiao-fei1,2,MAO Xiao-yong2†,LIANG Shu-ting1,DU Er-feng1

(1.School of Civil Engineering,Southeast Univ,Nanjing,Jiangsu210096,China; 2.Jiangsu Key Lab of Structural Engineering,Suzhou Univ of Science and Technology,Suzhou,Jiangsu215011,China)

To study the axial constraint effect on fire resistance of partially encased concrete column (PEC column),an experimental study and a numerical simulation were carried out.Two unprotected PEC columns were tested under ISO-834 standard fire.The two columns were bent in strong axis subjected to axial load and eccentrically compression load,respectively.The distribution of temperature field on the cross-sections,axial and lateral deformations,fire resistance,and failure modes of the specimens were recorded and presented.The test results show that the restrained column applied end moment exhibits higher lateral deformation rate than that of the axially loaded column,and the failure modes are obviously different.The fire resistance of the restrained column applied with end column is higher than that of the axially loaded column under the same load ratio.Generally,fire resistance limits of the two PEC columns are all short.Moreover,a comparison between numerical analysis and test results shows good agreement.Therefore,the numerical model provides sufficient accuracy to predict the fire resistance of the restrained PEC columns,which could be used for further parametric analysis.

restrained PEC column; fire test; column applied moment; damage situation; fire resistance

1674-2974(2016)09-0059-07

2015-08-29

国家自然科学基金资助项目(51278321)，National Natural Science Foundation of China(51278321); 江苏省“333工程”中青年学术带头人项目(2011-III-1127); 江苏省“六大人才高峰”项目(2012-JZ-0004)

金晓飞(1985-)，男，江苏苏州人，东南大学博士研究生

†通讯联系人，E-mail:maoxiaoyong@yeah.net

TU398

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