劉陽，郭子雄，杜耀峰，2

（1.華僑大學(xué) 土木工程學(xué)院，福建 廈門 361021；2.廈門市建筑科學(xué)研究院集團(tuán)股份有限公司，福建 廈門 361004）

帶粉刷層混凝土試塊高溫后抗壓性能試驗(yàn)及數(shù)值模擬

劉陽1，郭子雄1，杜耀峰1，2

（1.華僑大學(xué) 土木工程學(xué)院，福建 廈門 361021；2.廈門市建筑科學(xué)研究院集團(tuán)股份有限公司，福建 廈門 361004）

以過火溫度和粉刷層厚度等參數(shù)為主要研究對象，通過27個(gè)帶混合砂漿粉刷層的混凝土立方體試塊高溫作用后的抗壓性能試驗(yàn)，并與其熱－結(jié)構(gòu)耦合數(shù)值計(jì)算分析的結(jié)果進(jìn)行對比.研究結(jié)果表明：高溫作用后混凝土的損傷程度與過火溫度、粉刷條件、恒溫持時(shí)和靜置時(shí)間等有關(guān)；過火溫度越高，損傷越嚴(yán)重，抗壓強(qiáng)度越低；粉刷層對遭受火災(zāi)作用的混凝土結(jié)構(gòu)有較好的保護(hù)作用，能有效減少外部能量輸入結(jié)構(gòu)；四面受火混凝土試塊的溫度分布呈環(huán)形分布由表面向內(nèi)部溫度逐漸降低，且試塊截面4個(gè)角部溫度最高.

混凝土；抗壓性能；粉刷層；熱－結(jié)構(gòu)耦合分析；高溫

國內(nèi)外學(xué)者對混凝土的高溫力學(xué)性能進(jìn)行了大量的試驗(yàn)研究，并取得了較為豐富的試驗(yàn)成果.這些試驗(yàn)研究主要是以各種無粉刷層的混凝土［1－4］作為研究對象，而對帶粉刷層混凝土的高溫性能研究尚少見報(bào)導(dǎo).根據(jù)本課題組大量火災(zāi)現(xiàn)場踏勘和災(zāi)損鑒定發(fā)現(xiàn)，導(dǎo)熱系數(shù)相對更低的粉刷層往往能夠有效地減少火災(zāi)時(shí)結(jié)構(gòu)的熱量輸入，從而延緩和減輕結(jié)構(gòu)的損傷.因此，在構(gòu)件溫度場計(jì)算和火災(zāi)損傷鑒定中，不宜直接套用無粉刷層混凝土高溫力學(xué)性能的研究結(jié)果.基于以上考慮，本課題組開展了一批帶粉刷層混凝土試塊的高溫后抗壓性能試驗(yàn)［5］，并采用紅外熱像技術(shù)對高溫后混凝土試塊的損傷進(jìn)行了探測［6］，基于試驗(yàn)結(jié)果，提出了帶粉刷層混凝土試塊高溫后抗壓強(qiáng)度的計(jì)算公式.利用有限元軟件進(jìn)行結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的熱－結(jié)構(gòu)耦合數(shù)值模擬是混凝土結(jié)構(gòu)火災(zāi)后抗震性能評估的主要手段之一，而材料本構(gòu)的合理設(shè)置是數(shù)值模擬是否可信的關(guān)鍵 .國內(nèi)外關(guān)于混凝土火災(zāi)后的本構(gòu)關(guān)系有很多研究成果［7－10］，但關(guān)于帶粉刷層的混凝土高溫后材料本構(gòu)的研究尚未見公開報(bào)道.本文以過火溫度和粉刷層厚度等參數(shù)為主要研究對象，進(jìn)行帶混合砂漿粉刷層的混凝土立方體試塊高溫作用后的抗壓性能試驗(yàn)和數(shù)值模擬的對比.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件制作與試驗(yàn)參數(shù)

試件尺寸為邊長150mm的標(biāo)準(zhǔn)混凝土立方體試塊，共27個(gè).其中15個(gè)試塊表面粉刷有15mm厚的混合砂漿層.為模擬工程中混凝土構(gòu)件縱向熱輸入很少的實(shí)際受熱狀態(tài)，在所有試塊的頂面和底面采用陶瓷纖維隔熱紙（180mm×180mm×3mm）加以封閉.

試驗(yàn)溫度有3個(gè)等級，分別是800，1 000和1 200℃，而試驗(yàn)組別分為A～F組，9種工況，每個(gè)實(shí)驗(yàn)工況下有3個(gè)試塊用于高溫后軸壓試驗(yàn).其中：編號A8，C8，C12，E10為無粉刷層試塊；編號B8，B12，D8，D12，F(xiàn)10為帶粉刷層試塊.另外，對應(yīng)9種工況制作3組（T1，T2，T3）共9個(gè)試塊作為無粉刷層未過火對比試塊，T1，T2，T3的實(shí)測抗壓強(qiáng)度分別為35.7，37.0，33.1MPa.

1.2 試驗(yàn)升降溫制度與監(jiān)測

采用SX2－10－13型高溫箱式電爐進(jìn)行加熱以模擬火災(zāi)溫度作用.電爐的爐膛尺寸為400mm×200mm×160mm，額定功率為10kW，額定工作溫度1 300℃.爐內(nèi)溫度由KSY15－16型溫度控制器控制，達(dá)到預(yù)定溫度后自動(dòng)保持恒溫25min.恒溫到預(yù)定時(shí)間后，打開爐門讓試塊在爐內(nèi)冷卻到300℃后取出，置于空氣中繼續(xù)冷卻到室溫并靜置至少7d，再進(jìn)行后續(xù)的試驗(yàn)工作.

基于設(shè)備條件限制，試驗(yàn)升降溫過程通過人工采集KSY15－16型溫度控制器上顯示的爐腔溫度建立實(shí)測升溫曲線，如圖1所示.

圖1 爐內(nèi)實(shí)測升降溫曲線Fig.1 Temperature－time curve in furnace

1.3 主要試驗(yàn)結(jié)果

1.3.1 試驗(yàn)現(xiàn)象 混凝土立方體試塊的破壞形態(tài)與歷史遭受溫度作用水平有關(guān)，隨著溫度作用水平的增加，破壞形態(tài)由常溫下正倒相接的四角錐體破壞形態(tài)逐漸向整體壓碎破壞形態(tài)過渡.相同溫度水平作用下，對比破壞形態(tài)圖（圖2）可以發(fā)現(xiàn)，無粉刷層的混凝土試塊的破壞形態(tài)更接近整體壓碎破壞，歷史遭受損傷更嚴(yán)重.

圖2 試塊的破壞形態(tài)Fig.2 Failure modes of specimens

表1 混凝土試塊抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果Tab.1 Axial compressive strength of specimens

續(xù)表Continue table

由表1可知：混凝土強(qiáng)度等級對抗壓強(qiáng)度比的影響不明顯；與無粉刷層混凝土試塊相比，帶粉刷層混凝土試塊抗壓強(qiáng)度比較高，說明砂漿粉刷層在建筑火災(zāi)時(shí)，能有效地限制高溫?zé)崃康妮斎耄瑢Y(jié)構(gòu)構(gòu)件有較好的保護(hù)作用.

2 熱-結(jié)構(gòu)耦合有限元分析

2.1 分析步驟

利用ANSYS間接耦合法進(jìn)行熱－結(jié)構(gòu)耦合分析，步驟如下：1）建立幾何模型，選擇適當(dāng)?shù)臒釂卧M(jìn)行網(wǎng)格劃分并轉(zhuǎn)換為有限元模型；2）定義熱分析類型，包括傳導(dǎo)、對流、輻射和表面效應(yīng)單元等，并選擇穩(wěn)態(tài)或瞬態(tài)熱分析完成熱分析求解過程；3）重回到前處理（／PREP 7）進(jìn)行單元轉(zhuǎn)換，將熱單元轉(zhuǎn)換成結(jié)構(gòu)單元，并設(shè)置單元屬性，添加材料屬性，設(shè)定邊界條件；4）從熱分析結(jié)果文件（＊.rth）中讀入節(jié)點(diǎn)溫度，并作為體荷載施加到有限元模型上，同時(shí)將結(jié)構(gòu)其他荷載施加到模型上；5）設(shè)置參考溫度；6）求解運(yùn)算，進(jìn)行后處理及查看結(jié)果.

2.2 材料熱工性能定義

2.2.1 混凝土 混凝土的密度隨溫度的變化不是很劇烈 .所采用恒定的混凝土密度ρc為2.40Mg·m－3，而熱工性能參數(shù)的定義［5，11］為

其中：αc為混凝土熱膨脹系數(shù)；cc為混凝土質(zhì)量熱容；λc為混凝土導(dǎo)熱系數(shù)；θ為歷史過火溫度.

2.2.2 粉刷層 試塊受熱過程中，混合砂漿與混凝土表面之間會(huì)脫開形成空腔層，對外部能量輸入可能形成接觸熱阻.由于空腔層主要由空氣和水蒸氣構(gòu)成，其熱容會(huì)隨著溫度的升高而不斷變化.為簡化，將二者考慮成一種復(fù)合材料，則空腔層的混合砂漿復(fù)合材料熱容cm隨溫度變化規(guī)律［12］為

2.3 高溫后混凝土材料本構(gòu)

1）高溫后，混凝土棱柱體抗壓強(qiáng)度fcr（θ）隨過火溫度的變化規(guī)律［7］為

式中：fc為未過火混凝土棱柱體抗壓強(qiáng)度.

2）高溫后，混凝土抗拉強(qiáng)度ftr（θ）隨過火溫度的變化規(guī)律［9］為

式中：ft為未過火混凝土抗拉強(qiáng)度.

3）高溫后，混凝土峰值應(yīng)變?chǔ)?，r（θ）為

式中：ε0為未過火混凝土的峰值應(yīng)變，實(shí)驗(yàn)取0.002.

4）高溫后，混凝土初始彈性模量E0，r（θ）［10］為

式中：E0為未過火混凝土初始彈性模量.

5）高溫后，混凝土的應(yīng)力－應(yīng)變關(guān)系為

式中：σ和ε分別為高溫后混凝土的應(yīng)力和應(yīng)變，其他符號意義同前.

2.4 有限元法模型及溫度場計(jì)算假定

2.4.1 模型的建立和求解 混凝土及復(fù)合粉刷層熱分析單元均采用8節(jié)點(diǎn)單元Solid 70模擬，混凝土網(wǎng)格密度以15mm進(jìn)行劃分，并以粉刷層厚度方向劃分兩層.將試驗(yàn)實(shí)測的升溫曲線（圖1）輸入程序進(jìn)行瞬態(tài)計(jì)算 .試塊與加熱爐內(nèi)環(huán)境處于復(fù)雜的熱交換狀態(tài)，參照文獻(xiàn)［13］給出的綜合換熱系數(shù)；然后，采用插值方法確定各時(shí)刻下的換熱系數(shù).最后，選用適合瞬態(tài)求解的雅可比共軛求解器進(jìn)行求解.

對試塊底面施加軸向約束，在一個(gè)底面中心節(jié)點(diǎn)處施加兩個(gè)水平方向的約束以消除剛體位移，耦合頂部截面所有節(jié)點(diǎn)的加壓方向的位移，使其軸向位移保持一致，并采用位移控制加載.粉刷層只參與熱分析過程，不參與抗壓強(qiáng)度加載過程.

2.4.2 溫度場計(jì)算基本假定 1）溫度場與材料的應(yīng)力、應(yīng)變和是否開裂無關(guān)，不計(jì)混凝土開裂或表層脫落后的截面局部變化引起的溫度重分布；2）構(gòu)件內(nèi)沒有熱生成，水分流動(dòng)及蒸發(fā)的影響忽略不計(jì)；3）混凝土是均勻的各向同性材料；4）不考慮混粉刷層開裂或剝落后的局部變化引起的溫度重分布.

3 有限元主要計(jì)算結(jié)果

3.1 溫度場模擬結(jié)果

圖3為典型試塊溫度場計(jì)算結(jié)果，圖4為試塊中部截面上距離側(cè)表面不同深度處的數(shù)值模擬結(jié)果比較.圖4中：曲線1～3分別為無粉刷層試塊側(cè)邊中點(diǎn)處距表面深度0，30，75mm的測點(diǎn)溫度；曲線6～8分別為帶粉刷層試塊側(cè)邊中點(diǎn)處距表面深度0，30，75mm的測點(diǎn)溫度；曲線4，5分別為無粉刷層試塊和帶粉刷層試塊角部測點(diǎn)溫度.

圖3 試塊溫度場分布Fig.3 Temperature distribution of specimens

由圖3，4可以看出：無粉刷層試塊A8的截面角部溫度均高出表面約100℃，而帶粉刷層試塊B8的截面角部溫度均高出表面約200℃.說明了粉刷層對角部與表面之間的溫差值存在一定的影響，在一定程度上放大了二者間的差值.

由圖3，4還可以看出：粉刷層對靠近表面節(jié)點(diǎn)的保護(hù)作用尤為明顯，約能降溫200℃左右；而對于核心節(jié)點(diǎn)，粉刷層對其約能降溫50℃.

圖4 試塊在不同計(jì)算點(diǎn)的溫升曲線Fig.4 Temperature－time curve of different calculation points

3.2 軸壓性能計(jì)算結(jié)果

試塊的抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果（fcu，m）與有限元計(jì)算結(jié)果（fcu，c）對比，如表2所示.表2中：erel為相對誤差 .由表2可見：有限元計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，說明建立的有限元模型及考慮空腔層的混合砂漿復(fù)合材料的熱分析相關(guān)熱工性能的假定是合理的.

表2 試塊抗壓強(qiáng)度的試驗(yàn)與數(shù)值計(jì)算結(jié)果對比Tab.2 Comparison between test results and numerical simulation results

4 結(jié)論

1）高溫作用后混凝土的損傷程度與過火溫度、粉刷條件、恒溫持時(shí)和靜置時(shí)間等有關(guān).過火溫度越高，損傷越嚴(yán)重，抗壓強(qiáng)度越低，即使在相對較短的恒溫持時(shí)（25min）下，800℃以上的高溫對混凝土仍有較嚴(yán)重的損傷.

2）粉刷層對遭受火災(zāi)作用的混凝土結(jié)構(gòu)有較好的保護(hù)作用，能有效減少外部能量輸入結(jié)構(gòu)，截面溫度增長相對緩慢，可有效改善溫度場的分布并減輕混凝土結(jié)構(gòu)的火災(zāi)損傷.

3）四面受火混凝土試塊的溫度分布呈環(huán)形分布由表面向內(nèi)部溫度逐漸降低，試塊截面4個(gè)角部溫度最高；粉刷層對角部與表面之間的溫差值存在一定的影響，在一定程度上放大了二者間的差值.

4）研究表明：文中所建議的有限元模型及考慮空腔層的混合砂漿復(fù)合材料的熱工性能參數(shù)合理可靠，可用于帶粉刷層鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)構(gòu)件的熱－結(jié)構(gòu)耦合數(shù)值模擬，能為鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)火災(zāi)損傷鑒定及相關(guān)研究提供參考.

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Experimental Study and Numerical Simulation on the Compressive Behavior of Concrete Cubes with Mortar Cover after Exposure to Fire

LIU Yang1，GUO Zi－xiong1，DU Yao－feng1，2

（1.College of Civil Engineering，Huaqiao University，Xiamen 362021，China；2.Xiamen Academy of Building Research（Group）Co.Ltd.，Xiamen 361004，China）

Twenty－seven concrete cubes with mortar cover after exposure to fire were tested under axial loading to investigate the axial compressive behavior of specimens.The main parameters are temperature in the furnace and thickness of the mortar cover.Thermal－structure coupling analysis of these concrete cubes using ANSYS was carried out，the calculation results was compared with test results.It is indicated that the damage of the concrete cube due to fire is influenced by the fire temperature，mortar cover，duration of fire and time for cooling down；the increase of the fire temperature deteriorates the damage，and lowers the compressive strength；the mortar cover can effectively protect the concrete members from the damage of fire.The temperature distribution of concrete cubes exposed to four－side fire is of circle shape，and the temperature of concrete cubes decreases from the outside to the inside of the concrete cubes.The temperature at the corner of the cubes is the highest.

concrete；compressive behavior；mortor cover；thermal－structural coupling analysis；high temperature

TU 528；TB 302

A

1000－5013（2012）03－0304－06

2011－09－26

劉陽（1982－），男，講師，博士，主要從事工程結(jié)構(gòu)抗震與減災(zāi)的研究.E－mail：lyliuyang＠hqu.edu.cn.

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（51006133，50978107）；福建省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（2010J01298）；福建省廈門市科技計(jì)劃項(xiàng)目（350Z20103030）；華僑大學(xué)科研基金資助項(xiàng)目（09BS620）

（責(zé)任編輯：陳志賢 英文審校：方德平）