毛小勇，李麗麗，高偉華，徐悅軍

(蘇州科技學(xué)院 江蘇省結(jié)構(gòu)工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 蘇州 215011)

由于具有承載力高、剛度大、抗震性能好等優(yōu)點(diǎn)，近年來型鋼混凝土(SRC)柱在多、高層建筑中的運(yùn)用日益廣泛.作為支撐結(jié)構(gòu)的“骨架”，其耐火能力是設(shè)計(jì)中必須考慮的一個(gè)問題.研究表明，由于鋼材高溫性能劣化及混凝土的爆裂等因素，導(dǎo)致型鋼混凝土柱的耐火性能比預(yù)期的要差［1］，因此有必要對(duì)型鋼混凝土柱的耐火性能進(jìn)行深入研究.

對(duì)四面受火SRC柱，國(guó)內(nèi)外學(xué)者已進(jìn)行了一些試驗(yàn)研究、理論分析和設(shè)計(jì)方法研究.主要成果包括：四面受火型鋼混凝土柱的耐火性能試驗(yàn)結(jié)果為業(yè)內(nèi)提供了重要的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)［2-4］;計(jì)算型鋼混凝土柱火災(zāi)下極限承載力的簡(jiǎn)化計(jì)算公式［5］;計(jì)算型鋼混凝土截面溫度分布的剩余面積法［6］;型鋼混凝土柱耐火極限設(shè)計(jì)曲線或表格［8］.這些均為型鋼混凝土柱的抗火設(shè)計(jì)提供了參考.

相對(duì)而言，對(duì)非四面受火的情況(1、2、3面受火)，國(guó)內(nèi)外還鮮有報(bào)道.實(shí)際上當(dāng)火災(zāi)發(fā)生時(shí)，結(jié)構(gòu)中的柱可能處于1、2、3、4面各種不同的受火情況［9］.受火邊界不同將導(dǎo)致柱的耐火性能存在差異.因此，有必要對(duì)非四面均勻受火情況下SRC柱的耐火性能和設(shè)計(jì)方法進(jìn)行深入研究.

為解決上述實(shí)際問題，本文進(jìn)行了2根小偏心荷載作用下三面受火(受拉側(cè)不受火)SRC柱耐火極限試驗(yàn)，觀察了試件破壞過程，獲得了截面溫度場(chǎng)分布、變形－時(shí)間關(guān)系曲線、耐火極限等數(shù)據(jù)，并探討了有關(guān)規(guī)律和發(fā)生機(jī)理.

1 試件設(shè)計(jì)與制作

2根試件的編號(hào)分別為FR3S35和FR3S37，編號(hào)中：“FR”代表耐火極限，“3S”代表三面受火，最后兩位樹字分別代表偏心率和荷載比.試件截面、荷載比、偏心率等信息詳見表1.試件長(zhǎng)3 810 mm，長(zhǎng)細(xì)比為30(按照 2L/B 計(jì)算［4-5］，L為柱有效長(zhǎng)度，B為截面高度)，截面含鋼率4.33%.

表1 截面參數(shù)及耐火極限Table 1 Summary of test parameters and fire resistance results on SRC columns

型鋼采用Q345鋼材，通過標(biāo)準(zhǔn)材料拉伸試驗(yàn)［10］獲得的材料物理參數(shù)見表2.

表2 型鋼力學(xué)性能參數(shù)Table 2 Mechanical properties of profile steel

柱四角配有4根直徑16 mm的縱筋，柱截面配筋率1.16%.箍筋直徑8 mm，間距120 mm，在柱端600 mm范圍內(nèi)加密為間距60 mm，縱筋和箍筋均采用HRB335鋼筋.

采用C30商品混凝土，每立方米混凝土用料為:水泥400 kg，水168 kg，砂567 kg，石1 261 kg，外加劑4 kg.混凝土28 d和120 d實(shí)測(cè)強(qiáng)度分別為40、42 MPa.試驗(yàn)時(shí)混凝土實(shí)測(cè)含水量為5.79%.

圖1 試件立面及加工詳圖Fig.1 Elevation and details of SRC columns

試件立面及詳圖見圖1，試件制作過程如下：

將型鋼按所需下料長(zhǎng)度切割，進(jìn)行端部打磨;焊接柱一側(cè)的端板;綁軋鋼筋網(wǎng)架，縱筋通過端板上預(yù)留的4個(gè)孔穿過端板，就位固定后與端板焊接;支模板并澆筑混凝土，在未焊接端板的柱端預(yù)留200 mm空隙以便焊接另一側(cè)端板;在室溫下養(yǎng)護(hù)2周，焊接另一側(cè)端板;采用高標(biāo)號(hào)混凝土澆注預(yù)留區(qū)域.

為模擬三面受火的邊界條件，采用耐火泥在試件受拉側(cè)粘貼100 mm厚耐火陶瓷纖維，并用間距100 mm的鉬絲綁軋固定.

為測(cè)定柱截面的溫度分布，在柱中截面和距離柱端1 000 mm截面布置K型(鎳鉻-鎳硅)熱電偶，熱電偶直徑3 mm.為保證熱電偶位置的精確度，熱電偶采用后鉆孔埋入法，然后用灌漿料澆注孔洞.熱電偶布置見圖2.

圖2 試件截面熱電偶布置Fig.2 Location and numbering of thermal-couples in SRC columns

3 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)在江蘇省結(jié)構(gòu)工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(JKLSE)進(jìn)行.實(shí)驗(yàn)室配備一套多功能火災(zāi)試驗(yàn)爐，可以進(jìn)行梁、板、柱、節(jié)點(diǎn)的試驗(yàn).火災(zāi)試驗(yàn)爐由箱體、控制系統(tǒng)、加載系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)、燃料供應(yīng)系統(tǒng)和高溫?cái)z像系統(tǒng)組成.試驗(yàn)爐可容納的最大豎向構(gòu)件尺寸(受火區(qū)域)為500 mm×600 mm×3 300 mm，最大水平構(gòu)件平面尺寸為4 000mm×3 000 mm，爐體設(shè)計(jì)升溫能力1 200℃，最大加載能力5 000 kN.爐體構(gòu)成見圖3.

控制系統(tǒng)預(yù)設(shè)了ISO-834［11］，ASTM E和 BS-476［13］升溫曲線，其他升溫曲線(包括升、降溫全過程曲線)可以根據(jù)需要從EXCEL窗口輸入.試驗(yàn)時(shí)，爐內(nèi)的溫度可采用自動(dòng)控制或者手動(dòng)控制.

圖3 江蘇省結(jié)構(gòu)工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室火災(zāi)試驗(yàn)爐Fig.3 Details of the fire test furnace at JKLSE

4 邊界條件和試驗(yàn)過程

柱兩端為理想鉸接(見圖3鉸接支座)，柱受火長(zhǎng)度為3 000mm.耐火極限測(cè)試過程如下［13-14］：

1)安裝試件，并封閉爐門及頂蓋;

2)試點(diǎn)火并檢查各系統(tǒng)工作是否正常;

3)進(jìn)行預(yù)加載(采用20%極限荷載);

4)根據(jù)荷載比施加所需荷載，維持荷載至構(gòu)件豎向變形穩(wěn)定為止;

5)正式點(diǎn)火，以爐溫50℃的狀態(tài)作為耐火試驗(yàn)的起點(diǎn);

6)由控制系統(tǒng)自動(dòng)進(jìn)行升溫，采集系統(tǒng)分別采集溫度和變形數(shù)據(jù)，隨時(shí)觀察有關(guān)試驗(yàn)現(xiàn)象;

7)當(dāng)構(gòu)件不能繼續(xù)承載，或者軸向變形率達(dá)到9 mm/min，或者總的軸向變形達(dá)到30mm時(shí)，試驗(yàn)停止［14］.

5 試驗(yàn)結(jié)果與分析

5.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

試件FR3S35在升溫至5 min時(shí)，通過高溫?cái)z像頭可見柱體顏色變深;至8 min時(shí)，箱體上方開始出現(xiàn)水蒸氣;至 37 min，柱體顏色又逐漸變淺;至55 min，柱出現(xiàn)微微彎曲;至94 min，加載系統(tǒng)開始補(bǔ)壓;至109 min，柱出現(xiàn)明顯彎曲;至109 min，加載系統(tǒng)開始頻繁補(bǔ)壓;至141 min時(shí)，荷載不能維持穩(wěn)定，試件達(dá)到耐火極限.

試件FR3S37在升溫至7 min時(shí)，通過高溫?cái)z像頭可見柱角部顏色變深，有水分滲出的跡象;至11 min時(shí)，柱表面大部分顏色開始變深;至13 min，有大量水汽從箱體冒出，柱體顏色開始變淺;至40 min，柱中部受壓側(cè)柱角部混凝土崩落，加載系統(tǒng)開始補(bǔ)壓.至43 min，柱角裂縫開始沿縱向延伸，加載系統(tǒng)開始頻繁補(bǔ)壓;至56min，柱中部受壓側(cè)混凝土出現(xiàn)非常明顯的沿縱向的裂縫，而后混凝土突然崩落，柱變形顯著增加，試件達(dá)到耐火極限.試件FR3S37破壞過程見圖4.

圖4 試件FR3S37破壞過程Fig.4 Damage procedure of column FR3S37

5.2 溫度場(chǎng)分布

試件FR3S35和FR3S37截面測(cè)點(diǎn)溫度-時(shí)間曲線分別見圖5.

圖5 試件截面各測(cè)點(diǎn)溫度－時(shí)間曲線Fig.5 Measured temperatures as a function of time at various points in SRC columns

由圖可見，爐內(nèi)實(shí)測(cè)溫度(為6個(gè)不同位置控溫?zé)犭娕嫉钠骄?與ISO834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線符合良好.總體上看，爐內(nèi)溫度在起始階段升溫速度略微滯后于標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線，但5 min之后，兩者基本一致.在高溫段，爐內(nèi)溫度圍繞標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線存在一定的波動(dòng)，主要是此時(shí)爐溫對(duì)燃燒器的開、關(guān)動(dòng)作更加敏感.

溫度升高至100℃時(shí)，試件升溫出現(xiàn)明顯的“平臺(tái)效應(yīng)”，升溫速度略微減緩，這是由于混凝土中的水分蒸發(fā)吸熱所致.同時(shí)，由于混凝土的蓄熱作用及其相對(duì)較小的導(dǎo)熱系數(shù)，隨測(cè)點(diǎn)深度的增加，其溫度顯著降低.

試件FR3S35受拉側(cè)(測(cè)點(diǎn)9，非受火側(cè))的最高溫度在140 min時(shí)僅有150℃左右，可見采用耐火纖維覆蓋的方式基本起到了模擬非受火邊界的作用.

達(dá)到耐火極限時(shí)，試件FR3S37受壓翼緣附近溫度僅有250℃，在此溫度下，鋼材的材性基本不會(huì)發(fā)生顯著變化，構(gòu)件的破壞主要是壓區(qū)混凝土爆裂(剝落)導(dǎo)致截面急劇減小，并且隨著混凝土的的高溫?fù)p傷，其承受的荷載部分被轉(zhuǎn)移到內(nèi)部型鋼所致.由此可見，混凝土的爆裂剝落對(duì)構(gòu)件的耐火性能非常不利.試件FR3S35受壓側(cè)翼緣附近的溫度達(dá)600℃左右，遠(yuǎn)高于試件FR3S37，說明荷載比對(duì)SRC柱的破壞模式有顯著影響.

試件FR3S35和FR3S37軸向變形-時(shí)間曲線、跨中側(cè)向變形-時(shí)間曲線見圖6.

圖6 試件變形－時(shí)間曲線Fig.6 Deformation as a function of time for SRC columns

5.3 試件變形－時(shí)間關(guān)系曲線

由圖6(a)可見，在受火起始階段，試件FR3S35產(chǎn)生了明顯的軸向膨脹變形，而試件FR3S37基本上沒有產(chǎn)生軸向膨脹變形.在高溫作用下，偏壓構(gòu)件的變形主要由溫度造成的膨脹變形、高溫材料劣化造成的壓縮變形、荷載二階效應(yīng)產(chǎn)生的附加變形、高溫徐變引起的變形組成.因此，構(gòu)件的軸向變形與荷載比及偏心率之間均存在一定的關(guān)系，在偏心率一定的前提下，荷載比越大，截面的壓應(yīng)力越大，伴隨著高溫導(dǎo)致的材料劣化，造成的壓縮變形就會(huì)越大，發(fā)生軸向膨脹變形的可能性越小.同時(shí)也說明荷載比對(duì)構(gòu)件高溫下變形存在顯著影響.

由圖6可見，構(gòu)件的軸向變形與側(cè)向變形趨勢(shì)基本一致，均存在一個(gè)由緩變快的現(xiàn)象，在接近耐火極限時(shí)，變形發(fā)生急劇的增加.一方面是高溫時(shí)的徐變效應(yīng)，另一方面可能是由于混凝土的剝落導(dǎo)致的截面減小產(chǎn)生的p-δ效應(yīng)所致.

比較可見，試件FR3S37的軸向變形及跨中側(cè)向變形均比FR3S35發(fā)展更加迅速，在接近破壞時(shí)尤其明顯.由此可見荷載比是影響構(gòu)件變形特征的一個(gè)重要因素.

5.4 試件耐火極限

試件FR3S35和FR3S37的耐火極限分別為141 min和56 min.除了荷載比外，兩者的截面幾何參數(shù)、荷載偏心率等均相同，但耐火極限卻存在很大的差別，可見荷載比是影響三面受火SRC柱耐火極限的一個(gè)重要因素.這是由于火災(zāi)發(fā)生時(shí)構(gòu)件承受的外部荷載基本不變，火災(zāi)荷載比越大，意味著構(gòu)件能夠承擔(dān)火災(zāi)效應(yīng)的儲(chǔ)備越小，則能夠抵抗火災(zāi)作用的時(shí)間就越短.同時(shí)，火災(zāi)作用下構(gòu)件截面受高溫作用發(fā)生損傷，在截面和偏心率相同的前提下，更大的荷載在變形后的構(gòu)件中會(huì)產(chǎn)生更大的二階效應(yīng)，這對(duì)構(gòu)件耐火能力也是極其不利的.

作者曾進(jìn)行過2個(gè)相同截面參數(shù)，偏心率為0.6，荷載比分別為0.5和0.7三面受火 SRC柱的耐火極限試驗(yàn)，測(cè)得的耐火極限分別為89 min和25 min，均小于本文荷載比0.3所對(duì)應(yīng)的情況.由此說明荷載比對(duì)三面受火型鋼混凝土柱的耐火極限存在顯著影響.

目前，只有 ASTM E119-88［15］中給出了三面受火型鋼混凝土柱的耐火極限估算方法，但該方法將混凝土當(dāng)作型鋼的保護(hù)層考慮，且未考慮荷載存在對(duì)構(gòu)件耐火極限的影響.顯然，按此方法計(jì)算得到的耐火極限偏于不安全.因此，有必要對(duì)三面受火SRC柱的耐火性能進(jìn)行更加深入的研究.

6 結(jié)論

通過2個(gè)ISO834標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)作用下小偏心受壓三面受火型鋼混凝土柱耐火極限試驗(yàn)和分析分析，得到如下結(jié)論：

1)混凝土爆裂(剝落)對(duì)截面溫度場(chǎng)及構(gòu)件耐火極限均有影響;

2)荷載比和偏心率是影響高溫下偏壓構(gòu)件的變形特征及耐火極限的重要因素;

3)本文的試驗(yàn)數(shù)據(jù)可供三面受火SRC柱耐火設(shè)計(jì)參考;

4)其他類型非四面受火邊界條件下的SRC柱耐火性能及設(shè)計(jì)方法也有待進(jìn)一步研究.

［1］YU JT，LU Z D，XIE Q.Nonlinear analysis of SRC columns subjected to fire［J］.Fire Safety Journal，2007，42(1):1-10.

［2］HASS R.Practical rules for the design of reinforced concrete and composite columns submitted to fire［R］.Braunschweig:Institute für Baustoffe，Massivbau und Brandschutz der Technischen University，1986.

［3］HUANG Z F，TAN K H，PHNG G H.Axial restraint effects on the fire resistance of composite columns encasing I-section steel［J］.Journal of Constructional Steel Research，2007，63(4):437-447.

［4］宋天詣，韓林海，經(jīng)建生.型鋼混凝土柱耐火性能的實(shí)驗(yàn)研究［C］//第四屆全國(guó)鋼結(jié)構(gòu)防火及防腐技術(shù)研討會(huì)暨第二屆全國(guó)鋼結(jié)構(gòu)抗火學(xué)術(shù)交流會(huì)，上海，2007：158-172.

［5］韓林海，鄭永乾.SRC和RC柱的耐火性能及抗火設(shè)計(jì)方法［C］//第三屆全國(guó)鋼結(jié)構(gòu)防火及防腐技術(shù)研討會(huì)暨第一屆全國(guó)結(jié)構(gòu)抗火學(xué)術(shù)交流會(huì)，福州，中國(guó)，2005:21-56.

［6］WANG Z H，TAN K H.Residual area method for heat transfer anasfer analysis of concrete-encased I-sections in fire［J］.Engineering Structures，2006，28(30):411-422.

［7］European Committee for Standardization.Eurocode 4，EN 1994-1-2，design of composite steel and concrete structure spart1-2［S］.Brussels:CEN，2005.

［8］ECCS-Technical Committee 3.Fire safety of steel structures，calculation of the fire resistance of centrally loaded composite steel-concrete columns exposed to the standard fire［S］.Brussels:European Convention for Constructional Steelwork，1988.

［9］TAN K H，YAO Y.Fire resistance of reinforce concrete columns subjected to 1-，2-，3-Face Heating［J］.Journal of Structural Engineering，2004:1820-1828.

［10］國(guó)家質(zhì)量技術(shù)監(jiān)督局.GB/T 2975-1998，鋼及鋼產(chǎn)品力學(xué)性能試驗(yàn)取樣位置及試樣制備［S］.北京:中國(guó)計(jì)劃出版社，1982.

［11］International Standard Organization.ISO 834-1-1999，F(xiàn)ireresistance tests-Elements of building construction-Part1:General requirements［S］.Switzerland:ISO，1999.

［12］ASTM E119-88.Standard methods of fire test on building construction and materials［S］.Philadelphia，1990.

［13］BS 476-20:1987.Fire tests on building materials and structures.Method for determination of the fire resistance of elements of construction(general principles)［S］.Landon:British Standard，1987.

［14］GB/T 9978-2008.建筑構(gòu)件耐火試驗(yàn)方法［S］.北京:中國(guó)計(jì)劃出版社，2008.

［15］ASCE/SEI/SFPE 29-05.Standard calculation methods for structural fire protection［S］.Reston:Published by American Society of Civil Engineers.2006.