帶粉刷層混凝土試塊高溫后抗壓性能試驗及數值模擬

劉陽，郭子雄，杜耀峰，2

（1.華僑大學 土木工程學院，福建 廈門 361021；2.廈門市建筑科學研究院集團股份有限公司，福建 廈門 361004）

帶粉刷層混凝土試塊高溫后抗壓性能試驗及數值模擬

劉陽1，郭子雄1，杜耀峰1，2

（1.華僑大學 土木工程學院，福建 廈門 361021；2.廈門市建筑科學研究院集團股份有限公司，福建 廈門 361004）

以過火溫度和粉刷層厚度等參數為主要研究對象，通過27個帶混合砂漿粉刷層的混凝土立方體試塊高溫作用后的抗壓性能試驗，并與其熱－結構耦合數值計算分析的結果進行對比.研究結果表明：高溫作用后混凝土的損傷程度與過火溫度、粉刷條件、恒溫持時和靜置時間等有關；過火溫度越高，損傷越嚴重，抗壓強度越低；粉刷層對遭受火災作用的混凝土結構有較好的保護作用，能有效減少外部能量輸入結構；四面受火混凝土試塊的溫度分布呈環形分布由表面向內部溫度逐漸降低，且試塊截面4個角部溫度最高.

混凝土；抗壓性能；粉刷層；熱－結構耦合分析；高溫

國內外學者對混凝土的高溫力學性能進行了大量的試驗研究，并取得了較為豐富的試驗成果.這些試驗研究主要是以各種無粉刷層的混凝土［1－4］作為研究對象，而對帶粉刷層混凝土的高溫性能研究尚少見報導.根據本課題組大量火災現場踏勘和災損鑒定發現，導熱系數相對更低的粉刷層往往能夠有效地減少火災時結構的熱量輸入，從而延緩和減輕結構的損傷.因此，在構件溫度場計算和火災損傷鑒定中，不宜直接套用無粉刷層混凝土高溫力學性能的研究結果.基于以上考慮，本課題組開展了一批帶粉刷層混凝土試塊的高溫后抗壓性能試驗［5］，并采用紅外熱像技術對高溫后混凝土試塊的損傷進行了探測［6］，基于試驗結果，提出了帶粉刷層混凝土試塊高溫后抗壓強度的計算公式.利用有限元軟件進行結構或構件的熱－結構耦合數值模擬是混凝土結構火災后抗震性能評估的主要手段之一，而材料本構的合理設置是數值模擬是否可信的關鍵 .國內外關于混凝土火災后的本構關系有很多研究成果［7－10］，但關于帶粉刷層的混凝土高溫后材料本構的研究尚未見公開報道.本文以過火溫度和粉刷層厚度等參數為主要研究對象，進行帶混合砂漿粉刷層的混凝土立方體試塊高溫作用后的抗壓性能試驗和數值模擬的對比.

1 試驗概況

1.1 試件制作與試驗參數

試件尺寸為邊長150mm的標準混凝土立方體試塊，共27個.其中15個試塊表面粉刷有15mm厚的混合砂漿層.為模擬工程中混凝土構件縱向熱輸入很少的實際受熱狀態，在所有試塊的頂面和底面采用陶瓷纖維隔熱紙（180mm×180mm×3mm）加以封閉.

試驗溫度有3個等級，分別是800，1 000和1 200℃，而試驗組別分為A～F組，9種工況，每個實驗工況下有3個試塊用于高溫后軸壓試驗.其中：編號A8，C8，C12，E10為無粉刷層試塊；編號B8，B12，D8，D12，F10為帶粉刷層試塊.另外，對應9種工況制作3組（T1，T2，T3）共9個試塊作為無粉刷層未過火對比試塊，T1，T2，T3的實測抗壓強度分別為35.7，37.0，33.1MPa.

1.2 試驗升降溫制度與監測

采用SX2－10－13型高溫箱式電爐進行加熱以模擬火災溫度作用.電爐的爐膛尺寸為400mm×200mm×160mm，額定功率為10kW，額定工作溫度1 300℃.爐內溫度由KSY15－16型溫度控制器控制，達到預定溫度后自動保持恒溫25min.恒溫到預定時間后，打開爐門讓試塊在爐內冷卻到300℃后取出，置于空氣中繼續冷卻到室溫并靜置至少7d，再進行后續的試驗工作.

基于設備條件限制，試驗升降溫過程通過人工采集KSY15－16型溫度控制器上顯示的爐腔溫度建立實測升溫曲線，如圖1所示.

圖1 爐內實測升降溫曲線Fig.1 Temperature－time curve in furnace

1.3 主要試驗結果

1.3.1 試驗現象 混凝土立方體試塊的破壞形態與歷史遭受溫度作用水平有關，隨著溫度作用水平的增加，破壞形態由常溫下正倒相接的四角錐體破壞形態逐漸向整體壓碎破壞形態過渡.相同溫度水平作用下，對比破壞形態圖（圖2）可以發現，無粉刷層的混凝土試塊的破壞形態更接近整體壓碎破壞，歷史遭受損傷更嚴重.

圖2 試塊的破壞形態Fig.2 Failure modes of specimens

表1 混凝土試塊抗壓強度試驗結果Tab.1 Axial compressive strength of specimens

續表Continue table

由表1可知：混凝土強度等級對抗壓強度比的影響不明顯；與無粉刷層混凝土試塊相比，帶粉刷層混凝土試塊抗壓強度比較高，說明砂漿粉刷層在建筑火災時，能有效地限制高溫熱量的輸入，對結構構件有較好的保護作用.

2 熱-結構耦合有限元分析

2.1 分析步驟

利用ANSYS間接耦合法進行熱－結構耦合分析，步驟如下：1）建立幾何模型，選擇適當的熱單元進行網格劃分并轉換為有限元模型；2）定義熱分析類型，包括傳導、對流、輻射和表面效應單元等，并選擇穩態或瞬態熱分析完成熱分析求解過程；3）重回到前處理（／PREP 7）進行單元轉換，將熱單元轉換成結構單元，并設置單元屬性，添加材料屬性，設定邊界條件；4）從熱分析結果文件（＊.rth）中讀入節點溫度，并作為體荷載施加到有限元模型上，同時將結構其他荷載施加到模型上；5）設置參考溫度；6）求解運算，進行后處理及查看結果.

2.2 材料熱工性能定義

2.2.1 混凝土 混凝土的密度隨溫度的變化不是很劇烈 .所采用恒定的混凝土密度ρc為2.40Mg·m－3，而熱工性能參數的定義［5，11］為

其中：αc為混凝土熱膨脹系數；cc為混凝土質量熱容；λc為混凝土導熱系數；θ為歷史過火溫度.

2.2.2 粉刷層 試塊受熱過程中，混合砂漿與混凝土表面之間會脫開形成空腔層，對外部能量輸入可能形成接觸熱阻.由于空腔層主要由空氣和水蒸氣構成，其熱容會隨著溫度的升高而不斷變化.為簡化，將二者考慮成一種復合材料，則空腔層的混合砂漿復合材料熱容cm隨溫度變化規律［12］為

2.3 高溫后混凝土材料本構

1）高溫后，混凝土棱柱體抗壓強度fcr（θ）隨過火溫度的變化規律［7］為

式中：fc為未過火混凝土棱柱體抗壓強度.

2）高溫后，混凝土抗拉強度ftr（θ）隨過火溫度的變化規律［9］為

式中：ft為未過火混凝土抗拉強度.

3）高溫后，混凝土峰值應變ε0，r（θ）為

式中：ε0為未過火混凝土的峰值應變，實驗取0.002.

4）高溫后，混凝土初始彈性模量E0，r（θ）［10］為

式中：E0為未過火混凝土初始彈性模量.

5）高溫后，混凝土的應力－應變關系為

式中：σ和ε分別為高溫后混凝土的應力和應變，其他符號意義同前.

2.4 有限元法模型及溫度場計算假定

2.4.1 模型的建立和求解 混凝土及復合粉刷層熱分析單元均采用8節點單元Solid 70模擬，混凝土網格密度以15mm進行劃分，并以粉刷層厚度方向劃分兩層.將試驗實測的升溫曲線（圖1）輸入程序進行瞬態計算 .試塊與加熱爐內環境處于復雜的熱交換狀態，參照文獻［13］給出的綜合換熱系數；然后，采用插值方法確定各時刻下的換熱系數.最后，選用適合瞬態求解的雅可比共軛求解器進行求解.

對試塊底面施加軸向約束，在一個底面中心節點處施加兩個水平方向的約束以消除剛體位移，耦合頂部截面所有節點的加壓方向的位移，使其軸向位移保持一致，并采用位移控制加載.粉刷層只參與熱分析過程，不參與抗壓強度加載過程.

2.4.2 溫度場計算基本假定 1）溫度場與材料的應力、應變和是否開裂無關，不計混凝土開裂或表層脫落后的截面局部變化引起的溫度重分布；2）構件內沒有熱生成，水分流動及蒸發的影響忽略不計；3）混凝土是均勻的各向同性材料；4）不考慮混粉刷層開裂或剝落后的局部變化引起的溫度重分布.

3 有限元主要計算結果

3.1 溫度場模擬結果

圖3為典型試塊溫度場計算結果，圖4為試塊中部截面上距離側表面不同深度處的數值模擬結果比較.圖4中：曲線1～3分別為無粉刷層試塊側邊中點處距表面深度0，30，75mm的測點溫度；曲線6～8分別為帶粉刷層試塊側邊中點處距表面深度0，30，75mm的測點溫度；曲線4，5分別為無粉刷層試塊和帶粉刷層試塊角部測點溫度.

圖3 試塊溫度場分布Fig.3 Temperature distribution of specimens

由圖3，4可以看出：無粉刷層試塊A8的截面角部溫度均高出表面約100℃，而帶粉刷層試塊B8的截面角部溫度均高出表面約200℃.說明了粉刷層對角部與表面之間的溫差值存在一定的影響，在一定程度上放大了二者間的差值.

由圖3，4還可以看出：粉刷層對靠近表面節點的保護作用尤為明顯，約能降溫200℃左右；而對于核心節點，粉刷層對其約能降溫50℃.

圖4 試塊在不同計算點的溫升曲線Fig.4 Temperature－time curve of different calculation points

3.2 軸壓性能計算結果

試塊的抗壓強度試驗結果（fcu，m）與有限元計算結果（fcu，c）對比，如表2所示.表2中：erel為相對誤差 .由表2可見：有限元計算結果與試驗結果吻合較好，說明建立的有限元模型及考慮空腔層的混合砂漿復合材料的熱分析相關熱工性能的假定是合理的.

表2 試塊抗壓強度的試驗與數值計算結果對比Tab.2 Comparison between test results and numerical simulation results

4 結論

1）高溫作用后混凝土的損傷程度與過火溫度、粉刷條件、恒溫持時和靜置時間等有關.過火溫度越高，損傷越嚴重，抗壓強度越低，即使在相對較短的恒溫持時（25min）下，800℃以上的高溫對混凝土仍有較嚴重的損傷.

2）粉刷層對遭受火災作用的混凝土結構有較好的保護作用，能有效減少外部能量輸入結構，截面溫度增長相對緩慢，可有效改善溫度場的分布并減輕混凝土結構的火災損傷.

3）四面受火混凝土試塊的溫度分布呈環形分布由表面向內部溫度逐漸降低，試塊截面4個角部溫度最高；粉刷層對角部與表面之間的溫差值存在一定的影響，在一定程度上放大了二者間的差值.

4）研究表明：文中所建議的有限元模型及考慮空腔層的混合砂漿復合材料的熱工性能參數合理可靠，可用于帶粉刷層鋼筋混凝土結構構件的熱－結構耦合數值模擬，能為鋼筋混凝土結構火災損傷鑒定及相關研究提供參考.

［1］SAWA A，MANITA P，SIDERIS K K.Influence of elevated temperatures on the mechanical properties of blended cement concretes prepared with limestone and siliceous aggregates［J］.Cement and Concrete Composites，2005，27（2）：239－248.

［2］ZHANG Bin－sheng，BICANIC N，PEARCE C J，et al.Relationship between brittleness and moisture loss of concrete exposed to high temperatures［J］.Cement and Concrete Research，2002，32（3）：363－371.

［3］POON C S，SHUI Z H，LAM L.Compressive behavior of fiber reinforced high－performance concrete subjected to elevated temperatures［J］.Cement and Concrete Research，2004，34（12）：2215－2222.

［4］KHANDAKER M，HOSSAIN A.High strength blended cement concrete incorporating volcanic ash：Performance at high temperatures［J］.Cement and Concrete Composites，2006，28（6）：535－545.

［5］杜耀峰，郭子雄，吳毅彬.粉刷層對混凝土遭受高溫作用后抗壓性能的影響［J］.建筑技術，2009，40（1）：20－23.

［6］杜耀峰，郭子雄，吳毅彬.紅外熱像技術在高溫后混凝土損傷探測中的應用［J］.四川建筑科學研究，2007，33（2）：65－69.

［7］朱伯龍，陸洲導.工程結構抗火性能研究報告［R］.上海：同濟大學工程結構研究所，1990.

［8］LIE T T，CELIKKOL B.Method to calculate the fire resistance of circular reinforced concrete columns［J］.ACI Material Journal，1991，88（1）：84－91.

［9］謝狄敏，錢在茲.高溫作用后混凝土抗拉強度與粘結強度的試驗研究［J］.浙江大學學報：工學版，1998，32（5）：597－602.

［10］吳波.火災后鋼筋混凝土結構的力學性能［M］.北京：科學出版社，2003.

［11］LIE T T，DENHAM E M A.Factors affecting the fire resistance of circular hollow steel columns filled with bar－reinforced concrete［R］.Ottawa：NRC－CNRC Internal Report（No.651），1993.

［12］路春森，屈立軍，薛武平，等.建筑結構耐火設計［M］.北京：中國建材工業出版，1995.

［13］段文璽.建筑結構的火災分析和處理（二）：火災溫度場計算之二［J］.工業建筑，1985，5（8）：51－54.

Experimental Study and Numerical Simulation on the Compressive Behavior of Concrete Cubes with Mortar Cover after Exposure to Fire

LIU Yang1，GUO Zi－xiong1，DU Yao－feng1，2

（1.College of Civil Engineering，Huaqiao University，Xiamen 362021，China；2.Xiamen Academy of Building Research（Group）Co.Ltd.，Xiamen 361004，China）

Twenty－seven concrete cubes with mortar cover after exposure to fire were tested under axial loading to investigate the axial compressive behavior of specimens.The main parameters are temperature in the furnace and thickness of the mortar cover.Thermal－structure coupling analysis of these concrete cubes using ANSYS was carried out，the calculation results was compared with test results.It is indicated that the damage of the concrete cube due to fire is influenced by the fire temperature，mortar cover，duration of fire and time for cooling down；the increase of the fire temperature deteriorates the damage，and lowers the compressive strength；the mortar cover can effectively protect the concrete members from the damage of fire.The temperature distribution of concrete cubes exposed to four－side fire is of circle shape，and the temperature of concrete cubes decreases from the outside to the inside of the concrete cubes.The temperature at the corner of the cubes is the highest.

concrete；compressive behavior；mortor cover；thermal－structural coupling analysis；high temperature

TU 528；TB 302

A

1000－5013（2012）03－0304－06

2011－09－26

劉陽（1982－），男，講師，博士，主要從事工程結構抗震與減災的研究.E－mail：lyliuyang＠hqu.edu.cn.

國家自然科學基金資助項目（51006133，50978107）；福建省自然科學基金資助項目（2010J01298）；福建省廈門市科技計劃項目（350Z20103030）；華僑大學科研基金資助項目（09BS620）

（責任編輯：陳志賢 英文審校：方德平）