許文龍，周 戟,2，劉朝峰,2，劉才瑋，杜金澤

(1.河北工業(yè)大學(xué) 土木與交通學(xué)院，天津 300401；2.河北工業(yè)大學(xué) 河北省土木工程技術(shù)研究中心，天津 300401；3.青島理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，山東 青島 266033)

0 引言

鋼筋混凝土梁是結(jié)構(gòu)的主要承重構(gòu)件，也是火災(zāi)受損最為嚴(yán)重的構(gòu)件之一[1-2]。雖然混凝土具有良好的熱惰性，但在火災(zāi)或高溫下易發(fā)生爆裂現(xiàn)象[3-4]。火災(zāi)下混凝土爆裂，構(gòu)件有效截面減小，鋼筋溫度驟升致使其快速軟化屈服，降低構(gòu)件或結(jié)構(gòu)的承載能力，引起結(jié)構(gòu)破壞或倒塌[2]。因此，火災(zāi)下混凝土爆裂對(duì)構(gòu)件的承載能力影響重大，非常有必要開展爆裂對(duì)鋼筋混凝土梁的抗火性能研究。

自首次發(fā)現(xiàn)混凝土高溫爆裂現(xiàn)象[5]以來，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)混凝土高溫爆裂機(jī)理、影響因素進(jìn)行了大量研究。得出爆裂的機(jī)理基本分為以下3種：①溫度梯度引起水汽遷移并在構(gòu)件內(nèi)某一截面凝結(jié)形成飽和蒸汽帶，從而使蒸汽壓積聚誘發(fā)爆裂；②溫度梯度使內(nèi)外截面產(chǎn)生應(yīng)力差，致使表層部分混凝土塊在應(yīng)力作用下發(fā)生爆裂；③多物理場(chǎng)耦合作用下導(dǎo)致爆裂。從目前的研究可以看出關(guān)于混凝土爆裂機(jī)理尚未形成學(xué)術(shù)界統(tǒng)一的共識(shí)，且學(xué)者大多采用小比例試驗(yàn)構(gòu)件進(jìn)行研究，試驗(yàn)結(jié)果不能真實(shí)反映結(jié)構(gòu)在火災(zāi)中的力學(xué)性能[6-8]。對(duì)于火災(zāi)下混凝土爆裂對(duì)鋼筋混凝土構(gòu)件抗火性能的研究還不成熟，缺乏真實(shí)火災(zāi)下鋼筋混凝土梁等受彎構(gòu)件爆裂影響分析。項(xiàng)凱等[9]采用試驗(yàn)驗(yàn)證的有限元模型，分析了混凝土爆裂面積比、爆裂深度、爆裂位置對(duì)軸心受壓圓形截面鋼管混凝土疊合柱耐火性能的影響規(guī)律；侯一釗等[10]采用有限元數(shù)值模型分析了考慮不同的爆裂情況對(duì)火災(zāi)后高性能混凝土剪力墻殘余抗剪承載力的影響；金健等[11]采用有限元軟件ABAQUS，基于一次爆裂模式提出了考慮爆裂深度、爆裂長(zhǎng)度、爆裂開始時(shí)間等爆裂參數(shù)對(duì)高強(qiáng)混凝土柱軸向位移、截面溫度場(chǎng)和耐火極限的影響規(guī)律；張崗等[12]分析了高溫爆裂對(duì)預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁截面溫度場(chǎng)的影響，計(jì)算了不同爆裂指標(biāo)下箱梁的極限承載力；王麗等[13]通過有限元模擬研究了爆裂現(xiàn)象對(duì)構(gòu)件溫度的影響，對(duì)比分析了ANSYS溫度模擬結(jié)果和試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果；申中原等[14]通過對(duì)矩形混凝土梁的控制截面進(jìn)行離散分析，推導(dǎo)了火災(zāi)下考慮爆裂的梁極限承載力計(jì)算公式?？梢姡壳搬槍?duì)鋼筋混凝土柱、疊合柱、板等構(gòu)件進(jìn)行了高溫爆裂對(duì)構(gòu)件抗火性能的分析，針對(duì)鋼筋混凝土梁受彎構(gòu)件的爆裂影響分析還比較少。因此，本文依據(jù)鋼筋混凝土梁火災(zāi)試驗(yàn)，建立鋼筋混凝土簡(jiǎn)支梁數(shù)值分析模型，分析火災(zāi)下爆裂參數(shù)對(duì)鋼筋混凝土梁控制截面溫度場(chǎng)的影響規(guī)律，為分析爆裂對(duì)混凝土梁力學(xué)性能影響提供支持。

1 試驗(yàn)概況

簡(jiǎn)支梁截面尺寸為250 mm×400 mm，長(zhǎng)度為3 000 mm，采用φ35混凝土，HRB400鋼筋，混凝土保護(hù)層厚度30 mm，混凝土、鋼筋的材料參數(shù)見文獻(xiàn)[15]，試件配筋及尺寸示意如圖1所示。

圖1 試件尺寸及1-1截面配筋Fig.1 Specimen size and cross secation 1-1 of reinforcing bars

為確保試件內(nèi)部水分維持平衡，將其放入溫度不低于15 ℃，相對(duì)濕度不高于75%的環(huán)境中養(yǎng)護(hù)。試件在水平火災(zāi)爐中進(jìn)行3面(底面及兩側(cè)面)受火試驗(yàn)，試驗(yàn)方案及過程詳見文獻(xiàn)[15]，混凝土溫度由預(yù)先埋入試件中的自制鎳鉻-鎳硅K型熱電偶測(cè)量，具體布置如圖2所示。

圖2 熱電偶布置示意Fig.2 Schematic layout of thermocouples

火災(zāi)過程采用ISO-834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線調(diào)控，初始溫度為20 ℃，實(shí)際受火時(shí)間設(shè)定為150 min，然后試件自然冷卻至常溫。加熱到15 min左右時(shí)，試件3個(gè)受火面有水分蒸發(fā)現(xiàn)象；加熱到20～40 min時(shí)，試件發(fā)生不同程度上的爆裂，如圖3所示?；馂?zāi)試驗(yàn)中發(fā)生的爆裂，跨中、兩角部位爆裂面積較大，但是未出現(xiàn)鋼筋裸露。

圖3 試件火災(zāi)爆裂現(xiàn)象Fig.3 Fire spalling phenomenon of specimen

2 鋼筋混凝土梁數(shù)值模型分析

2.1 材料熱工參數(shù)

溫度場(chǎng)模擬分析是高溫下熱力耦合分析的基礎(chǔ)。本文以上述混凝土簡(jiǎn)支梁為模擬對(duì)象，建立高溫下鋼筋混凝土梁的有限元模型，研究火災(zāi)爆裂對(duì)鋼筋混凝土梁溫度分布的影響規(guī)律?；炷粮邷叵碌膶?dǎo)熱系數(shù)、比熱容及密度等參數(shù)取值可參考《建筑鋼結(jié)構(gòu)防火技術(shù)規(guī)范》[16]，熱膨脹系數(shù)采用Lie的設(shè)定取值[17]。鋼筋高溫下的導(dǎo)熱系數(shù)、比熱容采用李引擎的計(jì)算模型[18]，熱膨脹系數(shù)采用陸洲導(dǎo)的計(jì)算模型[19]。

2.2 邊界/荷載條件

升溫前，結(jié)構(gòu)溫度為環(huán)境溫度(即20 ℃)且無熱量轉(zhuǎn)移。受火時(shí)梁體2個(gè)側(cè)面及底面通過熱輻射、熱對(duì)流進(jìn)行熱交換，梁體內(nèi)部通過熱傳導(dǎo)進(jìn)行熱量轉(zhuǎn)移[1]。熱對(duì)流以面荷載形式施加，對(duì)流換熱系數(shù)為35 W/(m2·℃)；輻射率系數(shù)取值為0.8，斯蒂芬-波爾茲曼常數(shù)為5.67×10-8W/(m2·K4)；升溫曲線采用ISO834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線。

混凝土在火災(zāi)作用下具有隨機(jī)不確定性特點(diǎn)，爆裂發(fā)生也具有時(shí)間與區(qū)域的不確定性。學(xué)者普遍觀測(cè)或設(shè)定爆裂發(fā)生的平均初始時(shí)刻約為15 min左右[3,6,9,11-13,20]，爆裂一般發(fā)生在混凝土保護(hù)層內(nèi)，深度范圍約在0～30 mm之間[9-13,21-23]；數(shù)值模擬分析利用ANSYS建立鋼筋混凝土簡(jiǎn)支梁的熱分析有限元模型，采用“單元生死”的方法模擬火災(zāi)下混凝土的爆裂，即受火15 min時(shí)將爆裂區(qū)域單元“殺死”，同時(shí)將熱邊界條件賦予爆裂完成后的受火面。

3 梁的溫度場(chǎng)模擬及試驗(yàn)分析

圖4為鋼筋混凝土簡(jiǎn)支梁在三面受火時(shí)，30，60，90，120 min的截面溫度分布云圖?？傮w來看，溫度場(chǎng)等值呈現(xiàn)為“U”型分布，隨著升溫時(shí)間的增加，混凝土梁的溫度逐漸增高，等溫曲線逐漸向光滑的“U”型過渡。

圖4 鋼筋混凝土簡(jiǎn)支梁的截面溫度分布Fig.4 Cross-section temperature distribution of reinforced concrete simply supported beam

由于試驗(yàn)火爐升溫達(dá)不到標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線水平，應(yīng)將試驗(yàn)測(cè)定的升溫時(shí)間轉(zhuǎn)化為等效爆火時(shí)間。等效爆火時(shí)間為與實(shí)際升溫曲線下方的面積相等的標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線所對(duì)應(yīng)的時(shí)間[24]。實(shí)際試驗(yàn)爐內(nèi)溫度變化與在ISO 834標(biāo)準(zhǔn)下的升溫曲線對(duì)照如圖5所示。圖6為鋼筋混凝土梁跨中截面溫度測(cè)點(diǎn)的實(shí)測(cè)與模擬曲線，其中帶*標(biāo)記的為有限元模擬溫度。試驗(yàn)下的測(cè)定數(shù)據(jù)已轉(zhuǎn)化為等效爆火時(shí)間下溫度變化。

圖5 試驗(yàn)爐溫與標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線Fig.5 Testing furnace temperature and standard fire temperature-time curve

圖6 梁截面中測(cè)點(diǎn)溫度實(shí)測(cè)與模擬對(duì)比Fig.6 Comparison of measured and simulated temperatures at measurement points in beam cross-section

由圖6可知，測(cè)點(diǎn)1～5的數(shù)值模擬與試驗(yàn)測(cè)得的溫度曲線發(fā)展趨勢(shì)基本一致，但測(cè)點(diǎn)6的實(shí)測(cè)溫度曲線與模擬曲線偏差較大，究其原因：①試驗(yàn)爐上部蓋板與梁之間縫隙填充防火巖棉，導(dǎo)致6號(hào)測(cè)點(diǎn)受熱不充分(見圖3)；②防火巖棉有一部分依附于梁體上部表面，也可能阻礙表面受熱(見圖3)；③熱電偶埋設(shè)誤差等原因?？傮w來看，模擬溫度與試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)溫度基本一致，試驗(yàn)中在150 ℃溫度上升明顯緩慢，出現(xiàn)溫度臺(tái)階，試驗(yàn)數(shù)值較模擬數(shù)值小。可能是模擬中未考慮水分蒸發(fā)和遷移等因素。

4 爆裂參數(shù)對(duì)溫度場(chǎng)分布的影響

結(jié)合試驗(yàn)現(xiàn)象以及荷載不利分布原則選取以下爆裂工況：假定一次集中爆裂，爆裂時(shí)刻取15 min；爆裂深度取0，10，20，30 mm；爆裂面積比(即爆裂的混凝土面積與受火區(qū)混凝土總面積的比值)取0%，6.7%，13.3%，20%，100%。爆裂位置參數(shù)：爆裂連續(xù)、位于梁跨中處(位置1)；爆裂連續(xù)、位于梁支座處(位置2)；爆裂不連續(xù)、位于跨中和支座處(位置3)；爆裂連續(xù)、覆蓋全表面(位置4)；梁不發(fā)生爆裂(位置5)。

4.1 爆裂深度對(duì)梁的溫度場(chǎng)分布的影響

假定全截面爆裂，爆裂位置取跨中，考慮不同的爆裂深度，梁截面溫度場(chǎng)的影響曲線(取跨中縱向鋼筋處為溫度測(cè)點(diǎn))，如圖7所示。

圖7 爆裂深度對(duì)截面縱筋處溫度的影響Fig.7 Influence of spalling depth on temperature at cross-section longitudinal bar

由圖7可知，混凝土爆裂對(duì)截面內(nèi)溫度場(chǎng)的分布影響較大，爆裂深度越大，截面內(nèi)溫度越高；隨著爆裂深度增大，受火時(shí)間相同的截面升溫差值逐漸增大。在同一爆裂深度下，同一時(shí)刻截面內(nèi)底部邊筋較中筋處溫度高。

4.2 爆裂面積比對(duì)梁的溫度場(chǎng)分布的影響

爆裂深度取20 mm，爆裂位置取梁跨中，假定梁體受火面周長(zhǎng)方向全爆裂，考慮不同爆裂面積比(0%，6.7%，13.3%，20%，100%)得到爆裂面積比對(duì)截面內(nèi)溫度場(chǎng)的影響，如圖8所示。

總體來看，爆裂面積比對(duì)截面內(nèi)溫度具有一定影響；當(dāng)爆裂面積比較小時(shí)，截面內(nèi)溫度變化較大，但隨著爆裂面積比的增大，截面內(nèi)溫度增加差值逐漸減小(即爆裂面積比對(duì)溫度的影響作用迅速衰減)，在爆裂面積比為13%左右時(shí)截面內(nèi)溫度基本達(dá)到最大值。

圖8 爆裂面積比對(duì)截面縱筋處溫度的影響Fig.8 Influence of spalling area ratio on temperature at cross-section longitudinal bar

4.3 爆裂位置對(duì)梁的溫度場(chǎng)分布的影響

爆裂深度取20 mm，爆裂面積比取13.3%，考慮爆裂位置變化：即爆裂位置連續(xù)、位于梁跨中處(位置1)；爆裂位置連續(xù)、位于梁支座處(位置2)；爆裂位置不連續(xù)、分別位于跨中和支座處(位置3)。同時(shí)設(shè)置對(duì)照組：即爆裂位置連續(xù)、覆蓋梁縱向全截面(位置4)；梁表面不發(fā)生爆裂(位置5)，得到爆裂位置與跨中截面溫度曲線，如圖9所示。

圖9 爆裂位置對(duì)跨中截面縱筋溫度的影響Fig.9 Influence of spalling location on temperature at longitudinal bar in mid-span section

由圖9可知，在爆裂面積比、爆裂深度一定的情況下，跨中發(fā)生爆裂對(duì)跨中截面溫度場(chǎng)影響較為明顯，接近于梁體表面全爆裂的情況；而支座處發(fā)生爆裂對(duì)跨中截面溫度場(chǎng)影響較小，接近于梁體表面無爆裂的情況；跨中、支座處同時(shí)發(fā)生不連續(xù)的爆裂，跨中截面底部縱筋溫度，介于上述2種工況之間，偏向于跨中發(fā)生爆裂的情況，但是對(duì)跨中截面頂部縱筋溫度的影響，基本上和跨中發(fā)生爆裂、梁體全表面發(fā)生爆裂的溫度場(chǎng)相同。可見，與全表面發(fā)生爆裂相比，隨著爆裂位置逐漸接近跨中位置，跨中截面溫度逐漸升高，但是底部縱筋處溫度較頂部縱筋處溫度升高較快。

5 結(jié)論

1)梁截面各測(cè)點(diǎn)溫度模擬值與試驗(yàn)實(shí)測(cè)值基本吻合，但測(cè)點(diǎn)6的溫度實(shí)測(cè)值與模擬值偏差較大，可能是蓋板或防火巖棉阻礙其表面受熱，或未考慮水分蒸發(fā)和遷移、混凝土爆裂對(duì)測(cè)點(diǎn)溫度的影響，熱電偶的埋設(shè)位置誤差等原因造成的。

2)混凝土爆裂對(duì)截面內(nèi)溫度場(chǎng)的分布影響較顯著，爆裂深度越大，截面內(nèi)溫度越高；爆裂面積比對(duì)截面內(nèi)溫度具有一定影響，當(dāng)爆裂面積比較小時(shí)，截面內(nèi)溫度變化較大，當(dāng)爆裂面積比為13%左右時(shí)，截面內(nèi)溫度基本達(dá)到最大值；隨著爆裂位置逐漸接近跨中位置，跨中截面溫度逐漸升高，但是底部縱筋處溫度較頂部縱筋處溫度升高較快。

3)數(shù)值模擬未考慮真實(shí)火災(zāi)效應(yīng)，后續(xù)將研究不同燃燒模式升溫曲線與標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線轉(zhuǎn)換的量化關(guān)系，進(jìn)而細(xì)化模擬分析真實(shí)火災(zāi)下梁的溫度場(chǎng)分布的變化規(guī)律。