火災(zāi)后配筋圓鋼管混凝土柱剩余承載力數(shù)值分析

張玉琢，劉海卿，呂學(xué)濤，張 童

（遼寧工程技術(shù)大學(xué)建筑工程學(xué)院，遼寧 阜新，123000）

0 引言

鋼管混凝土柱因充分發(fā)揮兩者的長處，使其具有很高的承載力和很強(qiáng)的塑性變形能力，從而經(jīng)濟(jì)效益顯著，在工程中的應(yīng)用越來越廣泛，尤其在高層和超高層建筑中。近年來，人們開始在核心混凝土中加配鋼筋以達(dá)到進(jìn)一步提高柱的承載力和延性的目的［1－3］。

火災(zāi)的發(fā)生會導(dǎo)致建筑構(gòu)件受到不同程度的損傷，而柱作為建筑結(jié)構(gòu)中最主要的受力構(gòu)件之一，有必要對其比較準(zhǔn)確地進(jìn)行火災(zāi)后剩余承載力及其損傷程度的評估，從而選擇合理的修復(fù)加固方法以實現(xiàn)受損后構(gòu)件的繼續(xù)使用［4］。以往，學(xué)者徐玉野等［5］、唐躍鋒等［6］等對火災(zāi)后鋼筋混凝土柱的剩余承載力性能分別進(jìn)行了有限元分析和試驗研究；馮穎慧等［7］、周君［8］、李俊華等［9］等對火災(zāi)后型鋼混凝土柱剩余承載力性能分別進(jìn)行了有限元分析和試驗研究；韓林海、霍靜思等［10－12］對火災(zāi)后鋼管素混凝土柱的剩余承載力性能進(jìn)行了理論分析和試驗研究。但到目前為止，有關(guān)配筋鋼管混凝土柱火災(zāi)后的力學(xué)性能研究尚未見報道。

本文采用ABAQUS有限元模擬方法先建立火災(zāi)后鋼管混凝土溫度場模型，然后將溫度場分析結(jié)果導(dǎo)入到力學(xué)計算模塊進(jìn)行計算，并利用國內(nèi)外已有的試驗結(jié)果進(jìn)行驗證，兩者吻合較好。在此基礎(chǔ)上，研究標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)作用后配筋圓鋼管混凝土短柱不同參數(shù)下剩余承載力的變化規(guī)律，以期為火災(zāi)后鋼管混凝土柱修復(fù)與加固提供參考。

1 模型建立

1.1 溫度場計算

火災(zāi)時，熱量通過熱輻射和對流傳熱給構(gòu)件表面，然后向構(gòu)件內(nèi)部傳遞。當(dāng)火災(zāi)溫度已知（本文取ISO－834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線）時，屬于第三類邊界條件，構(gòu)件表面的對流傳熱系數(shù)定為αc＝25W／（m2·℃）、熱輻射系數(shù)ε＝0.5，構(gòu)件初始溫度認(rèn)為是均勻的，且等于常溫（20℃）［13］。

進(jìn)行三維有限元建模時，鋼管采用傳熱四邊形殼單元（DS4），核心混凝土采用傳熱八節(jié)點三維實體單元（DC3D8），鋼筋采用傳熱兩節(jié)點索單元（DC1D2）；核心混凝土與鋼管及節(jié)點區(qū)鋼筋的接觸采用Tie約束。由于混凝土中鋼筋用量有限，不超過總體積中的3%，因而在高溫情況下，鋼筋的存在對混凝土結(jié)構(gòu)內(nèi)部的溫度分布影響很?。?4］。本文在建模時，不考慮內(nèi)配鋼筋對溫度場的影響。

國內(nèi)外學(xué)者已對混凝土和鋼材的熱工性能進(jìn)行了較深入的研究，大多是在熱工性能試驗的基礎(chǔ)上回歸出熱工性能表達(dá)式。材料的熱工參數(shù)包括容重、比熱、導(dǎo)熱系數(shù)和熱膨脹系數(shù)等，這些參數(shù)在溫度作用下不是常數(shù)，而是溫度的函數(shù)。在對比分析前人研究成果的基礎(chǔ)上，本文選擇T.T.Lie提供的鈣質(zhì)混凝土和鋼材熱工性能表達(dá)式，其中考慮了混凝土中水分的影響，假設(shè)混凝土中含水分的質(zhì)量占總重的5%，進(jìn)而對混凝土比熱容進(jìn)行了修正［15］。

1.2 荷載－變形關(guān)系曲線計算

配筋圓鋼管混凝土軸壓短柱的荷載－變形關(guān)系曲線計算采用ABAQUS／Standard模塊。本文假定鋼材為各項同性材料，采用的非線性本構(gòu)方程滿足Von－Mises屈服條件及相關(guān)流動性法則，同時符合等向強(qiáng)化準(zhǔn)則；混凝土采用ABAQUS提供的塑性損傷模型（Concrete Damaged Plasticity），該模型適用于混凝土低圍壓下單調(diào)、往復(fù)和動力荷載下的計算。分析過程中常溫下選用劉威（2005）修正的可應(yīng)用于有限元分析的核心混凝土等效應(yīng)力－應(yīng)變關(guān)系模型，高溫下選用林曉康（2006）對上述模型峰值應(yīng)力及峰值應(yīng)變的修正［16］，內(nèi)配鋼筋選用考慮強(qiáng)化的雙折線應(yīng)力－應(yīng)變關(guān)系［17］。在進(jìn)行火災(zāi)后鋼管混凝土力學(xué)性能分析時，把材料的單元類型由熱分析單元更改為結(jié)構(gòu)分析單元，鋼管采用四節(jié)點縮減積分形式的殼單元（S4R），在殼單元厚度方向上，采用9個積分點的Simpson積分；從計算經(jīng)濟(jì)性的角度出發(fā)，核心混凝土采用八節(jié)點縮減積分形式的三維實體單元（C3D8R）；內(nèi)配鋼筋采用兩節(jié)點三維線性索單元（T3D2），為了得到荷載－變形的全過程曲線，本文采用沿軸向施加1萬個微應(yīng)變對應(yīng)的位移方式加載。

1.3 算例驗證

利用ABAQUS模型對鋼管混凝土軸壓柱實測結(jié)果進(jìn)行驗算。采用文獻(xiàn)［10］中C－1，2試件和文獻(xiàn)［11］中CC－1，2試件驗證上述配筋鋼管混凝土火災(zāi)后力學(xué)性能分析模型，試驗參數(shù)如表1所示。其中D為核心柱鋼管外直徑；L為截面邊長；ts為鋼管壁厚；fcu為混凝土圓柱體抗壓強(qiáng)度；σs為鋼管的屈服強(qiáng)度；t為升溫時間，Ncr為試驗獲得的極限承載力。Nck為本文計算獲得的極限承載力。圖1給出的是火災(zāi)作用后軸壓圓鋼管混凝土柱的計算結(jié)果和文獻(xiàn)［10，11］實驗結(jié)果的對比情況，從中可以看出，計算結(jié)果總體上與實驗結(jié)果吻合較好。

表1 試驗試件參數(shù)及極限承載力結(jié)果Table 1 Parameters of test specimens and results of ultimate bearing capacity

2 參數(shù)分析

影響火災(zāi)后配筋鋼管混凝土軸壓短柱剩余承載力的因素主要有：升溫時間（t）、混凝土強(qiáng)度（fcu）、鋼管強(qiáng)度（σs）、鋼筋強(qiáng)度（σsb）、含鋼率（α）、配筋率（ρ）、構(gòu)件截面尺寸（D）。下面通過典型算例來分析各參數(shù)對火災(zāi)后配筋鋼管混凝土軸壓短柱剩余承載力的影響規(guī)律。計算時為便于分析，定義kr為火災(zāi)作用對配筋鋼管混凝土軸壓短柱剩余承載力影響系數(shù)，kr＝ Ncr／Nu其中，Ncr和 Nu分別為配筋圓鋼管混凝土軸壓短柱火災(zāi)作用后剩余承載力和常溫下極限承載力。

圖1 計算結(jié)果與實驗結(jié)果比較［10，11］Fig.1 Comparison between calculated and experimental results

2.1 升溫時間

圖2所示為升溫時間對系數(shù)kr的影響。本算例的計算條件是：D＝400mm，L＝1200mm，fcu＝40MPa，σs＝235MPa，σsb＝345MPa，6φ18，保護(hù)層c＝30mm，α＝0.1。在其它參數(shù)不變的情況下，t≤30min時，升溫時間對kr影響不大；當(dāng)t＞30min時，kr隨t的增大而急劇降低。受火時間越長，材料損失越大。由此，升溫時間的變化對kr影響較大。這可能是因為隨著受火時間增長，鋼材承受的力在剩余承載力中所占比例越來越大，但隨著溫度的升高鋼材力學(xué)性能有很大程度的損失。

圖2 升溫時間的影響Fig.2 Influence of heating up time

2.2 混凝土強(qiáng)度

圖3所示為混凝土強(qiáng)度對系數(shù)kr的影響。本算例的計算條件是：D＝400mm，L＝1200mm，σs＝235MPa，σsb＝345MPa，6φ18，保護(hù)層c＝30mm，α＝0.1。由此，在受火時間t一定的情況下，混凝土強(qiáng)度的變化對kr幾乎沒有影響。這可能是因為混凝土強(qiáng)度高的試件，其常溫下極限承載力和火災(zāi)作用后剩余承載力均相對較高，兩者比值差別不大。

圖3 混凝土強(qiáng)度的影響Fig.3 Influence of concrete strength

2.3 鋼管強(qiáng)度

圖4所示為鋼管強(qiáng)度對kr的影響。本算例的計算條件是：D＝400mm，L＝1200mm，fcu＝40MPa，σsb＝345MPa，6φ18，保護(hù)層c＝30mm，α＝0.1。由此，一定火災(zāi)持續(xù)時間t情況下，鋼管強(qiáng)度的變化對kr影響很小。這可能是因為常溫下鋼管對構(gòu)件承載力的貢獻(xiàn)較大，而在受火后其強(qiáng)度會隨著溫度的升高而損失很大，但受火時間一定時，該參數(shù)對kr影響很小。

2.4 鋼筋強(qiáng)度

圖5所示為鋼筋強(qiáng)度對kr的影響。本算例的計算條件是：D＝400mm，L＝1200mm，fcu＝40MPa，σs＝235MPa，6φ18，保護(hù)層c＝30mm，α＝0.1。由此，一定火災(zāi)持續(xù)時間t情況下，鋼筋強(qiáng)度的變化對kr影響不大。

圖4 鋼管強(qiáng)度的影響Fig.4 Influence of steel tube strength

圖5 鋼筋強(qiáng)度的影響Fig.5 Influence of steel bar strength

2.5 含鋼率

圖6所示為含鋼率對kr的影響。本算例的計算條件是：D＝400mm，L＝1200mm，fcu＝40MPa，σs＝235MPa，σsb＝345MPa，6φ18，保護(hù)層c＝30mm。由此，當(dāng)t一定范圍時，含鋼率的變化對kr有一定影響，但不顯著。

圖6 含鋼率的影響Fig.6 Influence of steel ratio

2.6 配筋率

圖7所示為配筋率對kr的影響。本算例的計算條件是：D＝400mm，L＝1200mm，fcu＝40MPa，σs＝235MPa，σsb＝345MPa，保護(hù)層c＝30mm，α＝0.1。由此，當(dāng)t一定范圍時，配筋率的變化對kr的影響不顯著。這可能是因為隨配筋率的增加，剩余承載力和常溫下極限承載力都近似呈直線增長，導(dǎo)致兩者比值差別不大。

圖7 配筋率的影響Fig.7 Influence of steel ratio of steel bar

2.7 構(gòu)件截面尺寸

圖8所示為構(gòu)件截面尺寸（直徑D）對kr的影響。本算例的計算條件是：L＝1200mm，fcu＝40MPa，σs＝235MPa，σsb＝345MPa，6φ18，保護(hù)層c＝30mm，α＝0.1。t一定時，當(dāng)D 小于800mm時，kr隨截面尺寸D的增大而幾乎以指數(shù)速率增大，而當(dāng)D大于800mm時，kr則隨D增大而增大的趨勢趨于平緩，由此，D對kr的影響比較大。這是因為混凝土屬于熱惰性材料，截面存在溫度場，截面越大，內(nèi)外溫差越大，有時即便受火時間很長，也可能只有外圍一定厚度混凝土的強(qiáng)度有損傷，隨著D的增大，核心混凝土容積增大，其熱容也越大，吸熱能力越強(qiáng)，構(gòu)件截面內(nèi)外溫差越大。

3 結(jié)論

本文利用數(shù)值分析方法計算了火災(zāi)作用后配筋鋼管混凝土軸壓短柱的荷載－變形關(guān)系曲線，通過試驗驗證了分析結(jié)果的正確性。初步分析混凝土強(qiáng)度、鋼筋種類、含鋼率、構(gòu)件截面尺寸等參數(shù)對火災(zāi)后配筋鋼管混凝土軸壓短柱剩余承載力的影響規(guī)律。在本文研究工作的基礎(chǔ)上，可初步得到如下結(jié)論：

1）數(shù)值模型計算出的荷載－變形關(guān)系曲線與試驗曲線基本吻合；

2）影響火災(zāi)作用后配筋鋼管混凝土軸壓短柱構(gòu)件承載力的主要因素有受火時間和截面尺寸，在其它條件相同的情況下，與常溫下的承載力相比，受火時間越長，截面尺寸越小，構(gòu)件火災(zāi)后剩余承載力的損失越高。

圖8 截面尺寸的影響Fig.8 Influence of sectional dimension

［1］劉朝，趙均海，王娟，等.配筋圓鋼管混凝土短柱軸壓承載力分析［J］.建筑科學(xué)與工程學(xué)報，2011，28（4）：92－96.

［2］舒贛平，劉小螢，繆巍.配筋圓鋼管混凝土軸心受壓短柱試驗研究與承載力分析［J］.工業(yè)建筑，2010，40（4）：100－106.

［3］韓金生，董毓利，徐趙東，等.配筋鋼管混凝土柱抗壓性能［J］.土木建筑與環(huán)境工程，2009，31（3）：11－17.

［4］吳波.火災(zāi)后鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能［M］.北京：科學(xué)出版社，2003，98－102.

［5］徐玉野，王全鳳.火災(zāi)后鋼筋混凝土柱的剩余承載力研究［J］.工程力學(xué)，2010，27（2）：84－89.

［6］唐躍鋒，劉明哲，于長海，等.火災(zāi)后鋼筋混凝土柱剩余承載力研究［J］.寧波大學(xué)學(xué)報（理工版），2011，24（4）：112－115.

［7］馮穎慧，樓文娟，沈陶，等.內(nèi)配圓鋼管的鋼骨混凝土柱火災(zāi)后剩余承載力研究［J］.工業(yè)建筑，2008，38（3）：16－19.

［8］周君.鋼骨混凝土核心柱溫度場及高溫后剩余承載力性能研究［J］.特種結(jié)構(gòu)，2009，26（4）：35－39.

［9］李俊華，趙銀海，唐躍鋒，等.火災(zāi)后型鋼混凝土軸壓柱剩余承載力試驗［J］.工程力學(xué)，2012，29（增刊I）：86－91.

［10］韓林海，楊有福，霍靜思.鋼管混凝土柱火災(zāi)后剩余承載力 的 試 驗 研 究 ［J］.工 程 力 學(xué)，2001，18（6）：100－109.

［11］霍靜思.火災(zāi)作用后鋼管混凝土柱－鋼梁節(jié)點力學(xué)性能研究［D］.福建：福州大學(xué)，2005：36－40.

［12］韓林海，楊華，霍靜思，等.標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)作用后矩形鋼管混凝土柱剩余承載力的研究［J］.工程力學(xué)，2002，19（5）：78－86.

［13］呂學(xué)濤，楊華，張素梅.接觸熱阻對火災(zāi)下組合結(jié)構(gòu)構(gòu)件截面溫度場的影響分析［J］.自然災(zāi)害學(xué)報，2011，20（5）：111－118.

［14］過鎮(zhèn)海，時旭東.鋼筋混凝土的高溫性能及其計算［M］.北京：清華大學(xué)出版社，2003：40－42.

［15］Lie TT.Fire Resistance of Circular Steel Columns Filled with Bar2Reinforced Concrete［J］.Journal of Structural Engineering， ASCE，1994，120 （5）：1489－1509.

［16］韓林海.鋼管混凝土結(jié)構(gòu)：理論與實踐（第2版）［M］.北京：科學(xué)出版社，2007：221－232.

［17］Bridge RQMD.Behaviour of thin－walled steel box sections with or without internal restraint［J］.Journal of Constructional Steel Reseach，1998，47：73－91.