孫艷麗,鄒 楨,劉尚來(lái),劉振輝,劉 娟

(1.沈陽(yáng)建筑大學(xué)管理學(xué)院,遼寧 沈陽(yáng) 110168;2.大連海洋大學(xué)水產(chǎn)與生命學(xué)院，遼寧 大連 524009；3.遼寧省建設(shè)科學(xué)研究院有限責(zé)任公司,遼寧 沈陽(yáng) 110005;4.東北財(cái)經(jīng)大學(xué)管理科學(xué)與工程學(xué)院,遼寧 大連 116025)

近年來(lái),國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)鋼骨-鋼管混凝土組合柱進(jìn)行了大量研究。徐亞豐等[1]通過數(shù)值模擬方法對(duì)鋼骨鋼管高強(qiáng)混凝土柱進(jìn)行了研究,對(duì)典型試件受力全過程進(jìn)行了分析,并建議了軸壓承載力計(jì)算公式。朱美春等[2]對(duì)13組試件進(jìn)行了軸壓試驗(yàn),并對(duì)相關(guān)參數(shù)進(jìn)行分析,通過試驗(yàn)提出了承載力計(jì)算模型。陳蘭響等[3]借助理論及數(shù)值模擬方法,在參數(shù)分析的基礎(chǔ)上通過回歸分析提出了試件承載力簡(jiǎn)化計(jì)算式。以上研究主要針對(duì)常溫下的試件,但對(duì)于鋼骨鋼管混凝土柱研究相對(duì)較少?；诖?筆者在有限元驗(yàn)證基礎(chǔ)上建立了鋼骨-鋼管混凝土組合短柱的有限元模型,分析了試件在升溫過程中的溫度場(chǎng)分布狀況及分布規(guī)律,對(duì)高溫后試件在軸向荷載作用下的變形形態(tài)進(jìn)行了研究,并且對(duì)受火時(shí)間、內(nèi)置鋼骨形式、鋼管壁厚以及混凝土強(qiáng)度等參數(shù)對(duì)試件力學(xué)性能影響規(guī)律進(jìn)行了分析。研究表明,內(nèi)置鋼骨的存在使得試件各組分協(xié)同作用,試件受力性能良好,且在高溫后仍具有足夠的安全儲(chǔ)備空間。

1 有限元模型

1.1 材料熱工參數(shù)及本構(gòu)關(guān)系

對(duì)高溫后鋼骨-方鋼管混凝土組合短柱進(jìn)行力學(xué)性能分析之前,首先要建立溫度場(chǎng)有限元模型。模型按照ISO-834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線進(jìn)行升溫,模型中所定義的熱工參數(shù)主要包括材料密度、導(dǎo)熱系數(shù)、比熱等,筆者采用T.T.Lie[4]提供的熱工模型進(jìn)行計(jì)算。計(jì)算過程中,需要在有限元軟件中定義熱對(duì)流和熱輻射等相關(guān)條件,所涉及的相關(guān)參數(shù)可根據(jù)文獻(xiàn)[5]確定。

建立力學(xué)模型時(shí),采用如下本構(gòu)關(guān)系:高溫后鋼管與內(nèi)置鋼骨的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用韓林海等[6]提出的雙折線強(qiáng)化模型;混凝土主要受鋼管以及內(nèi)置鋼骨的約束作用,因此高溫后混凝土采用林曉康[7]提出的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系模型。

1.2 模型建立

運(yùn)用有限元軟件ABAQUS對(duì)高溫后鋼骨-方鋼管混凝土組合短柱進(jìn)行軸壓力學(xué)性能分析之前,首先對(duì)試件進(jìn)行熱處理,明確試件在整個(gè)升溫過程中的溫度場(chǎng)變化規(guī)律。進(jìn)行熱分析時(shí),混凝土、兩端蓋板以及內(nèi)置鋼骨均采用八節(jié)點(diǎn)縮減積分傳熱單元(DC3D8),鋼管采用四節(jié)點(diǎn)熱傳遞殼單元(DS4)(見圖1)。已有研究表明,從火源至受火對(duì)象,熱量主要通過三種形式進(jìn)行傳遞:熱對(duì)流、熱輻射以及熱傳導(dǎo)。鋼骨-方鋼管混凝土組合短柱在受熱時(shí),外表面溫度升高,熱量則逐漸向混凝土以及內(nèi)置型鋼轉(zhuǎn)移。當(dāng)完成溫度場(chǎng)的分析之后,需要在力學(xué)計(jì)算模型中進(jìn)行預(yù)定義場(chǎng)的設(shè)置,此時(shí)火災(zāi)計(jì)算結(jié)果(ODB文件)將作為試件力學(xué)分析的初始條件[8]。

圖1 試件網(wǎng)格劃分示意圖Fig.1 Schematic diagram of specimen meshes

對(duì)高溫后的試件進(jìn)行受力分析時(shí),單元類型的選擇將決定著模型的斂散性,因此在建模過程中單元類型均采用結(jié)構(gòu)單元[9-10],其中兩端蓋板、混凝土以及內(nèi)置鋼骨采用三維實(shí)體單元(C3D8R),鋼管采用四節(jié)點(diǎn)殼單元(S4),鋼管厚度可在材料屬性當(dāng)中分別賦予。為了盡可能使模擬工況接近實(shí)際工況,需要在有限元建模過程中對(duì)各組分之間的相互作用進(jìn)行設(shè)置,鋼管與混凝土以及內(nèi)置鋼骨與混凝土界面模型由切線方向的庫(kù)倫摩擦模型與法線方向的硬接觸組成,定義高溫后鋼管與混凝土之間的界面摩擦系數(shù)為0.3[11-13]。對(duì)高溫后鋼骨-方鋼管混凝土組合短柱進(jìn)行軸壓力學(xué)性能分析時(shí),在構(gòu)件上下端板中心點(diǎn)處設(shè)置參考點(diǎn),將上下端板與參考點(diǎn)耦合在一起,對(duì)上部參考點(diǎn)X、Y方向的位移及X、Y、Z方向的轉(zhuǎn)角進(jìn)行約束,在Z方向施加位移,以此實(shí)現(xiàn)位移加載,下部參考點(diǎn)按照固定約束方式進(jìn)行設(shè)置[14]。

1.3 有限元驗(yàn)證

為驗(yàn)證有限元模型的正確性,筆者采用文獻(xiàn)[15]中的試件S4-H進(jìn)行了有限元驗(yàn)證。試件高度H為600 mm,寬度B為300 mm,高寬比H/B為2。鋼管壁厚d為6 mm,內(nèi)置鋼骨采用HW150型鋼,內(nèi)置鋼骨與鋼管的屈服強(qiáng)度f(wàn)y=368 MPa,混凝土軸心抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值fck=47.2 MPa,試件截面形式及幾何構(gòu)造如圖2所示。試件按照ISO-834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線進(jìn)行升溫,四面均勻受火,受火時(shí)間為180 min。

圖2 試件截面幾何尺寸及構(gòu)造Fig.2 Cross-section dimensions and details of specimens

火災(zāi)后軸壓試驗(yàn)在500T壓力試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行,加載后試件的變形形態(tài)如圖3所示。由圖可知,在軸向荷載作用下,火災(zāi)后鋼骨-方鋼管混凝土短柱的破壞形態(tài)主要表現(xiàn)為靠近端板位置鋼管發(fā)生褶皺,試件中部區(qū)域發(fā)生鼓曲。通過有限元模擬得到了試件的變形形態(tài),通過對(duì)比發(fā)現(xiàn),模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本一致。

圖3 試件破壞形態(tài)Fig.3 Failure mode of specimen

試件荷載-應(yīng)變曲線如圖4所示。

圖4 荷載-應(yīng)變曲線Fig.4 Load-strain curves

從圖中可以看出,有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果變化趨勢(shì)基本一致,通過試驗(yàn)得到的極限承載力為4 419 kN,而通過有限元模擬得到的極限承載力為4 508 kN,二者偏差為2.01%,進(jìn)而驗(yàn)證了有限元模型的準(zhǔn)確性。

2 高溫后鋼骨-方鋼管混凝土組合短柱軸壓力學(xué)性能

2.1 試件設(shè)計(jì)

為了研究高溫后鋼骨-方鋼管混凝土組合短柱軸壓力學(xué)性能,筆者設(shè)計(jì)了9個(gè)試件,試件參數(shù)見表1。

表1 試件參數(shù)Table 1 Parameters of specimens

所設(shè)計(jì)的鋼骨方鋼管組合短柱是在普通鋼管混凝土柱基礎(chǔ)上在試件截面中部?jī)?nèi)置鋼骨形成的,鋼骨采用I-10工字鋼加工而成,根據(jù)鋼骨截面形式的不同可分為工字形和十字形,鋼骨和鋼管均采用Q345鋼材。試件截面形式及幾何尺寸如圖5所示。

圖5 試件截面形式及幾何尺寸Fig.5 Crossed-section form and geometric structure of specimen

2.2 計(jì)算結(jié)果分析

2.2.1 溫度場(chǎng)分析

圖6為典型試件SSC3各組分溫度場(chǎng)分布云圖。由圖可知,當(dāng)采用ISO-834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線對(duì)試件進(jìn)行升溫時(shí),鋼管最先受熱,由于鋼材具有良好的導(dǎo)熱性能,鋼管沿試件方向溫度場(chǎng)分布相對(duì)均勻;試件表面受熱之后,混凝土表面溫度迅速升高,熱量通過熱傳導(dǎo)的方式向截面中心傳遞,通過觀察發(fā)現(xiàn),混凝土溫度由外向內(nèi)呈現(xiàn)階梯狀分布,且溫度逐漸降低,受火60 min后,截面中心區(qū)域混凝土溫度僅達(dá)到335 ℃;受混凝土的保護(hù),內(nèi)置十字形鋼骨升溫速率較慢,平均溫度僅為335.2 ℃。

圖6 試件各組分溫度場(chǎng)分布云圖Fig.6 Temperature field distributions of each group of specimen

2.2.2 軸向荷載作用下試件破壞模態(tài)

高溫后的鋼骨方鋼管混凝土組合短柱因受到受火時(shí)間以及內(nèi)置鋼骨形式的影響,其變形形態(tài)也略有差異。筆者在研究過程中選取試件SSC1～SSC5進(jìn)行分析,變形形態(tài)如圖7所示,其中試件SSC1、SSC2、SSC3分別對(duì)應(yīng)常溫下、受火30 min、60 min后的試件,SSC4、SSC5分別為內(nèi)置工字形鋼骨和不含鋼骨的試件。通過有限元模擬發(fā)現(xiàn),以上試件在加載初期均表現(xiàn)為軸向壓縮,橫向變形較小,繼續(xù)加載,試件橫向變形增大,對(duì)于不含鋼骨的試件,破壞位置出現(xiàn)在試件中部,主要表現(xiàn)為試件中部鋼管發(fā)生鼓曲,對(duì)于內(nèi)置工字形和十字形鋼骨的試件,主要在試件中部附近區(qū)域出現(xiàn)雙波型鼓曲;通過對(duì)比常溫下、受火30 min后以及受火60 min后的試件發(fā)現(xiàn),隨著受火時(shí)間的增大,試件變形程度加劇,但變形形態(tài)區(qū)別不大。

圖7 試件變形形態(tài)Fig.7 Deformation shapes of specimen

2.2.3 荷載-位移曲線

(1)受火時(shí)間

圖8為常溫下、受火30 min后、受火60 min后鋼骨-方鋼管混凝土組合短柱荷載-位移曲線。

圖8 不同受火時(shí)間后試件荷載-位移曲線Fig.8 Load-displacement curves of specimens subjected to different fire time

由圖8可知,隨著受火時(shí)間的增加,試件剛度及承載力逐漸降低,常溫條件下,試件極限承載力為3 172 kN,采用ISO-834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線分別將試件升溫至30 min、60 min后,所對(duì)應(yīng)試件的極限承載力分別降至2 694 kN和2 330 kN,承載力相對(duì)于常溫下的試件分別降低了15.1%和26.5%。分析原因,當(dāng)對(duì)試件進(jìn)行升溫處理時(shí),鋼管溫度迅速升高,并以熱傳導(dǎo)的方式逐漸向試件截面中心擴(kuò)散,且隨著受火時(shí)間的增加,混凝土的劣化程度加劇,強(qiáng)度逐漸降低,最終導(dǎo)致試件極限承載力降低。

(2)內(nèi)置鋼骨形式

試件SSC3、SSC4、SSC5分別對(duì)應(yīng)內(nèi)置十字形鋼骨、工字形鋼骨以及未設(shè)置鋼骨(即鋼管混凝土柱)試件,試件受火時(shí)間均為60 min。圖9為以上三組試件的荷載-位移曲線。由圖可知,當(dāng)試件SSC3和SSC4受軸向荷載作用時(shí),鋼管、混凝土以及內(nèi)置鋼骨協(xié)同作用,共同承擔(dān)軸向荷載,且由于內(nèi)置鋼骨的存在,剛度及延性相對(duì)于鋼管混凝土短柱要大;由于內(nèi)置鋼骨截面形式不同,試件SSC3和SSC4的極限承載力略有差異。研究發(fā)現(xiàn),在截面中心設(shè)置十字形鋼骨和工字形鋼骨的試件,其極限承載力相對(duì)于普通鋼管混凝土柱分別提高了34.8%和12.7%,但不同截面形式的鋼骨對(duì)SSC3和SSC4兩組試件的初始剛度影響較小。

圖9 內(nèi)置不同截面形式鋼骨試件荷載-位移曲線Fig.9 Load-displacement curves of the specimens with steel bones of different sections

(3)鋼管壁厚

SSC3、SSC6和SSC7三組試件所對(duì)應(yīng)的鋼管壁厚分別為4.5 mm、6 mm、7.5 mm。圖10為不同鋼管壁厚的試件荷載-位移曲線。由圖可知,當(dāng)鋼管壁厚為4.5 mm時(shí),所對(duì)應(yīng)試件的極限承載力為1 955 kN,當(dāng)鋼管壁厚分別增加至6 mm、7.5 mm時(shí),其極限承載力分別提高了25.6%、30.1%,且隨著鋼管壁厚的增大,試件剛度及延性也逐漸增加。分析原因主要是由于試件在高溫冷卻后,鋼材強(qiáng)度逐漸恢復(fù),且隨著鋼管壁厚的增加,試件含鋼率增大,從而導(dǎo)致承載力、剛度以及延性也逐漸增大。

圖10 不同鋼管壁厚試件荷載-位移曲線Fig.10 Load-displacement curves of steel tube with different wall thickness

(4)混凝土強(qiáng)度

試件SSC3、SSC8和SSC9所采用的混凝土強(qiáng)度等級(jí)依次為C40、C30和C60。圖11為不同混凝土強(qiáng)度等級(jí)下試件的荷載-位移曲線。由圖可知,當(dāng)采用C30混凝土?xí)r,試件極限承載力為2 160 kN,當(dāng)采用C40和C60混凝土?xí)r,對(duì)應(yīng)試件的極限承載力相對(duì)于C30的試件分別提高了7.2%和12.5%,由此可以發(fā)現(xiàn),混凝土強(qiáng)度等級(jí)的變化對(duì)試件承載力影響較小。分析原因,在對(duì)試件進(jìn)行升溫處理時(shí),混凝土將發(fā)生劣化現(xiàn)象,強(qiáng)度逐漸降低,且隨著溫度升高,劣化程度加劇,降溫冷卻后,混凝土強(qiáng)度基本得不到恢復(fù),部分混凝土退出工作,因此對(duì)于經(jīng)歷火災(zāi)后的試件而言,混凝土強(qiáng)度的變化對(duì)于承載力影響不大。

圖11 不同混凝土強(qiáng)度等級(jí)試件荷載-位移曲線Fig.11 Load-displacement curves of specimen with different strength grade of concrete

3 結(jié) 論

(1)通過建立溫度場(chǎng)模型,從而對(duì)典型算例進(jìn)行熱分析,明確了試件各組分的溫度場(chǎng)分布狀況以及分布規(guī)律。

(2)在有限元驗(yàn)證的基礎(chǔ)上,對(duì)典型試件的破壞形態(tài)進(jìn)行了分析,通過研究發(fā)現(xiàn),是否內(nèi)置鋼骨對(duì)試件變形形態(tài)具有一定影響,內(nèi)置鋼骨的試件在破壞時(shí)表現(xiàn)為在中部附近區(qū)域出現(xiàn)雙波型鼓曲,而對(duì)于普通鋼管混凝土短柱,主要表現(xiàn)為跨中部位發(fā)生鼓曲;受火時(shí)間的變化僅對(duì)試件變形程度有影響。

(3)通過參數(shù)分析發(fā)現(xiàn),隨著受火時(shí)間的增加,試件劣化程度加劇;內(nèi)置鋼骨能有效提高試件的承載力、剛度及延性,隨著配骨指標(biāo)的增加,試件承載力影響較大,但對(duì)于剛度影響較小。增加鋼管壁厚使得試件含鋼率增加,鋼管壁厚為6 mm和7.5 mm的試件極限承載力相對(duì)于厚度為4.5 mm的試件分別提高了25.6%和30.1%。改變混凝土強(qiáng)度等級(jí)對(duì)試件極限承載力影響較小。