外包不锈钢中空夹层钢管混凝土柱耐火性能研究

2020-10-29李佳奇王会文

工程力学 2020年10期

李佳奇，王蕊，赵晖，王会文

(太原理工大学土木工程学院，山西，太原 030024)

中空夹层钢管混凝土(CFDST)由于核心混凝土部分被内钢管取代，相比于普通钢管混凝土(CFST)具有重量轻、抗弯刚度大、抗震性能和耐火性能好等优点[1−3]，常用于电塔、桥墩、高层建筑等结构。与其他钢管外露构件类似，中空夹层钢管混凝土的耐火性能也是其推广应用中的关键问题之一。针对此问题，Yang 和Han[4]通过对中空夹层钢管混凝土柱进行火灾下有限元分析，提出了其防火保护层厚度和耐火极限的计算简式。Lu 等[2,5−6]对该类构件进行了耐火性能试验研究和火灾下有限元模拟，重点分析了防火保护层厚度、空心率、荷载比、长细比、外钢管尺寸及内外钢管强度对中空夹层钢管混凝土耐火性能的影响规律。Romero等[7]对中空夹层钢管高强混凝土柱进行了耐火性能试验，结果表明试件的耐火极限随内钢管厚度的增加而增加。

不锈钢因具有良好的塑性、耐腐蚀和耐火性能等优点逐渐应用于建筑行业[8]。外包不锈钢中空夹层钢管混凝土就是在不影响中空夹层构件优良性能的基础上将外包钢材替换为不锈钢，增强了构件的耐腐蚀性能和耐火性能，具有广泛的应用前景。目前针对外包不锈钢中空夹层钢管混凝土柱的耐火性能研究还未见报道，但针对该类构件的静力性能[9−16]、抗冲击性能[17]和抗震性能[18]的研究已相对较多。本文采用ABAQUS 有限元软件对该类构件进行分析，探究其在火灾下的工作机理和耐火性能的影响因素。

1 有限元模型建立

1.1 试验参数设计

本文共设计了126 个火灾下的外包不锈钢中空夹层钢管混凝土柱耐火极限试件，主要分析了截面直径(200 mm、400 mm、600 mm)、空心率χ(0.3、0.4、0.5)、荷载比n(0.3、0.4、0.5；n=NF/Nu，NF为试件火灾下所受荷载，Nu为试件常温下极限承载力)、混凝土强度fcu(30 MPa、40 MPa、50 MPa)和内钢管强度fyi(235 MPa、390 MPa)对该类构件耐火极限的影响。所有耐火极限试件均采用顺序热力耦合的方法，按ISO834 标准升温曲线进行四面均匀受火的有限元分析。外包不锈钢采用GB/T 20878−2007[19]规定的S30408 级不锈钢。试件两端的边界条件为铰接，总长为3600 mm，其中受火高度为3000 mm。表1 中列出部分试件的详细参数，其中Do和Di分别为外钢管和内钢管的外直径。

1.2 温度场模型

建立温度场模型时需要选取合适的材料热工参数。参考Tao 等[20]和刘发起[21]的研究成果，本文混凝土的热工参数采用Lie[22]提出的模型，不锈钢和碳素钢的热工参数采用欧洲规范EN 1993-1-2:2005[23]中的模型。不锈钢表面的热对流系数和表面辐射系数采用Gardner 和Ng[24]建议的35 W/(m2·℃)和0.2。此外，本文采用Han 等[25]建议的不锈钢与混凝土接触热阻计算公式。建模时，混凝土采用DC3D8 三维传热实体单元，钢管采用DS4 传热壳单元。

表1 试件参数Table 1 Parameters of specimens

1.3 耐火极限模型

建立力学场模型时需要确定合理的火灾下材料的力学性能。其中，混凝土高温应力-应变关系采用Lie[22]提出的模型，碳素钢和不锈钢采用EN1993-1-2: 2005[23]中的高温应力-应变模型。各表面间的相互作用在切线方向定义为库仑摩擦(不锈钢和碳素钢与核心混凝土间的摩擦系数分别取0.25 和0.3)[20−21, 25−29]，法线方向定义为硬接触；盖板与内外钢管的焊接工况采用壳-实体耦合约束来模拟。模型中，混凝土采用C3D8R 三维实体单元，钢管采用S4R 壳单元。火灾下的力学模型需要在荷载预定义场中读取温度场数据，因此网格划分也需要与温度场模型保持一致[30]。此外，本文在模型中引入L/1000(L为柱长，mm)的初弯曲来反映构件的初始缺陷[21]。

2 有限元模型验证

为保证模型准确性，本文首先对已有文献中火灾下普通中空夹层钢管混凝土柱[2]和不锈钢管混凝土柱(CFSST)[25]的试验结果进行了模拟验证。验证试件的详细参数见表2。图1 和图2 分别给出了升温过程中试件不同位置处温度和试件轴向位移的模拟(FE)与试验结果(Test)对比曲线。图中d为测温点距混凝土外表面的距离。可以看出，部分试件的模拟结果与试验结果间存在一定差异(如CC2 在41 mm处和SS1 在33 mm 处温度场数据、CC3 和SS1 的耐火极限数据)，这主要与高温试验影响因素较多造成试验结果离散性较大有直接关系[21]。此外，有限元模型不能较好考虑高温下水蒸气迁移、模型选取的热工参数和热力学参数均非实测值等因素也会影响最终模拟结果[21,29]。

表2 验证试件参数Table 2 Parameters of specimens for verification

图1 温度场模拟结果与试验结果对比Fig.1 Comparison between predicted and test temperature-time curves

本文进一步收集了26 组圆钢管混凝土柱[31−32]耐火极限试验数据并进行了有限元验证，试件耐火极限的模拟值tmax,f和试验值tmax,t对比如图3 所示，tmax,f/tmax,t的平均值为1.013，方差为0.180。综合考虑以上因素，可以认为本文建立的有限元模型能较好预测不同类型钢管混凝土高温下的耐火性能。

3 与普通中空夹层钢管混凝土柱耐火性能对比

为更好地分析外包不锈钢对中空夹层钢管混凝土耐火性能的影响，本节选取试件L-400-4-50-390 和相同截面尺寸、相同材料强度的外包碳素钢中空夹层钢管混凝土柱进行耐火极限对比分析。

图2 轴向位移-时间曲线模拟结果与试验结果对比Fig.2 Comparison between predicted and test displacement-time curves

图3 有限元模拟耐火极限与试验结果对比Fig.3 Comparison between predicted and test results of fire resistance

3.1 温度场分析

两类构件在升温过程中混凝土不同位置的温度-时间对比曲线如图4(a)所示。从图中可看出，相同位置处，外包不锈钢构件的温度要低于外包碳素钢构件。例如，在180 min 时外包不锈钢构件的混凝土外表面(1 点)温度比外包碳素钢构件的混凝土外表面温度低9%。如图5(a)所示，不锈钢的导热系数以及表面辐射系数(不锈钢为0.2，碳素钢为0.7)要低于普通碳素钢[20]，因此相同受火条件下不锈钢升温速度比普通碳素钢慢，对构件内部起到了一定保护作用。

图4 外包不锈钢构件和外包碳素钢构件耐火性能对比Fig.4 Comparison of fire performance between CFDST columns with external stainless steel tubes and those with external carbon steel tubes

3.2 耐火性能分析

两类构件升温过程中轴向变形曲线对比如图4(b)所示。从图中可以看出，外包不锈钢构件比外包碳素钢构件的耐火极限高出54 min，提高了83%。如图5(b)和图5(c)所示，相同温度下，不锈钢力学性能折减更少，使得构件的承载力和抗弯刚度更高，进而增加了耐火极限[25]。

图4(c)给出了两类构件在受火过程中截面各部分所承担荷载的变化。从图中可以看出，火灾前期外包钢材受热膨胀，两种构件均出现了荷载向外包钢材转移的情况，外包碳素钢构件的荷载转移情况更明显。随后外包碳素钢构件的外部钢材迅速劣化，荷载转移给内部混凝土和内钢管承担。相比之下，外包不锈钢构件的截面各部分荷载转移更加平稳，外包钢材的残余强度在相同受火时间下更高，这与Han 等[21]得到的不锈钢管混凝土柱与普通钢管混凝土柱的对比结果相同。

4 参数分析

4.1 截面直径

试件耐火极限随截面直径的变化规律如图6所示。从图中可以看出，当空心率和荷载比不变时，试件的耐火极限随截面直径增加而增加。以图6(b)中χ=0.3,n=0.3 试件组为例，当试件的截面直径从200 mm 增加到400 mm 和600 mm 时，其耐火极限分别提高了90%和230%。截面形状系数Am/V(Am为单位长度构件的受热面积，V为单位长度构件的体积)是衡量受火构件抗火性能的重要参数[29,33]，结合图7 可知，随着截面直径的增大，截面形状系数显著降低，构件升温更慢，使得试件的耐火极限更大[34]。

4.2 空心率

试件耐火极限随空心率的变化规律如图8 所示。以图8(b)中fcu=30 MPa，fyi=390 MPa，n=0.3试件组为例，当空心率从0.3 分别增大到0.4 和0.5 时，试件的耐火极限分别增大了20%和39%。可见随着空心率增大，试件的耐火极限呈增长趋势。结合图4(a)可知，随着试件空心率增大，内钢管的抗弯承载力提高且内钢管在混凝土的隔热作用下升温缓慢。虽然试件空心率的增大削弱了混凝土隔热作用，但在耐火极限时内钢管温度依然较低，从而延缓了试件的破坏，这与Lu 等[2]所得的结论一致。

图7 不同空心率(χ)构件的截面形状系数Fig.7 Section factors of member with different hollow ratios

4.3 荷载比

图9 给出了试件耐火极限随荷载比的变化规律。从图中可以看出，随荷载比增加，试件的耐火极限显著降低。以图9(b)中fcu=30 MPa、fyi=390 MPa、χ=0.4 试件组为例，当试件的荷载比从0.3 分别增大到0.4 和0.5 时，其耐火极限分别减小了29%和60%。

4.4 材料强度

不同混凝土强度和内钢管强度下试件的耐火极限对比如图10 所示。从图中可以看出，随材料强度的增加，试件的耐火极限略有提高。以图10(b)中n=0.4 的试件组为例，当fyi=235 MPa，fcu从30 MPa 分别提高到40 MPa 和50 MPa 时，试件的耐火极限分别提高了6%和12%；当fcu=30 MPa，fyi从235 MPa 提高到390 MPa 时，试件耐火极限提高了12%。结合图4(a)和图4(c)可知，在火灾后期，构件中大部分核心混凝土混凝土和内钢管仍处于较低的温度水平，承担大部分荷载，在这种情况下增大构件的混凝土强度和内钢管强度能够提升其耐火极限。