鋼板-高強(qiáng)混凝土組合剪力墻火災(zāi)反應(yīng)數(shù)值模擬

肖建莊 衛(wèi)凱華 柳 獻(xiàn) 董毓利

(1.同濟(jì)大學(xué)建筑工程系,上海 200092; 2.同濟(jì)大學(xué)地下建筑與工程系,上海 200092; 3.華僑大學(xué)土木工程學(xué)院,廈門 361021)

0 引 言

鋼板-混凝土組合剪力墻兼有鋼結(jié)構(gòu)和混凝土結(jié)構(gòu)的優(yōu)勢(shì),具有承載力高、延性好、剛度大等優(yōu)點(diǎn),在高層結(jié)構(gòu)中應(yīng)用日趨廣泛,將高強(qiáng)混凝土與鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)相結(jié)合,更是能夠有效減小構(gòu)件截面,增大建筑空間。對(duì)于鋼板-混凝土組合剪力墻的力學(xué)性能,國(guó)內(nèi)外已經(jīng)有較多研究[1-3]。

近年來,李國(guó)強(qiáng)等[4]對(duì)鋼結(jié)構(gòu)抗火性能進(jìn)行了深入研究。同時(shí)肖建莊[5]對(duì)高強(qiáng)混凝土結(jié)構(gòu)抗火性能進(jìn)行了研究,韓林海和宋天詣[6]對(duì)于鋼-混凝土組合柱、組合梁耐火性能都進(jìn)行了深入的理論及試驗(yàn)研究。

目前,關(guān)于鋼板-高強(qiáng)混凝土組合剪力墻的抗火研究相對(duì)較少。本文主要研究墻體厚度、鋼板厚度及墻體約束條件對(duì)鋼板-高強(qiáng)混凝土組合剪力墻火災(zāi)反應(yīng)的影響,主要包括溫度場(chǎng)以及墻體變形情況。研究結(jié)果可以為組合剪力墻的抗火設(shè)計(jì)提供理論依據(jù),同時(shí)也為有關(guān)規(guī)范的進(jìn)一步完善提供參考。

1 數(shù)值模擬

1.1 研究對(duì)象

為了與已有的模型試驗(yàn)進(jìn)行校驗(yàn),選取肖建莊等[7]完成的試驗(yàn)進(jìn)行有限元模擬。

該試驗(yàn)以4榀剪力墻試件為研究載體,進(jìn)行剪力墻的單面受火試驗(yàn),采集爐膛溫度、剪力墻混凝土內(nèi)部溫度、平面外撓度等信息,獲取剪力墻的溫度場(chǎng)和變形情況以探究鋼板-高強(qiáng)混凝土組合剪力墻的火災(zāi)反應(yīng)。

試驗(yàn)中各試件的配鋼率相同,但構(gòu)造類型方面有所區(qū)別,分別為高強(qiáng)混凝土剪力墻、整體鋼板-高強(qiáng)混凝土組合剪力墻、分段鋼板-高強(qiáng)混凝土組合剪力墻和型鋼-高強(qiáng)混凝土組合剪力墻。試驗(yàn)過程中,剪力墻直立貼于試驗(yàn)爐口,單面受火,其側(cè)邊用耐火磚以及耐火石棉封砌。火災(zāi)時(shí)墻體的背火面與空氣的傳熱以對(duì)流形式進(jìn)行,而側(cè)面可視為絕熱邊界條件。墻體的受火面和爐膛的熱量交換主要以對(duì)流和輻射的形式進(jìn)行。升溫曲線為ISO834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線,曝火時(shí)間為120 min,試驗(yàn)按建筑構(gòu)件耐火試驗(yàn)方法[8]進(jìn)行。

由于試驗(yàn)周期較長(zhǎng),研究的參數(shù)也有限,利用有限元數(shù)值模擬,則能夠研究更多的參數(shù),因此選取該試驗(yàn)中的鋼板-高強(qiáng)混凝土組合剪力墻試件FW (Fire Wall)進(jìn)行數(shù)值模擬,其截面形式如圖1所示,墻體高度為1 000 mm。在對(duì)該墻體進(jìn)行模擬并利用試驗(yàn)校驗(yàn)后,將進(jìn)行更多的變參數(shù)分析。

1.2 分析假設(shè)

火災(zāi)作用下,剪力墻溫度場(chǎng)是非線性變化,且影響溫度場(chǎng)的因素繁多。為了簡(jiǎn)化計(jì)算,減少分析的難度,因此采用以下幾點(diǎn)假定[9-13]:

(1) 溫度場(chǎng)沿剪力墻的高度方向不變,其內(nèi)部溫度場(chǎng)問題屬于二維問題;

(2) 剪力墻內(nèi)應(yīng)力場(chǎng)對(duì)溫度場(chǎng)的影響忽略不計(jì);

(3) 混凝土是均勻的各向同性材料;

(4) 混凝土內(nèi)部無熱源,不考慮材料內(nèi)部的反應(yīng)熱,同時(shí)也不考慮墻體內(nèi)水分蒸發(fā)和遷移對(duì)溫度場(chǎng)的影響。

圖1 FW截面形式Fig.1 Sectional view of FW

1.3 模型建立

剪力墻的溫度場(chǎng)計(jì)算是通過對(duì)構(gòu)件表面的環(huán)境溫度、混凝土的熱工性能以及邊界條件的量化,模擬結(jié)構(gòu)內(nèi)部各處的溫度變化,以下采用ANSYS通用有限元軟件進(jìn)行模擬[14-15]。有限元模型如圖2所示,分別為混凝土、鋼板及鋼筋骨架。

圖2 有限元模型Fig.2 Finite element model

溫度場(chǎng)分析時(shí),混凝土采用SOLID70單元[16-17]模擬。鋼板采用SHELL57單元,在迎火面處的SOLID70單元表面覆蓋一層SURF152單元,用于熱輻射分析。

在撓度分析時(shí),將熱分析單元轉(zhuǎn)化為力學(xué)分析單元。其中,將SOLID70單元轉(zhuǎn)化為SOLID65單元,將SHELL57單元轉(zhuǎn)化為SHELL43單元,將LINK33單元轉(zhuǎn)化為L(zhǎng)INK8單元。在剪力墻底部增加25 mm厚的墊塊,墊塊底部的約束條件為固端約束,并導(dǎo)入計(jì)算得的溫度場(chǎng),從而計(jì)算出不同時(shí)刻試件的變形。

1) 熱工參數(shù)

在進(jìn)行有限元軟件分析前,需要確定材料的熱工參數(shù),采用不同材料熱工模型,計(jì)算出火災(zāi)下混凝土構(gòu)件內(nèi)部的溫度場(chǎng)結(jié)果有所不同。模擬中采用的熱工參數(shù)見表1。

表1有限元模型所采用的熱工參數(shù)

Table 1 Thermal parameter adopted in the finite element model

邊界條件中的各參數(shù)選取如下數(shù)值[18]:墻體表面和空氣的對(duì)流換熱系數(shù)h取決于空氣的流動(dòng)速度,其數(shù)值一般在20～80 W/(m2·K)之間。從點(diǎn)火開始到300 min時(shí),爐膛內(nèi)的鼓風(fēng)機(jī)均處于開啟狀態(tài),因此迎火面的空氣流動(dòng)速度較快,取h=40 W/(m2·K)。背火面的空氣流動(dòng)速度較慢,取h=20 (W/m2·K)。初始時(shí)墻體內(nèi)部溫度和環(huán)境溫度基本一致,根據(jù)爐溫?zé)犭娕汲跏紩r(shí)的讀數(shù)取為20 ℃。熄火后,由于背火面混凝土溫度較高,背火面附近的空氣溫度略高于室溫,取為50 ℃。形狀系數(shù)取φ=1.0,迎火面的綜合輻射系數(shù)取hr=0.5。

升溫曲線采用試驗(yàn)實(shí)測(cè)升溫曲線。采用荷載步文件進(jìn)行加載,由于升溫過程溫度變化大,因此荷載步逐漸變長(zhǎng),前兩個(gè)荷載步長(zhǎng)度為5 min,從10 min到120 min每個(gè)荷載步為10 min,從120 min到180 min之間的荷載步為15 min,后180 min每個(gè)荷載步為30 min,共23個(gè)荷載步。

2) 力學(xué)參數(shù)

混凝土高溫下的力學(xué)性能參數(shù)采用了胡海濤和董毓利的研究成果[23],高溫下高強(qiáng)混凝土的棱柱體抗壓強(qiáng)度為

(20 ℃≤T≤1000 ℃)

(1)

式中:fc表示高強(qiáng)混凝土常溫時(shí)的抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值;fcT表示高強(qiáng)混凝土高溫時(shí)的抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。

高溫下高強(qiáng)混凝土的峰值應(yīng)變可表示為

(20 ℃≤T≤800 ℃)

(2)

高溫下高強(qiáng)混凝土的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系可采用指數(shù)函數(shù)方程式表示如下:

y=xe(1-x2)/2

(3)

(4)

式中:σ和ε分別表示高強(qiáng)混凝土的應(yīng)力和應(yīng)變。ε0T為高溫下的高強(qiáng)混凝土的峰值應(yīng)變;ε0為常溫下的高強(qiáng)混凝土峰值應(yīng)變。

假設(shè)鋼材高溫下的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系為二折線模型,鋼材在屈服后應(yīng)力保持不變。鋼材高溫下的屈服強(qiáng)度和彈性模量采用呂彤光等[22]提出的計(jì)算式:

(20 ℃≤T≤900 ℃)

(5)

(20 ℃≤T≤900 ℃)

(6)

式中:fyT為高溫下的鋼材屈服強(qiáng)度;fy為常溫下的鋼材屈服強(qiáng)度;EsT為高溫下的鋼材的彈性模量;Es為常溫下的鋼材彈性模量。

1.4 試驗(yàn)驗(yàn)證

經(jīng)有限元模擬發(fā)現(xiàn),加熱120 min后,FW剪力墻中部截面溫度場(chǎng)分布如圖3所示,截面溫度最大的地方位于剪力墻端部的角點(diǎn)處。單面受火的剪力墻,溫度場(chǎng)呈層狀分布,由于混凝土的熱惰性,距離迎火面越近,溫度梯度越大。鋼板的導(dǎo)熱系數(shù)遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于混凝土的導(dǎo)熱系數(shù),鋼板兩端型鋼周圍處的混凝土的等溫線發(fā)生了突變。

圖3 FW熄火時(shí)刻橫截面的溫度場(chǎng)分布Fig.3 Temperature field of FW at flameout moment

為了下文分析和簡(jiǎn)化表達(dá),下文圖中所指路徑一為距離剪力墻底部0.5 m處截面中部;路徑二為距離剪力墻底部0.5 m處截面端部有鋼板處。

圖4為FW的迎火面、背火面及中間點(diǎn)在有限元模擬和試驗(yàn)中的溫度變化曲線。迎火面為距離迎火面5 mm處的測(cè)點(diǎn),背火面為距離背火面5 mm處的測(cè)點(diǎn),中間點(diǎn)為剪力墻厚度方向中點(diǎn)。剪力墻沿截面的溫度場(chǎng)為瞬態(tài)溫度場(chǎng),試驗(yàn)和有限元分析中的結(jié)果非常接近。試驗(yàn)所測(cè)的迎火面最高溫度比計(jì)算值高,這可能是由于混凝土材料的離散性和施工預(yù)埋過程中的偏差以及試驗(yàn)中存在的混凝土爆裂,導(dǎo)致迎火面一側(cè)的熱電偶直接暴露于火場(chǎng)中,或測(cè)量誤差。在升溫階段,剪力墻的截面中部和背火面的溫度上升略快于有限元模型,可能是因?yàn)樵囼?yàn)時(shí)的爆裂導(dǎo)致中間點(diǎn)和背火面與迎火面的距離減小,也可能是由于試驗(yàn)過程中存在的誤差。

圖4 FW溫度場(chǎng)數(shù)值分析與試驗(yàn)對(duì)比Fig.4 Comparison of temperature variation from FEM and experiment

圖5和圖6為FW截面沿路徑一和路徑二的溫度分布,60 min,120 min,240 min,360 min四個(gè)時(shí)刻均是在升降溫過程中從點(diǎn)火開始計(jì)算。圖5中溫度曲線平滑,而圖6中因?yàn)槎瞬夸摪宕嬖诘木壒?導(dǎo)致鋼板與混凝土交接點(diǎn)處出現(xiàn)了突變,并且在距離迎火面80 mm至120 mm區(qū)間溫度梯度變化較為平緩。但隨時(shí)間增加,整體溫度梯度逐漸減小,到360 min時(shí),溫度分布已經(jīng)趨近于均勻,鋼板與混凝土交接點(diǎn)處的突變已經(jīng)不再明顯。

圖5 FW路徑一處各時(shí)刻溫度分布Fig.5 Temperature distribution on route 1 of FW

圖6 FW路徑二處各時(shí)刻溫度分布Fig.6 Temperature distribution on route 2 of FW

在熄火時(shí)刻,有限元中FW墻身和鋼板的撓度分布云圖如圖7所示,同一截面處,距離兩端越近,該點(diǎn)的位移越大。FW在受火過程中,位移最大的位置在剪力墻頂部的端部處。

圖8為升降溫過程中,剪力墻頂部位移在試驗(yàn)和有限元模擬中隨時(shí)間變化的對(duì)比。無論是在升溫階段還是在降溫階段,測(cè)點(diǎn)位移的試驗(yàn)值始終略大于計(jì)算值。可能由于在試驗(yàn)升溫過程中,迎火面發(fā)生爆裂,墻身部分混凝土脫落,導(dǎo)致墻體剛度下降,或試驗(yàn)過程中存在誤差。在熄火時(shí)刻(即加熱120 min后),測(cè)點(diǎn)位移的試驗(yàn)值為23.7 mm,計(jì)算值為22.7 mm。在熄火后180 min時(shí),測(cè)點(diǎn)的殘余位移的試驗(yàn)值為1.89 mm,計(jì)算值為0.97 mm。

圖7 FW熄火時(shí)刻混凝土墻身及鋼板平面外撓度Fig.7 Deflection of concrete and steel of FW at flameout moment

圖8 FW頂點(diǎn)位移-時(shí)間曲線Fig.8 Displacement-Time curve on top of FW

對(duì)比可以發(fā)現(xiàn),建立的有限元模型,能夠模擬鋼板-高強(qiáng)混凝土組合剪力墻的真實(shí)火災(zāi)反應(yīng),在此基礎(chǔ)上,將對(duì)鋼板-高強(qiáng)混凝土剪力墻進(jìn)行變參數(shù)分析。

2 變參數(shù)分析

為了對(duì)鋼板-高強(qiáng)混凝土組合剪力墻的火災(zāi)反應(yīng)進(jìn)行進(jìn)一步的研究,利用經(jīng)過試驗(yàn)驗(yàn)證的仿真模型繼續(xù)針對(duì)墻身厚度、鋼板厚度及約束條件三個(gè)參數(shù)展開了探討。

表2給出了各剪力墻的代號(hào)和結(jié)構(gòu)參數(shù),其中WT代表Wall thickness(墻體厚度),ST代表Steel plate thickness(鋼板厚度),WC代表Wall constraints(墻體約束)。這9榀剪力墻中,為方便表達(dá),WT120、ST3、WC1與FW完全相同,其余6榀剪力墻除了墻身厚度、鋼板厚度和約束條件與FW不同外,其他的材料、配筋和尺寸等參數(shù)均與FW相同。其中ST0試件,鋼板厚度為0,即為普通鋼筋混凝土剪力墻。

表2鋼板-高強(qiáng)混凝土剪力墻參數(shù)

Table 2 Steel plate-HSC shear wall parameters

2.1 墻體厚度

圖9和圖10分別為WT160和WT200熄火時(shí)刻橫截面的溫度場(chǎng)。可以看到,由于WT160端柱處兩相鄰面受火,故其角點(diǎn)溫度最高,為1 036.5 ℃,而WT200墻體只有單面受火,因此WT200迎火面經(jīng)歷的最高溫度997.7 ℃,低于WT160墻體。

表3為WT120、WT160和WT200截面中部迎火面和背火面各時(shí)刻的溫度對(duì)比:在升溫階段,三種墻身厚度的剪力墻迎火面溫度很接近,在降溫2 h后,三榀剪力墻迎火面的溫度變化略有不同,墻身厚度越厚,其迎火面溫度下降的越慢;如圖11所示,墻身厚度越大,背火面升溫的速度越慢,背火面達(dá)到最高溫度所需的時(shí)間也越長(zhǎng),并且所能達(dá)到的最高溫度的值越小,如表4所示。

圖9 WT160熄火時(shí)刻橫截面溫度場(chǎng)分布Fig.9 Sectional temperature distribution view of WT160 at flameout moment

圖10 WT200熄火時(shí)刻橫截面溫度場(chǎng)分布Fig.10 Sectional temperature distribution view of WT200 at flameout moment

表3不同墻身厚度的剪力墻截面中部迎火面和背火面各時(shí)刻的溫度

Table 3 Central temperature of exposed and unexposed side of shear walls with different widths

圖11 不同墻厚剪力墻背火面溫度變化Fig.11 Temperature variation of unexposed side with different widths

圖12是三種墻身厚度剪力墻頂點(diǎn)的位移隨時(shí)間變化情況,圖13和圖14分別為WT160和WT200在不同時(shí)刻的撓度。在升降溫過程中,墻身厚度越厚,墻體剛度越大,剪力墻變形速度越慢,頂點(diǎn)位移值越小;厚度為160 mm和200 mm的剪力墻,頂點(diǎn)位移的最大值分別為16.7 mm和12.2 mm。

表4不同墻身厚度剪力墻背火面
最高溫度及其對(duì)應(yīng)時(shí)刻

Table 4 The moment of the highest temperature of shear walls with different widths

圖12 不同墻厚剪力墻頂點(diǎn)位移變化Fig.12 Top displacement at top of walls with different widths

圖13 WT160不同時(shí)刻撓度Fig.13 Deflection of WT160 at different moments

圖14 WT200不同時(shí)刻撓度Fig.14 Deflections of WT200 at different moments

2.2 鋼板厚度

鋼板的厚度對(duì)于剪力墻的溫度場(chǎng)和撓度變形有一定的影響,需要對(duì)不同鋼板厚度的剪力墻火災(zāi)過程中的溫度場(chǎng)和變形情況進(jìn)行分析。

2.3 墻體約束條件

在試驗(yàn)中,剪力墻底端為固定約束,而在實(shí)際建筑火災(zāi)中,剪力墻的約束條件是上下兩端皆有約束。由于假定溫度沿高度不變,溫度場(chǎng)為二維問題,因此WC1與WC2的溫度場(chǎng)相同。

圖15 不同鋼板厚度剪力墻頂點(diǎn)位移-時(shí)間曲線Fig.15 Displacement-time curves on top of wallswith different steel plate thickness

圖16為兩端約束的剪力墻在加熱120 min后熄火時(shí)墻身和鋼板的平面外撓度。圖17和圖18分別為WC1和WC2不同時(shí)刻的撓度圖。可以看到一端固定的WC1,其撓度變形朝向背火面,而兩端固定的WC2的變形則朝向迎火面。表5為WC1及WC2不同時(shí)間的頂部及墻體中部位移,WC1在距離墻底0.5 m處經(jīng)歷的平面外位移最大絕對(duì)值為4.21 mm,遠(yuǎn)大于WC2同一位置經(jīng)歷的平面外位移最大絕對(duì)值1.32 mm。所以,約束類型對(duì)于升降溫過程中剪力墻的變形影響明顯,相同試件兩端均固定約束的情況下,平面外的變形遠(yuǎn)小于一端固定約束的情況。

圖16 WC2熄火時(shí)刻混凝土墻身及鋼板撓度Fig.16 Deflections of concrete and steel of WC2 at flameout moment

圖17 WC1不同時(shí)刻撓度Fig.17 Deflections of WC1 at different moments

圖18 WC2不同時(shí)刻撓度Fig.18 Deflections of WC2 at different moments

表5不同約束類型剪力墻撓度

Table 5 Deflections of shear walls with different end conditions

3 結(jié) 論

(1) 利用有限元軟件ANSYS,能較好地模擬出鋼板-高強(qiáng)混凝土組合剪力墻的火災(zāi)反應(yīng),計(jì)算所得的溫度場(chǎng)與實(shí)測(cè)結(jié)果基本一致;有限元模擬的結(jié)果真實(shí)可信。

(2) 鋼板-高強(qiáng)混凝土組合剪力墻與普通鋼筋混凝土剪力墻相比,當(dāng)鋼板厚度不到墻體厚度的十分之一時(shí),對(duì)溫度分布影響不大。但由于鋼板彈性模量高,對(duì)墻體剛度貢獻(xiàn)較多,同時(shí)其對(duì)于高溫更敏感,彈性模量下降更多,因此高溫下鋼板越厚的墻體剛度越小,撓度越大。

(3) 墻身厚度對(duì)于背火面的溫度影響較大,墻身厚度越厚,背火面升溫的速度越慢;鋼板厚度較小時(shí)對(duì)于剪力墻的溫度場(chǎng)幾乎沒有影響,對(duì)撓度變形的影響也較小;高寬比越大,頂點(diǎn)位移越大;當(dāng)剪力墻頂部底部為固定約束時(shí),剪力墻變形遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于一端固定約束。

(4) 為了更好地模擬和研究鋼板-高強(qiáng)混凝土組合剪力墻的火災(zāi)反應(yīng),今后需要考慮高強(qiáng)混凝土的爆裂,值得進(jìn)一步研究。

(5) 本文未進(jìn)行力-溫度場(chǎng)耦合分析,今后需要考慮力和溫度場(chǎng)共同作用下的分析。