火災后雙鋼板-混凝土組合剪力墻抗震性能有限元分析

徐慶鵬，韋芳芳，鄭澤軍，陳道申

(河海大學 土木與交通學院，江蘇 南京 210098)

雙鋼板-混凝土組合剪力墻(Concrete-Filled Double Steel Plate Composite Shear Wall, CFDSPC)是在鋼板中間內填混凝土，并通過栓釘等連接件緊密連接兩者的新型抗側力構件。目前，CFDSPC剪力墻在高層建筑[1-2]、核電站[3-5]等工程中得到廣泛的利用，在各類建筑結構工程中具有良好的應用前景。全球范圍內，不少高層建筑在施工、使用階段曾遭受過火災。如果火災及時被撲滅，多數建筑在適當修復后可繼續使用。CFDPSC剪力墻外側鋼板在火災中易受到損害，但內填的混凝土可以吸收大量熱量，提高鋼-混凝土結構的耐火性能[6]。截至目前，CFDSPC剪力墻的火災試驗和火災后抗震性能研究還較少。韋芳芳等[7]通過對3個CFDSPC剪力墻的單面火災試驗，研究了不同連接件形式對墻體耐火性能的影響。Wei等[8]對12個CFDSPC剪力墻進行了火災試驗，研究了受火方式、軸壓比對其抗震性能的影響。國內外學者對CFDSPC剪力墻火災后抗震性能研究較少。丁東升[9]完成了3榀CFDSPC剪力墻火災后的擬靜力試驗，主要研究參數為剪跨比。在丁東升[9]的基礎上，沈鵬程[10]完成了3榀常溫下不同剪跨比的CFDSPC剪力墻擬靜力試驗。

綜上所述，目前無法通過現有資料對CFDSPC剪力墻火災后的力學性能進行評估，因此有必要深入研究CFDSPC剪力墻在火災全過程中的力學性能。本文利用ABAQUS建立并驗證了常溫下和火災后鋼材和混凝土的本構模型以及建模方法的可靠性。基于相同建模方法，建立足尺的 CFDSPC剪力墻模型，對模型進行參數分析，如火災時間、軸壓比、剪跨比和混凝土抗壓強度等，確定主要參數及其影響規律。

1 模型驗證

1.1 溫度場模型

CFDSPC剪力墻鋼材和混凝土熱工參數采用了Lie[11]給出的熱工模型，考慮鋼板外的熱對流和熱輻射，取綜合熱輻射率為0.56[12]，取受火面和背火面鋼板的熱對流系數分別為25 W/(m2·℃)[12]、9 W/(m2·℃)，鋼-混凝土的界面熱阻參照Lu等[13]有限元模擬試算結果，取接觸導熱系數為100 W/(m2·℃)，圖1展示了CFDSPC剪力墻截面的熱量傳遞過程。混凝土采用DC3D8實體熱分析單元，鋼管和鋼板采用DS4熱分析殼單元，所有鋼筋(包括墻內鋼筋和梁內鋼筋)和墻內栓釘均采用DC1D2傳熱連接單元。鋼板與混凝土梁、鋼管與混凝土梁、栓釘與鋼板均采用共節點連接；鋼板與墻內混凝土、鋼板與墻內混凝土均采用相互作用(Interaction)約束；所有鋼筋與混凝土、栓釘與混凝土均采用綁定(Tie)約束。

圖1 CFDSPC剪力墻截面的熱量傳遞圖Fig.1 Heat Transfer Diagram of CFDSPC Shear Wall Section

1.2 常溫下CFDSPC剪力墻試件的力學模型驗證

1.2.1 模型的建立與驗證

對聶建國[14-15]報道的8片栓釘連接的CFDSPC剪力墻擬靜力試驗進行模擬，所有試件均未經歷過火災。

CFDSPC剪力墻的抗震分析有限元模型，混凝土采用C3D8R實體單元，鋼管和鋼板采用S4R殼單元，鋼筋和栓釘采用B31梁單元。鋼板與混凝土梁、鋼管與混凝土梁、栓釘與鋼板均采用共節點連接；鋼板與墻內混凝土、鋼板與墻內混凝土均采用相互作用(Interaction)約束，采用硬接觸(Hard Contact)和罰摩擦，摩擦系數取0.3；所有鋼筋與混凝土、栓釘與混凝土均采用內置區域(Embedded)約束。邊界條件和荷載均通過參考點(Reference point)施加：基礎梁底面設置剛體(Rigid)約束，固定參考點的6個自由度；除底面外，加載梁其余五個面設置剛體(Rigid)約束，固定參考點的3個自由度(U2,UR1,UR3)，并對參考點施加固定的豎向荷載(U3方向)；對加載梁側面中點施加位移約束(U1方向)，以實現低周反復試驗過程。所有模型在計算全過程中的動能與內能、偽應變能與內能的比值均在5%以下，模型具有良好可靠性，可用于準靜態分析。圖2展示了CSW-6試件試驗與有限元滯回曲線的比較。

圖2 試件CSW-6滯回曲線的比較[15]Fig.2 Comparison of CSW-6 hysteresis curves[15]

1.2.2 邊界條件的影響

在有限元中，除了合理的材料本構定義，還原試驗情況下的邊界條件同樣是能否較好地還原試驗結果的關鍵之一。文獻[14-15]的試驗裝置如圖3所示。試驗中的豎向千斤頂與橫梁之間設置滑動支座，以保證豎向千斤頂可隨著試件頂部側移而移動。但是當試件加載梁水平位移較大時，有限元結果表明，加載梁發生了較大的平面內轉角UR2，此時由于豎向千斤頂的存在，在加載中千斤頂可能會對結構造成附加彎矩，影響加載梁平面內的自由轉動，而在卸載中，可以認為附加彎矩不再存在，加載梁重新自由轉動(圖4)。根據上述描述的情況，對有限元模型的加載梁UR2進行約束調整。

圖3 文獻[14-15]的試驗裝置Fig.3 Test device in references[14-15]

圖4 大位移情況下豎向千斤頂施加軸壓圖Fig.4 Axial loading of specimen under large displacement

圖5展示了調整前后的有限元模型結果與試驗結果的對比，主要對比了滯回曲線和骨架曲線。CSW-6B是調整后的模型，CSW-6A是調整前的模型。總體看來，調整后，試驗與有限元結果吻合更好：滯回曲線出現較大地變化，強化階段的承載力提升更加顯著，提高12.1%，但是累積耗能反而減小了2.27%。這表明，構件的抗力可以由邊界條件、材料屬性等內外部因素共同決定，而構件的耗能能力只會由材料本身決定。

圖5 調整加載梁邊界條件前后的模型結果[15]Fig.5 Model results before and after adjusting boundary conditions of loading beam[15]

1.3 火災后的方形CFST柱試件

由于目前火災后CFDSPC剪力墻的擬靜力試驗較少，并且已有的試驗[9]缺少鋼材和混凝土的所有相關力學參數，雖然在文獻[10]中補充了文獻[9]中火災后抗震試驗的鋼板和混凝土的力學參數，但仍未給出重要的連接件力學參數。因此本文采用火災后CFST柱的擬靜力試驗驗證火災后的材料本構模型。

對林曉康[16]報道的5個方形CFST柱擬靜力試驗進行模擬，其中4個為火災后的試件，1個為未受火災的試件。需要指出的是，該批方形CFST柱的火災試驗均是在無軸壓狀態下進行的。

1.3.1 模型建立

火災溫度場模型的建模方式與第1.1節相同，這里不再闡述。

火災后力學模型的單元類型、約束方式與第1.2.1節基本相同，這里不再闡述。邊界條件和荷載均通過參考點(Reference point)施加：兩端采用鉸接，約束加載平面外的4個自由度；跨中加載端設置為剛體(Rigid)約束，對參考點施加往復位移。

1.3.2 結果對比

圖6為部分CFST柱滯回曲線的比較，可以看出：軸壓力較小的試件(SF1)，滯回曲線的計算結果與試驗結果吻合較好；當軸壓力較大時，有限元可以較準確地還原出試驗的初始剛度，但無法有效模擬出試驗的強化階段和強度退化階段，試件將提前進入下降段。這可能是由于試驗中施加了較大的軸壓力，在平板鉸位置產生了較大的摩擦力，抑制了兩端平板鉸的自由轉動，延緩了鋼板發生屈曲的時間，最終導致試件峰值荷載偏大于模擬結果，下降段偏遲于模擬結果。

圖6 部分柱滯回曲線的比較[16]Fig.6 Comparison of partial column hysteresis curves[16]

圖7展示了CFST柱在破壞形態方面的對比，選取了有限元模型SF4-1的破壞照片作對比。有限元和試驗均是在柱的跨中加載端附近發生破壞，主要表現為鋼管屈曲和屈曲位置的內部混凝土破壞。因此，火災后模型同樣能較好地模擬火災后CFST柱的滯回行為，模型可用于火災后CFDSPC剪力墻的有限元研究中。

圖7 典型 CFST 試件的破壞形態[16]Fig.7 Failure modes of typical CFST specimens[16]

2 火災后雙鋼板-混凝土組合剪力墻抗震性能研究及參數分析

利用上節的有限元建模方法及材料本構模型，以中國南方航空大樓的CFDSPC剪力墻為原型建立足尺抗震性能分析模型，對火災后CFDSPC剪力墻的破壞形態、承載力、變形能力以及延性等抗震性能指標進行分析，最后通過單調加載方式，對火災后CFDSPC剪力墻的初始剛度、承載力以及變形能力進行參數分析。

2.1 足尺 CFDSPC 剪力墻模型

2.1.1 模型基本尺寸

CFDSPC剪力墻模型將根據中國南方航空公司大樓的CFDSPC剪力墻設計其施工現場如圖8(a)所示。該建筑中的CFDSPC墻體基本信息如下[17]：墻體高度為4 400 mm，寬度為2 575～3 300 mm，厚度為220～400 mm；鋼板厚度為12 mm；墻體剪跨比為1.33～1.71；墻體設計軸壓比為0.3～0.7。最終確定有限元模型的基本信息如下：墻體高度分別為2 650、3 500和4 400 mm，墻體寬度為2 640 mm，厚度取220 mm，剪跨比為1、1.33和1.67；鋼板 厚度為8～12 mm；實際軸壓比為0～0.4，其設計軸壓比約為0～0.6。該建筑墻體的內部連接件采用橫向窄加勁肋和板條，墻體兩側的邊柱采用方形CFST柱，如圖8(b)所示。模型中，并未采用該種布置形式，而是采用直徑為20 mm的拉桿作為抗剪連接件，間距為100 mm。

圖8 南航大廈中的 CFDSPC 剪力墻[17]Fig.8 CFDSPC shear wall in Nanhang building[17]

本節將研究火災時間、軸壓比、剪跨比、墻體截面配鋼率、混凝土抗壓強度等參數對火災后CFDSPC剪力墻抗震性能的影響，其余參數均為固定參數，各參數的具體取值詳見表1。

表1 火災后模型參數Tab.1 Model parameters after fire

試件編號規則如下：例如，試件N4T12H4400C40t12，即表示為n=0.4，th=120 min，Hw=4 400 mm，fcu=40 MPa，t=12 mm的試件。

2.1.2 截面最高溫度分布

火災后鋼材和混凝土的殘余力學性能主要取決于其經歷的最高溫度，因此，采用基于Fortran編制的ABAQUS子程序VUSDFLD來提取升降溫過程中每個節點經歷的最高溫度，將其導入抗震分析模型以進行火災后的力學性能計算。圖9展示了60～180 min火災后模型中鋼板、混凝土的最高溫度分布情況。可以看出：(1)60～180 min火災后，鋼板的最高溫度分別為826 ℃、985 ℃和1 071 ℃(強度分別折減11.7%、20.4%和26%，剛度分別折減11.7%、20.4%和26%)，最低溫度分別為78 ℃、106 ℃和123 ℃；(2)60～180 min火災后，混凝土的最高溫度分別為641 ℃、841 ℃和950 ℃(強度分別折減57.92%、88%和94%)，最低溫度分別為83 ℃、114 ℃和132 ℃；(3)墻體各位置的最高溫度沿墻體厚度方向分布較為均勻，同一厚度下，鋼板附近的溫度高于其他位置。

圖9 不同火災時間后截面最高溫度分布情況(單位：℃)Fig.9 Maximum temperature distribution of cross section after different fire time

2.1.3 加載制度影響

圖10展示了火災前后CFDSPC剪力墻荷載-位移滯回曲線與單調加載曲線的對比。可以看出：(1)相比于單調加載的墻體，循環加載的墻體提前進入承載力退化階段，這是由于循環荷載導致兩端的混凝土嚴重損傷，兩端的鋼材塑性應變積累而迅速斷裂；(2)在峰值前，對于無軸壓的墻體，其單調加載曲線與循環加載的骨架曲線接近，而對于0.4軸壓比的墻體，其單調加載曲線的塑性階段剛度偏低于循環加載的骨架曲線。針對這一現象，對比分析了墻體在同一位移下的應力狀態，表明：在循環荷載下的鋼材塑性應變累積導致同一位移下的鋼材應力大于單調加載情況下的鋼材應力，并且軸壓引起更大的應力提高。

圖10 荷載-位移滯回曲線與單調加載曲線的對比Fig.10 Comparison of load-displacement hysteresis curve and monotonic loading curve

由于循環加載受到加載制度的影響，且較難進行計算下降段的計算，因此在后續分析中，采用單調加載制度代替循環加載，來研究火災時間、軸壓比、高厚比等參數對剛度、承載力、變形能力等指標的影響。

2.2 參數分析

2.2.1 火災時間的影響

圖11展示了火災時間對荷載-位移曲線的影響，選取了n=0和0.4的兩組試件。圖12對比了不同軸壓比下的墻體，其經歷的火災時間對初始抗剪剛度和抗剪承載力的影響。可以看出：(1)隨著火災時間的加長，墻體在火災后的初始剛度和抗剪承載力越低，并且當軸壓比越大時，火災時間的影響越顯著：對比未火災的墻體，當n=0時，180 min的火災導致初始抗剪剛度和抗剪承載力分別退化16.9%和7.2%，而當n=0.4時，其值分別退化了23.0%和11.7%；(2)當n=0時，火災時間的增加并未改變荷載-位移曲線的整體形狀，但是對于n=0.4的墻體，當火災時間增加到120和180 min時，墻體的變形能力急劇退化，這是由于高溫降低了受火側材料的性能，致使墻體在高軸壓比、大變形下迅速朝著整體剛度較小的受火側壓塌破壞，如圖13(a)所示。

圖11 受火時間對荷載-位移曲線的影響Fig.11 Influence of fire time on load-displacement curve

圖12 受火時間對初始抗剪剛度和抗剪承載力的影響Fig.12 Effect of fire time on initial shear stiffness and shear bearing capacity

圖13 單調加載下的墻體典型破壞模式 (單位: MPa)Fig.13 Typical failure mode of wall under monotonic loading

圖13展示了典型試件的整體破壞形態，主要分為以下兩類：(1)試件N4T12和N4T18在受壓側邊柱底部發生局部受壓鼓曲，隨后受壓側墻體整體失穩，其破壞形態如圖13(a)所示；(2)而其余六個試件的受壓側鋼板鼓曲，受拉側鋼板嚴重拉變形，其破壞形態如圖13(b)所示。可見，對于高軸壓比下的CFDSPC墻體，火災對墻體抗震性能的影響更加嚴重，需在災后評估中重點關注。

2.2.2 軸壓比的影響

圖14展示了軸壓比對剪力-位移曲線和彎矩-位移角曲線的影響，選取了th=0和180 min的兩組試件。彎矩和位移角的計算方法見圖14(a)中的小圖。可以看出，與循環加載下的結論相似：除了整體失穩破壞的試件N4T18H4400C40t12，增大軸壓比(從0到0.4)均有效提高了墻體的面內抗彎承載力和變形能力，并且對面內抗彎承載力的影響幾乎是線性的，如圖14(a)和(b)所示。但不同的是，循環加載的試件N4T18H4400C40t12變形能力優于試件N0T18H4400C40t12，而單調加載的N4T18H4400C40t12變形能力卻劣于試件N0T18H4400C40t12，這是由于相對于循環加載，單調加載時的位移更大，P-△效應造成了軸壓力對墻體變形能力的消極作用。對于墻體的抗剪承載力，0.2和0.4的軸壓比均減小了墻體的抗剪承載力，但對初始抗剪剛度的影響不大。

圖14 軸壓比對剪力-位移曲線和彎矩-位移角曲線的影響Fig.14 Effect of axial load ratio on shear-displacement and moment-displacement angle

2.2.3 剪跨比和高厚比的影響

通過改變墻體高度，來實現剪跨比和高厚比的變化。表2為不同高度墻體的剪跨比和高厚比計算結果，墻體的高厚比為墻體計算高度與厚度的比值。針對處在高層建筑中較低層的高軸壓比CFDSPC墻體進行研究。圖15展示了剪跨比對彎矩-位移角曲線的影響，選取了th=0和180 min的兩組試件。可以看出：(1)隨著剪跨比的增大，CFDSPC剪力墻的抗彎剛度降低，但不顯著；(2)對于未受火災的墻體，剪跨比從1提高至1.33，可有效增大墻體的抗彎承載力和變形能力，但是剪跨比從1.33提高至1.67，對墻體的抗彎承載力影響較小；(3)對于高厚比為7.95和10的墻體，單面火災造成了墻體受火面和背火面的強度、剛度不對稱，墻體高厚比較大的消極影響最終導致墻體的抗彎承載力和變形能力降低。因此，對于高厚比較大的CFDSPC墻體，火災對抗震性能的影響更加嚴重，需在災后評估中重點關注。

表2 不同高度墻體的剪跨比和高寬比計算結果Tab.2 Calculation results of shear span ratio and height-width ratio of walls with different heights

圖15 剪跨比對彎矩-位移角曲線的影響Fig.15 Influence of shear span ratio on moment-displacement angle curve

2.2.4 墻體截面配鋼率的影響

通過改變鋼板厚度實現墻體截面配鋼率的變化，保持軸壓比不變。同樣針對處在高層建筑中較低層的高軸壓比CFDSPC墻體進行研究。圖16展示了墻體截面配鋼率對單調加載下彎矩-位移角曲線的影響，選取了火災時間為0和180 min的試件進行對比。可以看出：增大截面配鋼率可以線性地提高墻體的初始剛度、抗剪承載力，但對變形能力的影響不大，并且對墻體在火災前和火災后的破壞形態、曲線形狀沒有太大影響。圖17展示了不同截面配鋼率的墻體在180 min火災后，抗剪剛度和承載力的退化程度。可以看出：(1)由于火災導致的墻體抗剪承載力退化的程度與墻體截面配鋼率無關；(2)墻體截面配鋼率的提高減小了由于火災導致的墻體初始剛度退化程度，這是由于鋼材在火災后的彈性模量恢復優于混凝土，增大鋼材對墻體初始剛度的貢獻就意味著增大了火災后初始剛度的恢復程度。

圖16 截面配鋼率對荷載-位移曲線、剛度和抗剪承載力的影響Fig.16 Effect of section steel ratio on load-displacement curve, stiffness and shear capacity

圖17 180 min火災對抗剪剛度和承載力的退化影響程度Fig.17 Effect of 180 min fire on shear stiffness and bearing capacity degradation

3 結論

1) 對于未受火墻體，增大軸壓比和剪跨比能夠提高墻體的抗彎承載力和變形能力；增大墻體配筋率可以提高抗彎承載力，但對變形能力影響不大。

2) 隨著火災時間的加長，墻體在火災后的初始剛度和抗剪承載力越低。當軸壓比越大時，火災時間的影響越顯著。

3) 高厚比和軸壓比較大的墻體在長時間火災后，其破壞模式將轉變為墻體整體迅速朝著受火側失穩，抗震性能急劇退化。

4) 對于彎曲破壞的墻體，火災增大了墻體的變形能力，對于壓彎破壞的墻體，火災引起的墻體整體失穩將削弱了墻體的變形能力。