火災作用下鋼管混凝土疊合柱偏壓力學性能研究

李永進, 任慶新, 翁興貴

（1. 福建江夏學院工程學院，福建 福州 350108; 2. 沈陽建筑大學土木工程學院，遼寧 沈陽 110168；3. 中建四局建設發展有限公司，福建 廈門 361010）

隨著鋼管混凝土疊合柱的實際應用日益增多，研究者開展了大量的研究工作[1-12]。而近年來建筑結構火災事故頻發[13]，深入研究疊合柱在火災作用下的偏壓力學性能并指導分析其影響因素，具有重要的理論意義和工程應用價值[14-17]。 對于火災下結構的力學性能已開展了諸多研究，陳志華等[18]分析了火災作用下L 形方鋼管混凝土組合異形柱的軸壓性能，得到其荷載-變形曲線，發現加載初期柱表現出良好的線彈性，達到極限承載力之后，柱表現出較好的延性。 張玉琢等[19]分析了方中空夾層鋼管混凝土柱在三面受火條件下的溫度場與受力機理，提出了相應的簡化計算公式。 李瑩輝等[20]通過有限元軟件采用順序熱力耦合的分析方法，得到了矩形鋼管混凝土巨柱截面的溫度場分布以及巨柱軸向變形隨受火時間的變化。 分析結果表明矩形鋼管混凝土巨柱的抗火性能與軸壓比息息相關，大軸壓比的巨柱對其防火保護要注重。 而目前對于鋼管混凝土疊合柱力學性能研究還較為少見。

本文建立了ISO-834 標準火災升溫作用下[13]疊合柱有限元模型，分析了火災作用下疊合柱的偏壓力學性能，進而利用該模型，系統地分析了火災作用下疊合柱的力學性能，并進行參數分析，討論了截面尺寸、構件長細比和截面含鋼管率等參數對承載力折減系數的影響。

1 有限元模型建立及驗證

1.1 模型建立

如圖1 所示，采用ABAQUS 有限元軟件[21]建立了相應的有限元模型，其中混凝土、鋼管和加載端板均選用C3D8R 實體單元，鋼筋采用T3D2 線性桿單元。 鋼材和混凝土的熱工性能參數采用文獻[13]給出有關模型。 不考慮疊合柱中的鋼筋和混凝土之間的滑移， 接觸界面上采用*Embedded 約束來實現。 鋼管與混凝土之間則采用面面接觸，法向接觸系數1.0，切向接觸系數0.6，構件兩端鉸支。 設置兩個分析步，首先在構件頂部加載線上施加偏心荷載N，并保持荷載不變，然后調用溫度場分析結果，直至構件破壞。

圖1 火災作用下鋼管混凝土疊合柱有限元模型Fig.1 Finite element model of CFSTRC under fire

1.2 有限元模型的驗證

將上述模型同文獻[22]所報道的實驗結果對比，C1-1，C2-1 均為文獻[22]試件編號。 圖2 所示即為火災作用下鋼管混凝土柱的側向位移Δ 隨時間t 變化關系曲線，可見有限元模擬結果和實驗結果兩組曲線總體吻合較好， 且有限元模擬結果略偏保守，上述有限元模型具有較高的準確度。

圖2 火災作用下鋼管混凝土柱Δ-t 關系曲線Fig.2 Δ-t relation curve of CFST under fire

2 偏壓力學性能分析

2.1 破壞模態

本文通過典型算例構件，進一步明確火災作用下鋼管混凝土疊合柱的偏壓力學性能。 從圖3 可知，在火災作用下，由于內部鋼管混凝土的存在，鋼管混凝土疊合柱表現出較好的塑性和變形能力，構件呈明顯的整體失穩破壞模態。 由于外包混凝土和核心混凝土的存在，防止了內鋼管在局部發生褶曲和外凸屈曲，沒有出現局部屈曲現象。

圖3 典型構件破壞模態Fig.3 Typical failure mode

2.2 變形情況

圖4 給出了火災作用下的鋼管混凝土疊合柱的軸向變形和跨中撓度隨火災持續時間變化的關系曲線。 其中，對于軸向變形，負值表示構件壓縮變形量。 如圖4 所示，火災下鋼管混凝土疊合柱的變形基本分為3 個階段。 第I 階段，受火初期，變化趨勢相對較為穩定。 第Ⅱ階段，隨著受火時間上升，材料的劣化區域從外圍不斷向內發展。 第Ⅲ階段中，構件的大部分材料都無法承擔荷載， 變形急劇增加，最終構件失去承載力。

從圖4 中還可以看出，在火災作用下，疊合柱軸向壓縮變形要慢于跨中撓度，且遠低于跨中撓度。當構件達到耐火極限時，構件的側向位移已很大，驗證了火災作用下疊合柱的破壞模態為整體失穩。

圖4（a）對曲線在受火的第Ⅰ階段的部分進行了局部放大。 在本算例中，由于所受荷載不大，在受火初期，構件因熱膨脹而產生的軸向膨脹要大于因材料劣化而產生的軸向壓縮量。

圖4 鋼管混凝土疊合柱變形-受火時間關系曲線Fig.4 Δ-t relation curve of CFSTRC under fire

2.3 內力變化

圖5 給出了火災作用下疊合柱中各部分所承擔的內力隨受火時間變化的情況。 如圖5 所示，在第Ⅰ階段，外包混凝土承擔了更多的內力。 進入第Ⅱ階段，外包混凝土發生卸載，縱筋承擔了外包混凝土卸下的絕大部分荷載。 接著在受火13 min 時，作用在縱筋上的軸力開始平穩下降，而彎矩下降的速率要遠大于軸力。 這是由于縱筋達到了劣化溫度。 進入第Ⅲ階段，由于構件的變形持續增大，縱筋承擔的荷載快速下滑。

圖5 內力-受火時間關系曲線Fig.5 Inner force-time relation curve

2.4 應變變化與發展

圖6 給出了火災作用下鋼管混凝土疊合柱在不同時刻跨中截面的縱向應變分布情況，其中正值為拉應變，με 為微應變，1με＝10－6ε，ε 為應變。 可見，在火災作用下，構件跨中截面受壓區和受拉區的縱向應變隨著受火時間的增加而增大，宏觀表現為側向撓度不斷增大。

圖6 跨中截面縱向應變分布Fig.6 Longitudinal strain distribution of mid-span section

2.5 應力分布與發展

圖7 給出了火災作用下疊合柱在不同時間段跨中截面的縱向應力分布情況， 其中正值表示拉應力，fc′為常溫下混凝土的抗壓強度。 受火初期（圖7（b）），由于截面溫度場分布不均勻，外圍熱膨脹作用比內部更突出，在受火初期材料性能損失并不大，外包鋼筋混凝土的外圍承擔較大的荷載。

圖7 跨中截面混凝土縱向應力分布Fig.7 Longitudinal stress distribution of concrete in mid-span

外圍鋼筋混凝土的溫度隨著受火時間增加進一步升高，承擔的荷載持續弱化；外圍鋼筋混凝土卸下的荷載繼而轉移向截面內部，主要由內部各組成部分承擔，由于構件跨中撓度的增大，截面混凝土受拉區面積逐漸增大。 當受火45 min 時，受拉區區域不斷變大。 當構件達到耐火極限時截面大部分區域都處于受拉狀態。

2.6 鋼管與混凝土的相互作用

圖8 給出了在火災作用下，疊合柱跨中截面鋼管與外包混凝土之間、鋼管與核心混凝土之間的相互作用力P1和P2隨受火時間變化的關系曲線。 從圖8（a）可見，在受火初期，外包鋼筋混凝土和鋼管之間發生接觸，產生了P1，且受壓側和受拉側的P1大小接近；隨著火災作用持續進行，受壓側和受拉側的P1均逐漸減小，直至外包鋼筋混凝土與鋼管脫開。 當受火時間持續增大，熱量不斷向構件內部傳遞，在受火25 min 時，重新與鋼管接觸，發生相互作用，P1開始逐漸增大。 此后，對于受壓側，外包鋼筋混凝土和鋼管之間的P1不斷增大；直至進入破壞階段，P1開始略有下降。 而對于受拉側的外包鋼筋混凝土和鋼管之間的P1，在受火40 min 時，隨著構件撓度增大而開始減小；而后又迅速增大，直至進入破壞階段，P1又急劇下降。

圖8 接觸應力-受火時間關系曲線Fig.8 Relational curve of contact stress and fire time

從圖8（b）可見，在受火后相當一段時間內，核心混凝土的橫向變形要小于鋼管，且外部溫度的持續上升還對鋼管和混凝土產生作用， 鋼管與核心混凝土之間有脫開的趨勢，作用力P2為0。 在受火25 min 時，重新與鋼管接觸上，P2開始逐步上升，但受壓側的P2較受拉側的P2增大更明顯。

3 參數分析

定義火災作用下柱構件的承載力折減系數kt為式中：N0為常溫下柱構件的承載力，kN；Nt為受火作用下柱構件的承載力，kN。

分析各參數對該系數的影響如圖9～圖11 所示。 3 個圖均顯示出，隨著受火時間的增加，系數kt值不斷減小，即鋼管混凝土疊合柱承載力不斷下降。

圖9 截面尺寸對kt 的影響Fig.9 The influence of section size on kt

圖11 截面含鋼管率αs 對kt 的影響Fig.11 The influence of section steel ratio on kt

圖9 所示為截面尺寸B0對承載力折減系數kt的影響。 從圖9 中可見，構件截面尺寸對kt有很大影響，截面尺寸與系數kt成正比關系。 這是因為截面尺寸愈大，構件吸熱能力愈強，外界溫度傳到內部就越慢，耐火極限則越長，系數kt就越大。

圖10 所示為長細比對系數kt的影響。 從中可見，長細比λ 對kt有很大影響，長細比越大，火災下構件承載力折減系數kt就越小，耐火極限也越低。

圖10 長細比λ對kt 的影響Fig.10 The influence of slenderness ratio on kt

圖11 為截面含鋼管率αs對系數kt的影響，αs=Asc/A，Asc為核心的鋼管混凝土截面積，A 為構建截面積。 可見，含鋼管率越大，系數kt就越大，但總體來看，截面含鋼管率對系數kt的影響不大。

4 抗火設計建議

由式（1）可知，疊合柱火災下的承載力系數，kt是指按ISO 834 標準火災升溫持續時間t 時刻柱構件的抗壓承載力與其常溫下抗壓承載力的比值，當升溫時間為t，荷載比n＜kt時，表示這一時刻疊合柱所能提供的抗壓承載力大于軸向壓力設計值，疊合柱不會因外荷載超過其承載能力而破壞； 當n＞kt時， 說明t 時刻疊合柱所能提供的抗力已不足以抵抗外荷載作用，疊合柱將破壞。

參數分析結果表明： 在ISO 834 標準火災作用下， 影響疊合柱承載力的因素主要為受火時間、柱長細比和截面周長。

為便于工程設計，表1 給出了按有限元計算的疊合柱火災下的承載力系數kt，表內中間值可采用線性插值的方法確定。

表1 鋼管混凝土疊合柱火災下的承載力系數ktTab.1 Bearing capacity coefficient kt of CFSTRC under fire

5 結論

1） 在火災作用下， 由于內部鋼管混凝土的存在，疊合柱表現出較好的塑性和穩定性，呈明顯的整體失穩破壞模態。

2） 火災作用下疊合柱的偏壓力學響應可以大致分為3 個階段，隨著受火作用進行，柱截面受拉區域逐漸發展擴大，鋼管與混凝土之間的相互作用力也逐漸變大。

3） 通過分析可見，截面尺寸和構件長細比對火災下鋼管混凝土疊合柱的承載力影響較大，截面含鋼管率對其影響則相對不明顯。