轴压矩形钢管再生混凝土抗火性能研究

戴 戌，毛小勇

（苏州科技大学 土木工程学院，江苏 苏州215011）

再生混凝土是一种掺加了废弃混凝土破碎而成的再生骨料的混凝土。与天然骨料相比，再生骨料的获取较为方便且成本较低，对保护生态环境、节约天然骨料和推动建筑业可持续发展具有重要意义。钢管再生混凝土与普通钢管混凝土的受力较为相似，利用钢管对核心混凝土的约束作用，使核心混凝土处于三向受压状态，从而使核心混凝土具有更高的抗压强度和变形能力，从而提高整个结构的受力性能[1]。

目前，国内外很多学者已经对钢管普通混凝土的耐火性能进行了深入研究，并根据研究结果颁布了相应的抗火规范[2]。张磊研究了方钢管再生混凝土柱的耐火性能，推导了再生混凝土柱耐火极限计算公式[3]。罗超宁研究了圆钢管再生混凝土的耐火性能并给出高温下钢管再生混凝土柱承载力计算方法[4]。然而，很少有学者对火灾下和火灾后钢管再生混凝土的力学性能进行研究，尤其是矩形钢管再生混凝土耐火性能的研究。

为了研究矩形钢管再生混凝土柱的抗火性能，本文对3根矩形钢管再生混凝土柱进行了耐火试验，并采用ABAQUS有限元分析软件建立抗火分析模型。分析了火灾下矩形钢管再生混凝土柱的温度分布、耐火极限和变形规律，可以为矩形钢管再生混凝土的耐火设计提供参考。

1 矩形钢管再生混凝土柱抗火性能试验

1.1 试验概况

为研究矩形钢管再生混凝土柱的耐火性能，设计3个试件。试件的编号以及尺寸见表1所列。试验中钢管采用Q345钢材，实测钢材屈服强度fy=403 MPa，抗拉强度fu=500 MPa，弹性模量Es=1.99×105N/mm2，泊松比μ=0.247。实测抗压强度按照再生骨料取代率不同，分别为fcu0=56.7 MPa、fcu50=51.3 MPa、fcu100=44.3 MPa，弹性模量Ec0=3.5×104N/mm2、Ec50=3.02×104N/mm2、Ec100=2.61×104N/mm2。表2为再生混凝土配合比。其中试件荷载比n按照式（1）计算。

式中，N为施加荷载；Nu为常温下承载力。

截面热点偶埋布如图1所示。测点位于柱高度中部位置，热电偶沿两个方向布置，长边和短边方向分别布置四个热电偶，编号分别为1~4和5~8。

表1 矩形钢管再生混凝土柱基本参数

表2 混凝土配合比

图1 柱截面测点分布

1.2 试验结果分析

图2 为试件部分测点温度T与时间t曲线。温度从钢管内壁至核心混凝土内部逐渐降低。图3为试件轴向变形D-时间t曲线。试件轴向变形都表现为一开始为膨胀段，然后膨胀变形逐渐减小，最后构件达到耐火极限，迅速破坏[5]。S1、S2、S3的耐火极限分别为48、43、39 min。耐火极限随着取代率的增加略有降低，这是因为再生骨料比天然骨料拥有更高的孔隙率和缺陷。

图2 试件测点升温曲线

图3 试件轴向变形曲线

2 有限元模型及验证

2.1 热工性能

钢材和普通混凝土的热工参数，国内外有较成熟的模型，本文采用T.T.Lie建议的结果[6]。钢材密度受温度影响较小，取7 850 kg/m3。再生混凝土的热工参数，采用黄运标建议的结果[7]。高温下钢材的应力-应变（σε）关系采用Lie建议的模型[8]；高温下普通混凝土的σ-ε关系采用韩林海[9]建议的模型；高温下再生混凝土的σ-ε关系采用张磊建议的模型[10]。

2.2 模型简介

火灾升温模式采用ISO834标准升温曲线。

第一步进行矩形钢管再生混凝土柱的温度场计算。钢管采用四节点传热壳单元DS4，核心混凝土采用钢管再生八节点三维实体传热单元DC3D8。

钢管外表面考虑对流和热辐射，参考欧洲规范[11]的建议，受火面对流换热系数为25 W/（m·℃）；综合辐射系数为0.5；玻耳兹曼常数为5.67×10-8W/（m2·K4）；钢管与混凝土之间采用绑定约束,钢管与端板采用壳与实体单元接触。

第二步进行矩形钢管再生混凝土柱在火灾作用下的力学性能计算。计算过程中将第一步中的温度场以场变量的形式导入。钢材采用各向同性的弹塑性模型，满足Mises屈服准则；混凝土采用塑性损伤模型。钢管采用壳单元S4R，混凝土和端板采用实体单元C3D8R。

钢材的钢管和混凝土之间采用硬接触，摩擦系数为0.25[11]；钢管与端板之间采用壳与实体接触；端板与混凝土之间采用绑定约束。柱顶和柱底均设置为铰接，上端约束X、Y方向位移，下端设置X、Y、Z方向位移，在柱子顶部施加Z方向轴压荷载。考虑到试件本身存在初始缺陷，在上下端板处各设定一个参考点，参考点与端板耦合，取1/1000柱长作为初始缺陷。所有边界条件施加于参考点上。有限元模型及网格划分见图4。

图4 矩形钢管再生混凝土柱有限元模型

2.3 有限元模型验证

选取柱S3抗火试验数据进行验证模型。温度场计算结果与试验结果对比见图5，计算结果与试验结果符合良好。存在差异的主要原因是：热电偶埋置位置可能存在偏差；实际升温曲线与IOS-834曲线不完全一致；选用的材料热工参数与实际有一定差别。对于内部测点（点2、3、4、6、7、8），9 min之前温度几乎无变化，9 min之后温度开始上升，可能是升温初期钢管受热膨胀，与内部混凝土脱空，之后由于混凝土压缩导致的横向膨胀变形使混凝土与钢管接触，热量得以传递。

图5 钢管再生混凝土柱典型T-t曲线计算结果与实测结果比较

图6 所示为有限元模拟得到火灾下钢管再生混凝土柱轴向变形-时间曲线与实测结果的比较。升温初期，柱发生膨胀变形，10 min时，膨胀变形达到峰值；随后压缩变形增大，并且膨胀变形与轴向压缩变形之间的差值开始缩小，并逐渐减小至零；轴向压缩变形继续增大，最终达到耐火极限。柱顶位移曲线与试验结果符合较好，产生差异的原因可能是混凝土存在一定的离散性。

图6 钢管再生混凝土柱柱顶位移计算结果与实测结果比较

3 影响参数分析

主要影响参数包括截面周长、柱长细比、荷载比、钢材强度、混凝土强度和再生混凝土的取代率。采用5种长细比λ：20、30、43、70、90；4种荷载比n：0.3、0.4、0.5、0.6；三种钢材强度：Q235、Q345、Q390；四种混凝土强度：C40、C50、C60、C70；三种再生骨料取代率rc：0、50%、100%。其中火灾有效荷载取为0.77Nu[9]，Nu为常温下钢管再生混凝土柱的承载力，按有限元模型计算得到。图7-11为各参数对柱子的耐火极限的影响情况。

图7 长细比的影响

图8 荷载比的影响

图9 再生骨料取代率的影响

图10 钢材屈服强的影响

图7 所示为长细比对柱轴向位移-时间变化的影响。随着长细比的增大，柱轴向膨胀变形的峰值增大，并且当长细比大于70时，趋势更加明显。当长细比小于30时，随着长细比增大，柱耐火极限显著降低；当长细比大于30时，柱耐火极限的降低速率变缓。总体上看，长细比的增加会降低柱的耐火极限。

图8所示为不同荷载比对矩形钢管再生混凝土柱轴向位移-时间曲线的影响。随着荷载比的增大，柱轴向膨胀变形的峰值在不断下降。当荷载比为0.3、0.4、0.5、0.6时，对应的耐火极分别为40、36、27、15 min。即当荷载比小于0.4时，随着荷载比增加，耐火极限略有下降；当荷载比大于0.4时，随着荷载比增加，耐火极限显著降低。

图9和图10所示为再生骨料取代率和钢材屈服强度对矩形钢管再生混凝土柱轴向位移-时间曲线的影响。再生骨料的取代率和钢材屈服强度对轴向膨胀变形的峰值几乎没有影响，但是在越过膨胀变形的峰值点后，普通混凝土试件轴向压缩变形下降得较慢，再生骨料的试件下降较快。随着再生骨料取代率的提高，耐火极限略有降低。随着钢管强度增加，耐火极限略有下降，但整体影响不明显。

图11为不同混凝土强度对矩形钢管再生混凝土柱轴向位移-时间曲线的影响。对于内部混凝土强度，随着混凝土强度的增加，轴向膨胀变形的峰值略有增大；随着强度的增加，耐火极限略有增加。

图11 混凝土强度的影响

综上所述，火灾下，长细比对柱轴向变形的峰值影响最为显著，荷载比和混凝土强度的影响相对较小，再生骨料取代率和钢材屈服强度几乎没有影响。钢材屈服强度、原生混凝土强度和再生混凝土取代率对钢管再生混凝土柱耐火极限的影响总体不明显，而长细比和荷载比的影响较为显著。

4 结论

本文通过对三根矩形钢管再生混凝土柱进行了抗火性能试验，并通过数值模拟分析，得到如下结论:

（1）形钢管再生混凝土柱温度场、力学场的有限元模拟结果与试验结果吻合良好；

（2）柱轴向变形的峰值点随着长细比的增大、荷载比的减小和混凝土强度的提高会有不同程度的增大；

（3）当荷载比和长细比分别增大时，耐火极限会有不同程度的减小；钢材屈服强度、混凝土强度及再生混凝土取代率对柱耐火极限影响较小。