火灾后圆套圆CFDST柱轴压力学性能

刘 晓, 王 杰, 王 兵, 侯东序, 回彦川

(沈阳大学 建筑工程学院, 辽宁 沈阳 110044)

根据火灾损失数据统计,2009—2012年每年发生火灾总数超过10万起,2013—2019年每年发生火灾总数超过20万起,直接造成的经济损失最高达到50亿元,累计造成超过15 000人死亡和11 000人受伤。而消防水枪的最大喷射高度只能达到18层或50 m以下的高度,超出50 m的高层建筑只能通过人工救援或切断火源后自然熄灭。

目前国内外学者对常温下的中空夹层钢管混凝土和钢管混凝土试件的力学性能[1-6]进行了大量研究。陶忠等[7]研究了方中空夹层钢管混凝土纯弯力学性能;黄宏等[8]研究了圆中空夹层钢管混凝土纯弯力学性能;杨有福等[9]研究了圆中空夹层钢管混凝土柱耐火性能;赵均海等[10]提出了圆中空夹层钢管混凝土柱极限承载力的计算公式;Portolés等[11]研究了高强钢管混凝土的偏压性能。

轴压是试件仅承受轴力作用,虽然实际工程中纯轴向受力试件较少,但是研究中空夹层钢管混凝土(concrete filled doubled skin steel tube, CFDST)柱的轴压受力状态对继续研究偏压具有重要意义,因此有必要对试件的轴压力学性能进行研究。本文研究CFDST柱在发生火灾后的轴压力学性能,通过收集火灾后中空夹层钢管混凝土柱的试验数据,并与有限元模型进行比较,验证了模型的正确性。分析了材料强度、受灾时间和空心率对火灾后试件承载力的影响。

1 有限元模型

1.1 材料的热工参数和本构模型

采用文献[12]的混凝土和钢材热性能参数:对流换热系数取25 W·(m2·K)-1;综合辐射系数取0.56;混凝土密度取2 400 kg·m-3;钢材的密度取7 850 kg·m-3。钢管采用文献[13]的火灾后阶段本构模型。混凝土采用文献[14]的火灾后阶段本构模型。

1.2 模型的建立

图1为试件温度场分析的边界条件。在温度场分析中,内外钢管使用4节点壳单元(DS4)建模,盖板和夹层混凝土采用8节点实体单元(DC3D8)。假设内外钢管与混凝土芯完全接触,支承板与混凝土芯完全接触。为保证壳体精度,在单元厚度方向选择9个积分点。外钢管通过热辐射、热对流的传热方式将环境中的热量传递到夹层混凝土,夹层混凝土通过热传递将热量传递到内钢管。图2为模型网格划分、力场边界条件及加载方式。在载荷-变形分析期间,单元网格保持不变,但单元类型从传热单元更改为应力单元,钢管为4节点壳单元(SR4),盖板和核心混凝土为8节点实体单元(C3D8R),每个节点具有3个平移自由度。底板完全固定,顶板中的每个节点在2个侧面方向上的位移受到约束, 但可在柱的纵向自由移动。根据文献[15], 采用基于表面的相互作用, 在法向上采用接触压力模型,在切向上采用库仑摩擦模型,模拟钢管与核心混凝土之间的接触。在火灾后采用位移控制分析,以获得CFDST柱破坏后的行为。

图1 试件温度场分析的边界条件Fig.1 Boundary conditions for temperature field analysis of specimen

(a) 盖板网格(b) 施加刚性约束混凝土网格(c) 力场边界条件及加载方式

1.3 模型的验证

将所建立模型的模拟值与文献[16]和文献[17]的试验值进行对比验证。试件的尺寸、试验值和模拟值见表1。表中:Do为外钢管直径;Di为内钢管直径;ti为钢管壁厚;t为受火时间;L为试件长度;χ为空心率;fyo、fyi分别为外钢管、内钢管屈服强度;fcu为混凝土抗压强度;Nce为模拟值;Nue为试验值。由表1可知,模拟值与试验值之比的平均值为1.06,方差为0.000 57,可认为所建立的有限元模型合理可靠。

表1 各文献中试件具体参数Table 1 Specific parameters of test pieces in various literatures

2 有限元分析

选用截面形式为圆套圆的中空夹层钢管混凝土模型,试件的尺寸如表2所示,上端和下端采用边长为300 mm正方形盖板。利用ABAQUS软件分析了受火时间t(60、90、120、180 min)、空心率χ(0.31、0.52、0.72)、混凝土抗压强度fcu(50、60、70 MPa)和外钢管屈服强度fyo(358.5、390.0、460.0、590.0 MPa)对火灾后中空夹层钢管混凝土柱轴压性能的影响。

表2 有限元模型参数Table 2 Finite element model parameters

2.1 温度场分析

图3为不同空心率试件经历不同受火时间时的跨中截面的温度场分布。由图3可以看出:截面边缘附近具有非常高的温度梯度,空心率为0.31的试件内外钢管温差最大;空心率为0.72的试件的内外钢管温差最小,夹层混凝土温度变化较外钢管平缓。

(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 参数分析

2.2.1 受火时间

图4为空心率为0.52的试件在经历不同受火时间下的承载力-位移曲线。如图4中所示,试件承载力随着受火时间的增加而降低,当达到最大承载力后,曲线趋于平缓,这是因为高温的影响使混凝土和钢材的性能劣化。

图4 空心率为0.52的试件在经历不同受火时间下 的承载力位移曲线Fig.4 Bearing capacity displacement curves of specimens with void ratio of 0.52 under different fire time

2.2.2 空心率

图5为不同空心率试件C-1、C-2在受火时间为120 min时的承载力-位移曲线。由图5可知,空心率为0.52的试件比空心率为0.31的试件的极限承载力下降了6%。这是因为在发生火灾后,空心率为0.52的试件夹层混凝土内侧温度较高,混凝土强度有一定的退化。

图5 不同空心率试件C-1、C-2在受火时间为120 min时的承载力位移曲线

2.2.3 外钢管强度

图6为试件在受火时间为120 min时的承载力-位移曲线。由图6可知,外钢管为Q390和Q590的试件极限承载力分别为1.37 MN和1.94 MN,极限承载力提高了42%,因此外钢管屈服强度对试件的极限承载力影响显著。

图6 试件在受火时间为120 min时的承载力位移曲线

2.2.4 混凝土强度等级

图7为不同混凝土抗压强度在受火时间为120 min时承载力-位移曲线。由图7可知,在相同受火时间下,混凝土强度为C70的试件极限承载力比混凝土强度为C50的试件极限承载力提高了8%,可见,混凝土强度等级对试件的极限承载力影响不显著。

图7 不同混凝土抗压强度在受火时间为 120 min时的承载力位移曲线Fig.7 Bearing capacity displacement curve of different concrete compressive strength under fire for 120 min

3 典型曲线分析

以C-8试件受火时间120 min为算例,分析中空夹层钢管混凝土轴力试件的受力机理。典型试件的计算参数为:外钢管直径200 mm;内钢管直径140 mm;钢管壁厚3 mm;钢管强度358.5 MPa;夹层混凝土抗压强度70 MPa;空心率0.72;长度600 mm。

图8为C-8试件及各组成部件承担载荷随位移的变化。在曲线上分别选取O、A、C3个具有典型特征的点。

图8 C-8试件及各组成部件承担载荷随位移的变化曲线Fig.8 C-8 variation curves of load borne by test piece and each component with displacement

OA段为弹性阶段,试件的承载力-位移关系基本上是线性关系,在A点,外钢管承担49%的载荷,内钢管承担38%的载荷,夹层混凝土承担13%的载荷, 原因是混凝土在火灾作用下强度有较大的退化,这种退化是不可恢复的。而钢材在经受火灾作用后强度有较大的恢复,此时外钢管对试件承载力贡献最大。

从A点到C点为弹塑性阶段,随着载荷的继续增大,试件进入弹塑性阶段。外钢管承担的载荷从49%降到42%,内钢管承受的载荷从38%增加到39%,载荷主要由内外钢管承担,夹层混凝土承担的载荷较小。

C点以后为塑性阶段,外钢管、内钢管提供的承载力基本保持不变,夹层混凝土提供的承载力略有提高,整个试件在达到极限承载力之后保持较好的延性。

4 结 论

1) 利用ABAQUS得到了中空夹层钢管混凝土柱承载力-位移曲线,并和已有试验结果吻合较好。

2) 外钢管为Q590的试件承载力比外钢管为Q390的试件承载力提高了42%,外钢管屈服强度对试件极限承载力影响显著。随着受火时间和空心率的增加,试件承载力呈现下降趋势。随着混凝土强度的增加,试件承载力略有提高。

3) 中空夹层钢管混凝土柱在经历火灾作用后,钢材强度有较大恢复,对试件承载力的提高贡献较大。