型鋼活性粉末混凝土柱耐火極限數(shù)值分析

周楊, 鄭曉華

(山東建筑大學(xué) 土木工程學(xué)院,濟(jì)南 250101)

0 引 言

型鋼活性粉末混凝土(steel-reinforced reactive powder concrete, SRRPC)結(jié)構(gòu)是一種新型組合結(jié)構(gòu),其既具有活性粉末混凝土強(qiáng)度高和體積穩(wěn)定的特點(diǎn),又具有型鋼混凝土的延性和韌性。SRRPC柱一般是建筑體系中最重要的承重構(gòu)件,其穩(wěn)定性和承載力至關(guān)重要,結(jié)構(gòu)柱的破壞會(huì)引起整體結(jié)構(gòu)的破壞甚至倒塌,造成財(cái)產(chǎn)的大量損失甚至人員傷亡。在火災(zāi)作用下,建筑構(gòu)件的材料性能和內(nèi)部應(yīng)力狀況會(huì)發(fā)生變化,承載能力大幅降低,因此有必要研究高溫條件下SRRPC柱耐火極限,為該結(jié)構(gòu)的耐火設(shè)計(jì)提供參考。

許多學(xué)者對(duì)鋼-混凝土結(jié)構(gòu)在高溫下的力學(xué)性能進(jìn)行研究。劉書雷等[1]、陸洲導(dǎo)等[2]和廖杰洪等[3]開發(fā)纖維模型算法程序,研究三面受火鋼筋混凝土連續(xù)梁的彎矩、位移以及承載力變化規(guī)律,發(fā)現(xiàn)三面受火構(gòu)件的剛度和承載力都大幅降低,且其有限元模型可以較好地預(yù)測(cè)降幅。王廣勇等[4]在試驗(yàn)的基礎(chǔ)上建立火災(zāi)全過程作用下型鋼混凝土柱的溫度場(chǎng)和力學(xué)計(jì)算模型,以含鋼率、受火時(shí)間、載荷比等參數(shù)為變量,利用單向熱-力耦合分析研究高溫作用后型鋼混凝土柱的力學(xué)性能。

近年來,部分學(xué)者也對(duì)SRRPC結(jié)構(gòu)在常溫和火災(zāi)條件下的力學(xué)性能開展試驗(yàn)和有限元研究。王琨等[5]、WANG等[6]和王琨等[7]總結(jié)SRRPC柱的抗震性能。卜良桃等[8-10]重點(diǎn)研究在軸心及偏心載荷下SRRPC柱力學(xué)性能的變化,結(jié)果表明提高混凝土強(qiáng)度等級(jí)可以延緩裂縫的發(fā)展速度,且其極限承載力隨含鋼率的增大而增強(qiáng)。姜良芹等[11]和周紹朋等[12]建立SRRPC組合柱有限元模型并進(jìn)行軸壓和偏壓分析,模型與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好,可為實(shí)際承載性能提供參考。楊勇等[13]對(duì)火災(zāi)下配備活性粉末混凝土外殼的型鋼混凝土柱的偏壓性能進(jìn)行有限元分析,發(fā)現(xiàn)混凝土柱的溫度變化幅度由表及里逐漸降低,且其火災(zāi)后偏心受壓破壞狀態(tài)與常溫下類似。

目前,對(duì)于火災(zāi)條件下SRRPC結(jié)構(gòu)性能的研究仍相對(duì)缺乏。火災(zāi)下的結(jié)構(gòu)試驗(yàn)具有危險(xiǎn)性高、成本高、難度系數(shù)大等缺點(diǎn),采用有限元模擬可以避免上述問題,達(dá)到預(yù)期效果。本文采用有限元分析軟件Abaqus對(duì)不同截面尺寸、偏心距、配箍率、軸壓比的SRRPC柱進(jìn)行數(shù)值模擬分析,探究其溫度場(chǎng)分布、軸向位移和耐火極限等方面的變化規(guī)律。

1 熱-力耦合分析模型的建立

1.1 構(gòu)件概況和模擬工況

建立邊長(zhǎng)為200 mm的正方形截面SRRPC柱模型,構(gòu)件總長(zhǎng)度為900 mm,中間600 mm為受火區(qū),兩端各150 mm為設(shè)置的延長(zhǎng)段;在頂端施加載荷部位放置加載塊,防止應(yīng)力集中造成破壞而影響分析結(jié)果。內(nèi)部型鋼采用HW100×100×6×8的Q235熱軋H型鋼。箍筋采用直徑為6 mm的HRB400鋼筋,受火區(qū)箍筋間距為100 mm,延長(zhǎng)段箍筋間距為40 mm。縱筋采用直徑為12 mm的HRB400鋼筋,長(zhǎng)度為850 mm。構(gòu)件的配筋和構(gòu)造見圖1。模型約束條件為:構(gòu)件兩端采用鉸接方式,約束分別為U1=U2=U3=0與U1=U2=0。有限元網(wǎng)格采用DC3D20二次實(shí)體單元。

(a)配筋

1.2 熱工參數(shù)

模型熱工參數(shù)包括熱傳導(dǎo)系數(shù)、比熱容、質(zhì)量密度、熱擴(kuò)散系數(shù)、線膨脹系數(shù)等,鋼材的熱工參數(shù)及其表達(dá)式見表1,活性粉末混凝土的熱工參數(shù)詳細(xì)情況見表2。

表 1 鋼材熱工參數(shù)及其表達(dá)式

表 2 活性粉末混凝土熱工參數(shù)及其表達(dá)式

1.3 力學(xué)參數(shù)

模型的力學(xué)參數(shù)包括:活性粉末混凝土塑性損傷本構(gòu)模型和彈性模量,高溫下鋼材的塑性本構(gòu)模型和彈性模量等。活性粉末混凝土本構(gòu)關(guān)系及力學(xué)指標(biāo)見表3,鋼材本構(gòu)關(guān)系及力學(xué)指標(biāo)見表4和5。

表 3 活性粉末混凝土力學(xué)參數(shù)表達(dá)式

表 4 鋼材力學(xué)參數(shù)表達(dá)式

表 5 鋼材彈性模量折減系數(shù)(文獻(xiàn)[18])

1.4 分析過程

在恒載升溫條件下,采用靜力通用分析步,并基于此分析步設(shè)置軸向力。施加軸向力時(shí),先將加載點(diǎn)與加載塊頂面耦合,保持加載的一致性,然后以軸壓比為0.6將載荷施加到耦合點(diǎn)上。

升溫曲線采用實(shí)驗(yàn)室爐溫曲線,即以4 ℃/min的速度升溫。創(chuàng)建熱傳遞分析步,用于設(shè)置溫度場(chǎng)。在柱表面設(shè)置熱交換條件,并將升溫曲線導(dǎo)入環(huán)境溫度。除此之外,柱表面還有大量熱力輻射,綜合輻射率取0.7。因?yàn)樵诩訜徇^程之前構(gòu)件位于室內(nèi),所以場(chǎng)初始溫度設(shè)定為20 ℃。溫度場(chǎng)分析定義絕對(duì)零度為-273 ℃,Stefan-Boltzmann常數(shù)設(shè)定為5.67×10-8。

2 模擬結(jié)果與分析

2.1 溫度分析

構(gòu)件的溫度場(chǎng)分布結(jié)果見圖2。在高溫下達(dá)到耐火極限時(shí),整個(gè)模型柱上下被均勻加熱,故取中間高度截面剖開,觀察構(gòu)件內(nèi)部溫度場(chǎng)分布。在截面上選取7個(gè)代表性測(cè)點(diǎn)見圖2(b),其最低溫為327 ℃(測(cè)點(diǎn)3),最高溫為576 ℃(測(cè)點(diǎn)6)。從柱核心到最外層溫度均勻上升,越靠近邊緣溫度越高,且鋼筋溫度比周圍混凝土溫度高,原因是鋼筋的導(dǎo)熱性能優(yōu)于混凝土,溫度升高速率比混凝土快。

(a)整體

2.2 軸向位移及破壞模式

構(gòu)件的宏觀位移和軸向位移曲線見圖3。構(gòu)件縱向壓縮、橫向膨脹,為壓縮破壞。構(gòu)件位移先緩慢上升、后快速上升。在溫度上升初期,構(gòu)件軸向位移沒有明顯變化,此時(shí)構(gòu)件溫度較低,在溫度場(chǎng)下產(chǎn)生的膨脹能抵消構(gòu)件受載荷引發(fā)的部分壓縮,構(gòu)件位移隨溫度升高保持平緩增長(zhǎng)。隨著溫度的進(jìn)一步升高,構(gòu)件力學(xué)性能退化,承載力下降,產(chǎn)生的膨脹無法抵消構(gòu)件的壓縮,且這種情況隨時(shí)間的增長(zhǎng)和溫度的升高愈加明顯。

(a)宏觀位移

2.3 試驗(yàn)對(duì)比

為驗(yàn)證模型的可靠性,取文獻(xiàn)[19]的試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比分析。該試驗(yàn)研究高溫下箍筋間距對(duì)耐火極限的影響。先對(duì)試件加載至預(yù)定載荷,然后按照預(yù)定升溫曲線進(jìn)行升溫加載,直至試件軸向位移達(dá)到6 mm時(shí)試驗(yàn)結(jié)束。本文模型所用的尺寸、材料、升溫制度、約束條件均與文獻(xiàn)[19]一致。

選取部分溫度測(cè)點(diǎn),對(duì)比試驗(yàn)溫度與模擬溫度,結(jié)果見圖4。模擬升溫曲線與實(shí)際升溫曲線吻合度較高,走勢(shì)基本相同,到達(dá)耐火極限的溫度相差不大。在升溫的過程中,試驗(yàn)溫度略高于模擬溫度,這是由于在試驗(yàn)中,試件在載荷和高溫耦合作用下產(chǎn)生大量裂縫,因此熱電偶的溫度升高速率較快,而模擬溫度場(chǎng)中未考慮裂縫的開展情況,所以溫度略低于試驗(yàn)溫度。

圖 4 試驗(yàn)和模擬溫度曲線對(duì)比

模擬和文獻(xiàn)[19]試驗(yàn)的軸向位移曲線對(duì)比見圖5。模型構(gòu)件的位移走勢(shì)與試驗(yàn)結(jié)果基本相同,先經(jīng)歷平穩(wěn)上升階段,然后進(jìn)入高速上升階段。當(dāng)構(gòu)件到達(dá)耐火極限的破壞標(biāo)準(zhǔn)(即構(gòu)件位移到達(dá)6 mm)時(shí),模擬構(gòu)件耗時(shí)316 min,試驗(yàn)耗時(shí)334 min,總體相差僅5.6%,小于6%,模擬結(jié)果較為準(zhǔn)確。有限元分析是相對(duì)理想化的過程,考慮混凝土各向同性、屬于均質(zhì)材料,得到的位移曲線曲率相對(duì)較大,轉(zhuǎn)折相對(duì)柔和,沒有試驗(yàn)曲線上的尖銳拐點(diǎn)。總體來說,此模擬可用于SRRPC柱結(jié)構(gòu)的分析研究。

圖 5 模擬和試驗(yàn)軸向位移對(duì)比

3 影響因素分析

研究四面受火的SRRPC方形柱,其中對(duì)照組構(gòu)件截面為正方形,寬度b和高度h均為200 mm,偏心距e=0,配箍率0.28%,計(jì)算高度取600 mm,采用C120級(jí)活性粉末混凝土和HRB400級(jí)熱軋鋼筋,型鋼采用HW100×100×6×8的Q235級(jí)鋼。在室溫20 ℃時(shí),活性粉末混凝土構(gòu)件的軸心抗壓強(qiáng)度為95.45 MPa,鋼筋屈服強(qiáng)度為468 MPa,鋼筋極限強(qiáng)度為613 MPa,型鋼屈服強(qiáng)度為251 MPa,型鋼極限強(qiáng)度為386 MPa,混凝土鋼纖維添加率為2%。

SRRPC方形柱耐火極限的影響參數(shù)有截面尺寸、偏心距和配箍率。構(gòu)件的截面參數(shù)見圖6。截面尺寸的變化可以理解為長(zhǎng)細(xì)比λ的變化,

λ=μL/i

(1)

主要影響參數(shù)設(shè)置如下:

(1)構(gòu)件截面邊長(zhǎng)分別設(shè)為180、200、220、240和260 mm;

(2)單雙向偏心和偏心距設(shè)置為:偏心加載點(diǎn)分別沿α=45°和縱軸(α=0°)方向分布,偏心距為e分別為25和50 mm;

(3)配箍率分別為0.28%、0.38%、0.47%、0.57%和0.71%,即箍筋間距分別為100、75、60、50和40 mm;

(4)軸壓比分別為0.2、0.3、0.4、0.5和0.6。

圖 6 模型柱截面參數(shù)示意

3.1 截面尺寸對(duì)耐火性能的影響

模型編號(hào)Z-1到Z-5依次為截面邊長(zhǎng)180、200、220、240和260 mm構(gòu)件,溫度場(chǎng)分布結(jié)果見圖7,測(cè)點(diǎn)溫度和耐火極限結(jié)果見表6。

(a)Z-1

表 6 不同截面尺寸構(gòu)件測(cè)點(diǎn)溫度和耐火極限

測(cè)點(diǎn)1～7溫度均隨截面尺寸增大而升高,且越靠近邊緣的測(cè)點(diǎn)升溫越快(如測(cè)點(diǎn)5和6),最終溫度最高的是測(cè)點(diǎn)5,略高于測(cè)點(diǎn)6。測(cè)點(diǎn)5受2個(gè)面溫度傳輸?shù)挠绊?并且測(cè)點(diǎn)5同時(shí)受到縱向鋼筋和箍筋傳遞的熱量,得到的熱量最多。以溫度最高的測(cè)點(diǎn)5為例,其溫度從374.8 ℃升高到576.0 ℃,構(gòu)件模型溫度經(jīng)歷較大躍遷,增長(zhǎng)53.7%,溫度增長(zhǎng)速率呈逐漸減緩的趨勢(shì)。從宏觀來看,截面尺寸越大,構(gòu)件到達(dá)耐火極限時(shí)間越長(zhǎng),燃燒越透徹,各測(cè)點(diǎn)溫度越高,且各測(cè)點(diǎn)之間溫度相差越小(即等溫線越密集)。

不同截面尺寸構(gòu)件的軸向位移曲線見圖8。位移曲線走勢(shì)大致相同:構(gòu)件受熱膨脹,導(dǎo)致位移曲線初始經(jīng)歷大約100 min的平緩增長(zhǎng)段,之后構(gòu)件在火中的承載能力逐漸衰退,位移曲線步入穩(wěn)定增長(zhǎng)段。隨著構(gòu)件截面尺寸的增大,位移增長(zhǎng)速率略有放緩,到達(dá)耐火極限點(diǎn)(以模型位移達(dá)到6 mm時(shí)為破壞標(biāo)準(zhǔn))的時(shí)間也越長(zhǎng)(230～478 min)、跨度較大,說明截面尺寸對(duì)構(gòu)件在火中的位移具有一定的影響。構(gòu)件呈延性破壞,符合軸壓破壞特征,且截面越大延性破壞特征越明顯。

圖 8 不同截面尺寸構(gòu)件的軸向位移曲線

3.2 配箍率對(duì)耐火極限的影響

截面邊長(zhǎng)取200 mm,不同配箍率構(gòu)件的模型參數(shù)見表7。溫度場(chǎng)分布結(jié)果見圖9,測(cè)點(diǎn)溫度和耐火極限結(jié)果見表8。模型箍筋間距自100 mm縮短至40 mm,模型的最高溫度為600～630 ℃。因?yàn)闋t膛最高溫度是630 ℃,所以構(gòu)件溫度相差較小。構(gòu)件截面對(duì)稱且加載與加熱方式為關(guān)于截面對(duì)稱,因此構(gòu)件的溫度場(chǎng)均呈均勻?qū)ΨQ分布。構(gòu)件溫度從中心向外發(fā)散式升高,所以7個(gè)測(cè)點(diǎn)中溫度最低者為測(cè)點(diǎn)3、最高者為測(cè)點(diǎn)5,溫度最大相差95 ℃。構(gòu)件G-1到G-5的模型總體溫度逐級(jí)升高,隨著溫度升高,模型內(nèi)部溫度梯度逐漸變得緊湊,最終內(nèi)外溫差逐漸降低,各測(cè)點(diǎn)溫度同爐溫保持一致。

表 7 不同配箍率構(gòu)件模型設(shè)計(jì)參數(shù)

(a)G-1

表 8 不同配箍率構(gòu)件測(cè)點(diǎn)溫度和耐火極限

不同配箍率構(gòu)件的位移曲線見圖10。5條曲線走勢(shì)基本相同,均經(jīng)歷緩慢上升階段和穩(wěn)定上升階段。在前150 min內(nèi),由于模型有微膨脹,方向與軸壓方向相反,所以位移在初期緩慢增加甚至在較低軸壓比的情況下出現(xiàn)負(fù)增長(zhǎng)狀況;而后期材料性能逐漸劣化,在穩(wěn)定載荷下模型位移增長(zhǎng)速率增加,形成穩(wěn)定增長(zhǎng)段。在加載初期,5條曲線緊密貼合在一起,到后期穩(wěn)定上升段,各直線增長(zhǎng)速率出現(xiàn)分歧,箍筋分布較為緊密的模型,其位移增長(zhǎng)較箍筋分布稀疏者慢,曲線也更加平緩。緊密的箍筋能延緩混凝土出現(xiàn)裂縫破壞的時(shí)間,使構(gòu)件的延性得到很好的改善。

圖 10 不同配箍率構(gòu)件位移曲線

進(jìn)一步分析,箍筋只能起到抗剪和約束混凝土的作用,對(duì)極限承載力貢獻(xiàn)不大,所以5條曲線分布差異并不顯著。與軸壓比較小的情況相比,在軸壓比較大的條件下,配箍率對(duì)于方柱耐火極限的影響更加明顯,軸壓比為0.6時(shí),在耐火極限同比增加28%的情況下,增大配箍率可延長(zhǎng)模型耐火極限。

3.3 偏心距/偏心角對(duì)耐火極限的影響

截面邊長(zhǎng)取200 mm,不同偏心距構(gòu)件的模型參數(shù)見表9。溫度場(chǎng)分布結(jié)果見圖11,測(cè)點(diǎn)溫度和耐火極限結(jié)果見表10。Y-1為軸心加載構(gòu)件,承載力最高,達(dá)到耐火極限時(shí)的溫度最高;Y-2、Y-3分別為單向偏心受壓25和50 mm的構(gòu)件,承載力次之,達(dá)到耐火極限時(shí)的溫度有所下降;溫度最低的是Y-4和Y-5雙向偏心受壓模型,承載力最差。相同加載角時(shí),偏心距大的模型在高溫下較容易破壞,其耐火極限小,達(dá)到的溫度低。按照最終達(dá)到的溫度(耐火極限)由低到高排列構(gòu)件依次為Y-5、Y-3、Y-4、Y-2、Y-1,且溫度下降出現(xiàn)斷層。以測(cè)點(diǎn)3為例:軸心加載時(shí)最低溫為450 ℃;當(dāng)偏心距為25 mm時(shí),單向偏心和雙向偏心構(gòu)件的溫度已經(jīng)分別降至350和325 ℃,降幅較大,分別為22.2%和27.7%;當(dāng)偏心距增至50 mm時(shí),單、雙向偏心構(gòu)件的溫度分別降至254和217 ℃,幅度分別為43.5%和 51.7%,呈斷層式下降。雙向偏心模型溫度下降幅度較單向偏心模型大,偏心距(尤其是雙向偏心)對(duì)構(gòu)件溫度和耐火極限的影響非常大。

表 9 不同偏心距/偏心角構(gòu)件模型設(shè)計(jì)參數(shù)

(a)Y-1

表 10 不同偏心距/偏心角構(gòu)件測(cè)點(diǎn)溫度和耐火極限

取構(gòu)件模型頂面軸心點(diǎn)繪制其軸向位移變化曲線,見圖12。圖12(a)的5條位移曲線趨勢(shì)大體類似,都是由于高溫膨脹作用先經(jīng)歷緩慢上升段,后由于構(gòu)件材料性能的退化進(jìn)入穩(wěn)定上升段。隨著偏心距以及加載角的增大,構(gòu)件的耐火極限越來越小。將影響因素進(jìn)一步細(xì)分,分別比較加載角一定時(shí)偏心距的影響效果(圖12(b))和偏心距一定時(shí)加載角的影響效果(圖12(c))。在加載角一定的情況下,偏心距越大,模型壓縮的延性越大,位移走勢(shì)越平緩,耐火極限越低,且加載角大的模型降低更加明顯、幅度更大;在偏心距一定的情況下,加載角越大位移走勢(shì)越連續(xù),越?jīng)]有明顯的拐點(diǎn),構(gòu)件延性越強(qiáng),模型耐火極限越低,且在偏心距離較大時(shí)十分明顯。偏心距/偏心角對(duì)耐火極限的影響較大,相較于軸心加載,偏心45°/50 mm模型的耐火極限同比下降50.9%。

(a)總體軸向位移

3.4 軸壓比

截面邊長(zhǎng)取200 mm,不同軸壓比構(gòu)件的模型參數(shù)見表11,測(cè)點(diǎn)溫度和耐火極限結(jié)果見表12。隨著軸壓比升高,各測(cè)點(diǎn)溫度有所下降。鋼材對(duì)溫度較敏感,始終比混凝土溫度高。軸壓比越低,構(gòu)件在火中持續(xù)受載荷的時(shí)間越長(zhǎng),構(gòu)件被燃燒得越透徹。提取構(gòu)件模型的位移曲線,見圖13。

表 11 不同軸壓比構(gòu)件模型參數(shù)

表 12 不同軸壓比構(gòu)件溫度

圖 13 不同軸壓比構(gòu)件軸向位移曲線對(duì)比

軸壓比較小的構(gòu)件其位移增長(zhǎng)較為緩慢,短柱被緩緩壓壞,整體位移不大,與軸壓比較大的構(gòu)件差距較明顯,特別是耐火極限,最大相差404 min。軸壓比較小的構(gòu)件其位移曲線有明顯的膨脹段,即初始位移方向與軸壓方向相反時(shí)。其原因是在熱脹冷縮作用下,構(gòu)件在受較小軸向載荷時(shí)產(chǎn)生的軸向壓縮不足以抵消受熱產(chǎn)生的膨脹,于是表現(xiàn)出反方向的位移。當(dāng)構(gòu)件受到的軸壓比≥0.5時(shí),這一段反方向位移就可以被軸向位移抵消;之后構(gòu)件受高溫的影響,彈性模量、剛度下降,性能退化,正向位移增長(zhǎng)速率逐漸加快,因此由平緩的上升轉(zhuǎn)為快速上升。

4 公式推導(dǎo)

基于以上參數(shù)分析,結(jié)合目前國(guó)內(nèi)外鋼筋-混凝土結(jié)構(gòu)耐火極限研究資料,修正文獻(xiàn)[20]中的公式,當(dāng)0.2 m≤b≤0.6 m、b≤h≤0.6 m、0≤e≤0.05 m、0.22%≤ρ≤0.71%時(shí),提出SRRPC的耐火極限公式:

當(dāng)α=0°時(shí),

T=412+(-75 268)/((Rf-195.4)2+325.8)

(1)

當(dāng)α=45°時(shí),

T=155+85 246.76/((Rf-287)2+1 003)

(2)

其中:Rf=βμβLβhdbβbβeβρ

(3)

當(dāng)α=0°時(shí),

βμ=1.696μ2-3.225μ+1.693

(4)

βL=-1.026L+6.634

(5)

βhdb=-0.326(h/b)2+3.251(h/b)-0.07

(6)

βb=0.003b+0.2

(7)

βe=0.932e3+4.07e2-6.727e+11.166

(8)

βρ=4 857ρ

(9)

當(dāng)α=45°時(shí),

βμ=1.327μ2-2.328μ+1.167

(10)

βL=-1.233L+10.119

(11)

βhdb=-1.046(h/b)2+4.242(h/b)+1.146

(12)

βb=1.614b-0.209

(13)

βe=-2.956e3+124.24e2-450.66e+31.138

(14)

βρ=4 656ρ

(15)

式中:μ為載荷;L為計(jì)算高度;h和b分別為構(gòu)件截面的高和寬;e為截面的偏心距;ρ為配箍率。

對(duì)比耐火極限的有限元分析結(jié)果與公式計(jì)算結(jié)果,誤差見圖14。大部分?jǐn)?shù)據(jù)都在合理誤差范圍內(nèi),說明該理論計(jì)算公式可用于SRRPC柱的耐火極限計(jì)算。在加載角α=0°和α=45°的基礎(chǔ)上,可以通過插值法確定其他加載角加載狀況下的耐火極限。

圖 14 耐火極限結(jié)果誤差

5 結(jié) 論

利用有限元分析軟件Abaqus建立SRRPC柱的熱-力耦合模型,并將模型計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證。在基本模型的基礎(chǔ)上,進(jìn)行截面尺寸、偏心距、配箍率、軸壓比等影響因素的參數(shù)分析,得到以下結(jié)論:

(1)在恒載升溫條件下,構(gòu)件位移先緩慢上升、后快速上升:在溫度上升初期,構(gòu)件在高溫下產(chǎn)生的膨脹可抵消載荷效應(yīng)下的部分位移;隨著溫度的升高,構(gòu)件的力學(xué)性能降低,軸向位移進(jìn)入快速發(fā)展階段。

(2)隨著截面尺寸和配箍率的增大,構(gòu)件耐火極限增加;隨著偏心距和軸壓比的增大,構(gòu)件耐火極限降低;截面尺寸、偏心距和軸壓比對(duì)耐火極限的影響明顯大于配箍率。

(3)基于參數(shù)分析,修正已有文獻(xiàn)中鋼筋混凝土柱耐火極限公式,提出SRRPC的耐火極限公式,計(jì)算結(jié)果與數(shù)值分析結(jié)果吻合度較高。

通過Abaqus有限元軟件對(duì)SRRPC柱進(jìn)行模擬分析并達(dá)到預(yù)期效果,可為SRRPC結(jié)構(gòu)的數(shù)值分析研究提供參考。