箱板装配式钢结构火灾下的热力耦合响应分析*

薛 辰 秦广冲 兰 涛, 余志祥 李泽旭

(1.中国船舶重工集团国际工程有限公司, 北京 100121; 2.西南交通大学土木工程学院, 成都 610031)

箱板装配式钢结构体系是一种新型的装配式钢结构体系,现有相关研究较少。门进杰等对箱板装配式钢结构住宅缩尺模型进行振动台试验[1-2],兰涛等对模块单元和开洞模块单元进行拟静力加载试验[3-5],试验结果显示该体系强度大,整体性和延性较好,抗震性能优越。针对其抗火性能,贺青青通过对箱板装配式组合墙进行温度场和耐火极限研究,得到了组合墙的抗火优化设计方法。[6]该结构目前已成功应用于实际工程中。[7]

目前国内外学者对单个构件的抗火性能研究较多,如以单个梁、柱、约束构件和连接节点等为研究对象进行了试验和理论研究,[8-13]试验中单个构件在结构中的端部约束在试验中不易控制,难以还原真实情况下整体结构的连接形式和力学行为,若以整体结构为研究对象,便可以简化受力得到更为准确有效的结论。1993年英国建筑研究有限公司(BRE)等在Cardington对一栋8层足尺钢框架建筑做了6组火灾试验[14-17],试验发现整体结构受火后,钢梁和楼板因其变形连接作用会有效提升结构的抗火承载能力,其研究成果对结构抗火研究和设计影响深远。

随着计算机技术的发展,有限元数值模拟成为分析研究问题的重要手段。国内外学者将钢结构抗火计算方法进一步发展,通过数值模拟或者经典解析方法进行计算分析,可以考虑不同升温条件、不同约束条件以及不同荷载条件影响下的任意钢构件在火灾中的受力性能。这种设计方法更加准确和全面,我国目前现行的GB 51249—2017《建筑钢结构防火技术规范》[18]以及上海DG/TJ08-008—2017《建筑钢结构防火技术规程》[19]均是采用了这种方法,还包括英国和欧洲其他地区的钢结构设计标准[20-22]也采用了这种思路。

目前箱板装配式钢结构整体结构在火灾下的热力学性能缺乏具体深入研究,为填补该领域空白,将以一个模块单元组成的单层箱板结构和三个模块单元组成的三层箱板整体结构为研究对象,基于前期计算得到的7种火灾工况下的空气温度场和结构温度场结果[23],通过数值模拟软件建立热力学模型进行热力耦合计算分析,探讨单层结构与三层结构在不同火灾场景下的抗火性能。

1 模型概况

采用ABAQUS建立箱板装配式钢结构整体结构热力学模型,并对其进行热力耦合分析。

1.1 模型参数

图1 单层有限元模型示意Fig.1 A schematic diagram of a single-storey FEA model

图2 三层有限元模型示意Fig.2 A schematic diagram of a three-storey FEA model

1.2 钢材高温材料属性

通过比较分析各国标准中钢材高温材性的关键参数取值,最终确定数值模型的有效热物理参数及材性力学参数。钢板和加劲肋均为Q235钢,屈服强度为215 MPa。热物理属性中密度取ρs=7 850 kg/m3;热膨胀系数随温度取αs=1.4×10-5m/(m·℃);比热容和热传导系数使用Eurocode 3[21]中的算式;力学性能中,泊松比取νs=0.3;屈服强度、弹性模量都按GB 51249—2017[18]提供的算式进行计算,应力-应变关系使用Eurocode 3中提出的不考虑强化的光滑曲线材料模型为计算模型,输入每个温度下对应的应力-应变曲线。

1.3 火灾场景设置

为了研究不同火灾场景下该结构的失效过程和破坏机理,设置了单层和三层共7种不同的火源场景来探究不同工况下的火灾对空气温度场的影响,具体火灾场景、空间分区和火源参数设置详见文献[7]。

1.4 单元类型和分析步设置

整体模型采用实体单元,热力耦合分析中使用C3D8R力学计算网格,分析计算随时间变化的温度应力,得到模型在恒载和活载作用下的力学性能。计算共设置三个分析步,属性为通用静力,第一个和第二个分析步用来施加自重和活荷载,时长分别为300 s,第三个分析步用来计算温度应力,此步骤需导入前期结构温度场传热计算结果[23],通过温度场与应力场耦合来计算温度应力,设置分析步时长为10 800 s,该时长即为火灾发展时长,设置自动调整步长,最大步长为30 s,全过程共计算11 400 s。

2 单层结构热力耦合分析

当火源位于不同位置时,不同火灾场景下的结构温度场呈现不同的分布,在不同的温度应力作用下,结构的受力性能和破坏模式会有很大差别。以下为单层结构在三种不同火灾场景下的随时间变化的应力分布和位移变化结果,火灾发展过程中的时刻用T表示。

2.1 火灾场景1应力分析

2.1.1整体结构

常温下,仅恒载+活载的荷载组合下的应力云如图3所示,楼板与墙板连接的四个角点、楼板下加劲肋位置处出现了较大的应力,约40 MPa,最大应力出现在门洞位置的加劲肋处,为83 MPa。

图3 荷载组合下的初始应力状态 MPaFig.3 Contours of initial stress for the overall structure

升温过程中的应力变化如图4所示。T=1 631 s时,楼板中心E区应力增至最大210 MPa,已达到该温度下的屈服强度,进入弹塑性阶段,但板下加劲肋还未屈服,墙板区域及角部区域的应力开始逐渐增大;T=4 431 s时,高温已导致E区钢材材性大幅降低,该区楼板处于塑性屈服状态,应力逐渐减小至0,楼板存在局部屈曲后的应力重分布现象,同时墙板应力继续增大,大部分应力较高且接近于屈服强度;T=5 681 s时,墙板已经屈曲,开始进入屈曲后强化阶段同时伴随着应力重分布,墙板的应力开始逐渐减小;T=7 231 s时,随着楼板其他区域温度逐渐升高至400 ℃以上,楼板边缘处和墙板中间高度处已经屈服。主要构件楼板已达承载能力极限状态,两侧墙板也已经屈曲,应力也接近屈服强度,标志着结构的破坏。

a—T=1 631 s; b—T=4 431 s; c—T=5 681 s; d—T=7 231 s。图4 火灾场景1不同时刻应力场 MPaFig.4 Stress fields at different points in time in fire scenario 1

2.1.2关键位置测点

由于结构对称性和火灾场景的对称性,只取一半楼板结构中位于加劲肋上的关键测点进行研究分析,本文所取的位于火源区上方的4条加劲肋,分别是纵向肋FS1-L1、FS1-T1,横向肋FS1-T2、FS1-T3,其中,FS1-L11代表FS1-L1全长中点处,FS1-L12代表FS1-L1全长1/4处,其他肋编号以此类推。门窗洞口周边测点中FS1-W1、FS1-W2为西侧墙板窗口上下角点,FS1-D1、FS1-D2为东侧墙板门洞上下角点。FS1-WL1,FS1-WL2为窗口两侧加劲肋,FS1-DL1,FS1-DL2为门洞两侧加劲肋,FS1-WL11,FS1-WL12中第二位数字1,2分别代表加劲肋中点和底部端点,其他编号以此类推。具体测点位置见图5。

a—楼板加劲肋测点位置; b—窗洞口测点位置; c—门洞口测点位置。图5 火灾场景1关键测点位置Fig.5 Locations of key measurement points in fire scenario 1

楼板下加劲肋关键测点时间-应力曲线如图6所示。分析可知:楼板下加劲肋FS1-T2在T=4 500 s左右最先屈服,测点FS1-T21此时温度达到700 ℃,应力为71 MPa;测点FS1-L11、FS1-T11、FS1-T21处的应力曲线都有一个短暂的应力减小再增大的过程,是由于板屈曲后应力重分布所导致;测点FS1-L12、FS1-T12、FS1-T22、FS1-T31、FS1-T32处由于距火源位置相对较远,因此在分析全过程中温度相对较低,测点处应力都没有达到屈服强度。

a—加劲肋FS1-L1; b—加劲肋FS1-T1; c—加劲肋FS1-T2; d—加劲肋FS1-T3。图6 楼板下加劲肋关键测点时间-应力曲线Fig.6 Time-stress curves of key measurement points on stiffening ribs under floor slabs

洞口周边关键测点时间-应力曲线如图7所示,除FS1-D2外,其他洞口测点处都未屈服,洞口两侧的加劲肋中点大约同在T=3 000 s时达到屈服强度,之后应力开始逐渐下降,门洞处的FS1-DL12、FS1-DL22在中点屈服之前屈服,而窗洞处的FS1-WL12、FS1-WL22在中点屈服之后屈服。

a—洞口测点; b—加劲肋FS1-WL1、FS1-WL2; c—加劲肋FS1-DL1、FS1-DL2。图7 洞口周边关键测点时间-应力曲线Fig.7 Time-stress curves of key measurement points at the corner of the hole

2.2 火灾场景2应力分析

2.2.1整体结构

T=256 s时,D区楼板应力增至210.4 MPa,之后开始减小,楼板整体已经屈曲,整体结构应力重分布,墙板应力开始逐渐增大;T=387.5 s时,墙板增至210 MPa后开始减小,墙板屈曲后应力重分布,D区达到屈服强度,应力逐渐减小至0;T=922 s时,窗户洞口附近的钢板及加劲肋屈服;T=2 022 s时,东西两侧墙板大面积屈服,东侧墙板因高温下材性降低达到屈服,西侧因应力过大达到屈服,底部一圈固定支座处也达到屈服。结构达到承载能力极限,处于坍塌临界状态(图8)。

a—T=256 s;b—T=387.5 s; c—T=922 s; d—T=2 022 s。图8 火灾场景2不同时刻应力场 MPaFig.8 Stress fields at different points in time in fire scenario 2

2.2.2关键位置测点

FS2-L1、FS2-T1分别为楼板下纵向、横向加劲肋,FS2-L11代表FS2-L1中间测点,FS2-L12代表FS2-L1的1/4测点处,FS2-T1同上。FS2-W1、FS2-W2、FS2-W3、FS2-W4为西墙窗口测点,FS2-WL1,FS2-WT1为窗口一侧加劲肋,FS2-WL11,FS2-WL12第二位数字1,2分别代表加劲肋中点和底部端点,其他编号以此类推。具体测点位置见图9。

a—洞口测点位置; b—加劲肋测点位置。图9 火灾场景2关键测点位置Fig.9 Locations of key measurement points in fire scenario 2

温度较高的测点基本经历了应力迅速增大后降低的过程,最后在高温下屈服。楼板下加劲肋中点FS2-L11、FS2-T11由于升温快、温度高,很早就屈服,FS2-L12、FS2-T12均未屈服,在经历了应力重分布后骤降,最后保持在很低的应力;窗口测点的应力在发展初期迅速增大,FS2-W3、FS2-W4达到190 MPa,而FS2-W1在低温下应力增大至屈服强度215 MPa,FS2-W2最大应力为80 MPa,远低于其余点,FS2-W2～W4在温度升高时应力在下降阶段达到屈服强度。通过以上分析可知,洞口附近的墙体加劲肋底部最先屈服,中部在温度升高过程中屈服(图10)。

a—楼板下加劲肋测点; b—洞口测点; c—洞口周边加劲肋测点。图10 关键测点时间-应力曲线Fig.10 Time-stress curves of key measurement points

2.3 火灾场景3应力分析

2.3.1整体结构

由图11可知,T=448 s时,楼板和墙板几乎同时达到最大应力状态,之后应力开始逐渐减小,进入应力重分布屈曲后强化阶段;T=628 s时,楼板A区在600 ℃高温下达到其屈服强度;T=808 s时,火源上方的顶板开始出现零应力区,此区域钢材在高温下失效;T=1 077 s时,墙板大部分已经在高温产生的温度应力下屈服,达到承载极限状态。

2.3.2关键位置测点

FS3-L1、FS3-T1分别为楼板下纵向、横向加劲肋,FS3-L11代表FS3-L1全长1/4位置处,FS3-L12代表FS3-L1全长中间位置处,FS3-T1同上。FS3-W1～W4为北墙窗口测点,FS3-WL1～WL3,FS3-WT1为窗口附近的加劲肋,FS3-WL11、FS3-WL12第二位数字1,2分别代表加劲肋中点和底部端点,其他肋编号以此类推。具体测点位置见图12。

由图13a可见:洞口4个测点中只有FS3-W2在应力增大过程中屈服,其余测点应力则先增至最大后开始减小,过程中均未达到对应温度的屈服强度。图13b中的加劲肋中部测点均处于较高的温度,FS3-WL21在应力下降阶段达到屈服强度,其余测点都未屈服。由图13c可见:加劲肋底部测点都处于较低温度,所有点达到了屈服强度,FS3-WL12、FS3-WL22、FS3-WT12升至最大应力处保持一段时间后开始下降;距火源近的FS3-L11、FS3-T11由于温度较高,早在应力增大过程中就已经屈服,之后应力持续增至最大再减小,FS3-L12和FS3-T12温度较低,未达到屈服强度(图13d)。

a—洞口测点; b—洞口周边加劲肋中部测点; c—洞口周边加劲肋底部测点; d—楼板下加劲肋关键测点。图13 关键测点时间-应力曲线Fig.13 Time-stress curves of key measurement points

2.4 位移分析

根据文献[24]提出的荷载效应组合计算,不受火仅受恒载+活载作用下初始沉降为10.76 mm,如图14所示。而按GB 50017—2017《钢结构设计标准》[25]中规定以受拉为主的结构容许挠度值L/250=33.2 mm(L为结构短向跨度),初始沉降大约为限值的1/3,说明还有很高的安全储备。

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

选取3种工况下的最大位移点特征点,绘制位移-时间曲线,3种工况下的x、y、z向最大位移对比见图15。可知,工况3下y侧移最大,为47 mm,工况2下的x向位移和z向位移最大,分别为38 mm和25 mm。图中的位移曲线较为缓和,没有明显的突变,表明结构在钢材屈服后有足够的延性。

a—x向; b—y向; c—z向。 火灾场景1; 火灾场景2; 火灾场景3。图15 不同火灾场景下最大位移对比Fig.15 Comparisons of the maximum displacements in different fire scenarios

3 三层结构热力耦合分析

同样当火源位于不同结构楼层的不同位置时,结构温度场也呈现不同的分布,结构的受力性能和破坏模式也会随之改变。由于三层结构在各工况下的破坏模式相似,只介绍最不利情况场景6下的应力场和位移的发展及分布情况。

3.1 应力分析

3.1.1整体结构

由图16可知:T=207.5 s时,二楼楼板达到了最大应力,应力最大点位于楼板中心位置,约210 MPa,之后楼板应力重分布,中心应力逐渐减小至0,楼板边缘应力逐渐增大,进入屈曲后强化阶段;T=357.5 s时,楼板中心处温度达600 ℃,此时二层E区楼板已经屈服,进入弹塑性阶段,二层楼板边缘应力和墙板应力继续增大;T=1 017 s时,二层楼板的四周边缘位置应力及角部位置均达到屈服强度,二、三层墙板也已大面积屈服,此时结构已经达到承载能力极限状态,濒临破坏。

a—T=207.5 s二层应力场; b—T=357.5 s二层应力场; c—T=1 017 s二层应力场; d—T=1 017 s整体应力场。图16 火灾场景6作用下二层及整体应力场 MPaFig.16 Stress fields at different points in time in fire scenario 6

3.1.2关键位置测点

取二楼楼板为研究对象,主要测点位置如图17所示,分别是纵向肋FS6-L1,FS6-T1,横向肋FS6-T2,FS6-T3,测点FS6-L11代表FS6-L1中间位置处,测点FS6-L12代表FS6-L1的1/4位置处,其他肋以此类推。门窗洞口测点位置同火灾场景1,FS6-W1、FS6-W2分别为西墙窗口上下角点,FS6-D1、FS6-D2分别为东墙门洞上下角点。FS6-WL1,FS6-DL1为窗口和门洞处的加劲肋,FS6-WL11、FS6-WL12第二位数字1,2分别代表加劲肋中点和底部端点,其他编号以此类推。

a—二层楼板加劲肋关键测点位置; b—窗洞口测点位置; c—门洞口测点位置。图17 火灾场景6关键测点位置Fig.17 Locations of key measurement points in fire scenario 6

楼板加劲肋测点时间-应力曲线见图18。靠近火源的FS6-L11、FS6-T11在开始阶段应力迅速增大至最大后又迅速降低,并在应力下降阶段屈服,FS6-L12、FS6-T12测点应力也经历了先增大后减小的过程,但最大应力明显较低(为40 MPa),未达到其屈服强度;FS6-T21所处温度较高,在应力降低过程中屈服,FS6-T22应力较小,未屈服,FS6-T31和FS6-T32在增至210 MPa后缓慢降低,过程中也未屈服。

a—纵向加劲肋测点; b—横向加劲肋测点。图18 楼板下加劲肋关键测点时间-应力曲线Fig.18 Time-stress curves of key measurement points on the stiffening rib under the floor

窗洞口周边测点时间-应力曲线见图19。洞口测点中FS6-W1应力最大,达到193 MPa,FS6-D1所处位置温度较高,应力却最小,都未达到屈服强度;洞口处加劲肋中部最大应力高于底部,也都未屈服。

a—洞口测点; b—洞口周边加劲肋测点。图19 关键测点时间-应力曲线Fig.19 Time-stress curves of key measurement points

3.2 位移分析

4种工况下的x、y、z向最大位移点出现位置见表1,最大位移点对应时间-位移曲线见图20所示。可知,火灾场景4下x、y、z向位移都最大,最大位移分别为33,40,24 mm。图20a中火灾场景5、7曲线斜率较大,说明当火源位于墙板附近时,墙板的侧向位移增幅较快,其余的位移曲线都较为缓和,没有明显的突变。

表1 三层结构最大位移出现位置Table 1 Locations of the maximum displacements in the three-storey structure

a—x向; b—y向; c—z向。 火灾场景4; 火灾场景5; 火灾场景6; 火灾场景7图20 不同火灾场景下最大位移对比Fig.20 Comparisons of the maximum displacements in different fire scenarios

4 破坏模式及耐火极限

文献[24]规定火灾下,结构整体承载力极限状态的判别标准为:

1)结构丧失整体稳定;2)结构达到不适于继续承载的整体变形。其中界限值可取为高度或短跨的1/30。

文献[24]确定的火灾下结构整体承载力极限状态的判别标准适用于钢框架结构和钢混组合结构,箱板式钢结构与以上两种结构有着不同的破坏模式和受力特点,耐火受力过程中最大位移为47 mm,为高度方向的1/62,远不及其参考界限值的1/30。通过分析整体结构在火灾场中的温度场和应力场,结合加劲板件的受力特点,得到了火灾下箱板装配式钢结构整体结构的力学性能变化规律、破坏模式和耐火极限。

4.1 单层结构

3种不同火灾场景下的结构都是火源上方楼板应力首先升高,发生屈曲,应力重分布后继续发挥其屈曲后强度,应力逐渐减小,同时墙板及楼板其他部位应力开始慢慢增大。火灾场景1最终楼板的中间及边缘部分屈服,大部分墙板接近屈服,主要构件失效,整体结构达到承载能力极限,此场景下主要构件中楼板破坏更为严重;火灾场景2和3最终极限状态时火源上方区域的楼板屈服,大面积的墙板和支座部位屈服,结构濒临破坏,此两种场景下主要构件墙板均破坏严重。箱板式结构钢板内的加劲肋起到分担钢板内应力的作用,在钢板屈服之后屈服,有效地提升了结构强度。

3种火灾场景下耐火时间见表2,场景1耐火时间最长为2 h,场景2和3分别为34 min和18 min。场景1火源位于结构中间,使得结构整体受力均匀,同时楼板的屈曲后强度和薄膜效应为结构提供强度,有效地提升了耐火时间;场景2和3的火源位于西侧和西北角,当火源附近墙板受火时,造成结构整体受力不均,应力重分布后墙板承受过大的应力,导致墙板底端和中部受力过大而屈服,耐火时间大大降低;单层结构的墙板是箱板结构耐火的薄弱环节,尤其是当火源位于角部时,其耐火极限更短,在抗火设计中应着重对墙板进行强度提升和耐火保护。

表2 箱板式钢结构耐火极限Table 2 Fire endurance limits of the single-storey structure

4.2 三层结构

三层结构的4种火灾场景的最终破坏模式相似,首先火源上方楼板屈曲,进入屈曲后强化阶段,接着在高温下屈服退出工作,之后楼板边缘和墙板应力逐渐增大直至屈服,墙板的屈服区域包括火源所在楼层和火源上层的墙板,整体结构达到承载能力极限状态。

4种火灾场景下耐火时间见表3,对比火灾场景4、6和5、7可知:火源在一层时比在二层的耐火时间长;对比火灾场景4、5和6、7可知,火源位于D区比位于E区耐火时间长。由此可认为,当火源位于结构中间楼层时耐火时间会缩短,火灾造成的高温区域位于楼层中心时对结构抗火更为不利。4种场景下的耐火极限都达到了1 000 s以上,比一层结构某些场景下的耐火极限还要高,说明结构整体性能优越,整体结构应力互传,协同受力,有效延长了结构的耐火时间。

5 结束语

通过对箱板装配式钢结构模型进行热力耦合分析,得到了火灾下整体结构的应力值和位移值,同时结合箱板式钢结构的结构特点,探明了该结构的破坏模式,并讨论不同火源位置对结构耐火极限的影响。经分析得出以下结论:

1)在高温火灾作用下,箱板装配式结构呈现与其他主流结构不同的破坏形式,首先为楼板屈曲,屈曲后应力重分布,楼板中心的薄膜应力可继续为结构提供屈曲后强度,然后墙板和楼板边缘应力逐渐增大,直至楼板边缘屈服或墙板屈服达到承载能力极限,此过程中楼板的薄膜应力、墙板与楼板的协同受力以及板内均匀分布的加劲肋都有效提升了结构的抗火性能,体现了结构良好的整体性。

2)当火源位于单层结构和三层结构相同位置时,两者呈现出完全不同的抗火性能。首先,对于单层结构,当火源位于结构中心时比其他火灾场景的耐火时间要长,对于三层结构,则当火源位于二层中心位置时耐火时间最短;其次是失效区域的区别,单层结构失效区域主要存在于火源周边墙板、火源上方楼板和墙体支座处,三层结构失效区域主要存在于靠近火源的大部分的楼板和墙板处,且墙板屈服时会使上、下两层墙板一起屈服,应力互传,失效域更大。

3)火灾过程中,结构的加劲肋和楼板由于屈曲提前失效,强度没有得到充分利用,需进一步优化,使其力学性能得到充分发挥;该结构作为以纯钢材为材料的结构,须要做好配套的防火措施,同时,板件的边缘及角部区域的屈服是结构达到耐火极限的重要标志,应尽量避免因关键构件楼板、墙板的破坏而导致整体结构的失稳。

4)无论一层还是三层的箱板装配式钢结构,在进入弹塑性阶段后位移都比较小,体现了箱板式结构刚度大的特点。