熊明祥，胡琪東，劉博元，林 靖

(廣州大學土木工程學院防護工程研究中心，廣州 510006)

一般來說，鋼材價格的增長速度要低于強度的增長速度[1]，所以從單位強度上的價格這個角度考慮的話，應用高強鋼比普通鋼具有更好的經(jīng)濟效益。但是考慮到使用高強鋼后板件尺寸會變小變薄，寬厚比會增大，受壓構(gòu)件的整體或局部穩(wěn)定問題依然會非常突出。在這種情況下，讓高強鋼和混凝土材料，特別是超高強混凝土材料(因為可以在一定程度上保證高強鋼先屈服而超高強混凝土后壓碎)，協(xié)同工作形成鋼管混凝土組合構(gòu)件來抑制高強鋼屈曲的發(fā)展就有可能充分發(fā)揮高強鋼的優(yōu)勢[2-3]。XIONG 等[4]將混凝土按強度劃分為普通混凝土(fck≤50 MPa 或fcu≤60 MPa)、高強混凝土(fck≤90 MPa 或fcu≤105 MPa)、超高強混凝 土(fck＞90 MPa 或fcu＞105 MPa)，其中fck和fcu分別是圓柱體和立方體抗壓強度?，F(xiàn)階段，超高強混凝土主要用于鋼結(jié)構(gòu)節(jié)點加固補強、工業(yè)耐磨損樓板、防護墻等；而高強鋼也主要用在車輛、起重機、橋梁、過山車等特種結(jié)構(gòu)中。高強鋼和超高強混凝土極少配合使用在建筑結(jié)構(gòu)的承重構(gòu)件之中。原因除了常溫使用下的延性較差等問題之外，也有高溫情況下的諸多問題，如超高強混凝土易于發(fā)生高溫爆裂，而高強鋼有在火災下向普通鋼轉(zhuǎn)化的趨勢[5]，導致強度迅速惡化。因此，將高強鋼和超高強混凝土結(jié)合形成高強鋼管混凝土組合構(gòu)件時，有必要對其耐火性能展開研究。

在相同荷載比條件下，鋼管混凝土柱的耐火極限一般隨鋼管強度的提高而降低，但混凝土強度的影響在以往研究中表現(xiàn)出了不同的結(jié)果。在KODUR[6]對鋼管高強混凝土柱和ROMERO 等[7]對鋼管超高強混凝土柱的研究中發(fā)現(xiàn)，柱耐火極限隨混凝土強度的提高而降低；而在張哲等[8]以及XIONG 和LIEW[4,9]的研究中發(fā)現(xiàn)，鋼管混凝土柱耐火極限隨混凝土強度的提高而提高；這主要是由混凝土材料的多樣性造成的。鋼管混凝土柱耐火性能的提高可以通過內(nèi)置鋼筋籠、芯柱、型鋼、或鋼管[10]達到。相同條件下，ESPINOS 等[11]對內(nèi)置工字型鋼、圓形芯柱、鋼管的組合柱的抗火性能研究發(fā)現(xiàn)，內(nèi)置鋼管的雙鋼管組合柱的耐火極限最高，工字型鋼次之，圓形芯柱最差；其中對于內(nèi)置鋼管的組合柱來說，內(nèi)鋼管內(nèi)部填充混凝土的組合柱耐火極限要略高于內(nèi)鋼管內(nèi)部不填充混凝土的組合柱?，F(xiàn)階段僅有針對應用普通鋼管和超高強混凝土的夾層鋼管混凝土柱[7]或高強鋼管與普通混凝土的夾層鋼管混凝土柱[9]的抗火性能研究，尚無針對應用高強鋼管和超高強混凝土的夾層鋼管混凝土柱的相關(guān)研究?；诖?，本文開展了應用高強鋼與超高強混凝土的中空夾層鋼管混凝土柱的明火試驗，研究了該柱的耐火性能，驗證了高溫承載力與耐火極限的計算方法。

1 試驗概況

1.1 試件設計與制作

柱試件具體參數(shù)見表1，試驗參數(shù)包括截面形狀、邊界條件和防火涂料厚度。圓柱采用Q355 熱軋鋼管，而方鋼管則由Q690 鋼板在角部沿柱全高焊接而成。柱試件加工如圖1 所示。所有柱高均為3.81 m，包括端板厚度。為避免柱端局部破壞，柱端采用加勁肋加固，同時內(nèi)外鋼管之間設置內(nèi)嵌板，用于定位內(nèi)鋼管。

表1 構(gòu)件主要參數(shù)與試驗/計算結(jié)果Table 1 Specimen details and test/calculation results

本文中超高強混凝土由丹麥Densit 公司生產(chǎn)的高性能灌漿料摻水配制而成[4]。該灌漿料含有礦物膠結(jié)材料、減水劑和超高強度鋁土礦細骨料；篩分結(jié)果表明，其最大粒徑小于4.75 mm，49%的顆粒小于0.6 mm。拌制時，水與灌漿料的配合質(zhì)量比為0.076?；炷翝仓捎帽盟偷男问剑最A留灌漿口以泵送混凝土?？紤]到超高強混凝土流動性較差，在泵送之前需用凈水濕潤鋼管內(nèi)表面以改善泵送效率。同時，考慮到超高強混凝土的硬化速度較快，混凝土在制備時需保持與泵送速度一致，否則超高強混凝土會硬化，導致泵送管道堵塞。

本文采用“蘭陵”牌LG 厚型防火涂料。由于防火涂料在冬季施工，涂料硬化速度較慢，其在重力作用下產(chǎn)生了下垂，導致涂料沿柱高厚度不一致。為使厚度一致，需待涂料硬化后，使用砂輪打磨。防火涂料的最終厚度由沿柱高和柱身四周均勻布置的16 個測點的厚度平均值確定，每個測點的厚度由探針插入涂料內(nèi)部測定。

為了防止超高強混凝土在受火時發(fā)生爆裂，混凝土在制備時加入了體積比為0.1%的聚丙烯纖維，其基本參數(shù)如表2 所示。該體積比為多次試配得到，保證混凝土的強度和和易性不會受到較大影響。此外，外鋼管表面也預留8 個10 mm 孔徑的排氣孔以利于水蒸氣的排出，排氣孔布置如圖2 所示，其中4 個布置在柱頂與柱底，其余4 個反對稱布置于柱身。在泵送混凝土時，該些排氣孔用螺栓封堵，在柱試件受火時擰開。

表2 聚丙烯纖維基本參數(shù)Table 2 Basic properties of polypropylene fiber

1.2 加載裝置與測點布置

標準耐火試驗裝置如圖2 所示。每根柱于半高處布置三個熱電偶以測定內(nèi)外鋼管和夾層混凝土的溫度。柱頂沿壓力機頭四周均勻布置4 個位移傳感器以測定柱身縱向膨脹與柱頂壓縮位移。試驗在東南大學結(jié)構(gòu)抗火實驗室進行，各試件的實際受火高度(爐膛內(nèi)凈高)為3.0 m，柱身未受火部分用防火棉包裹隔熱。柱頂荷載通過千斤頂逐級施加，待柱軸向變形穩(wěn)定后點火，通過實時調(diào)節(jié)爐內(nèi)溫度，使爐內(nèi)按照ISO-834 火災曲線升溫。試驗過程中，始終維持柱頂荷載不變，當柱頂壓縮變形超過柱受火高度的1%(30 mm)時停止試驗[12]。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 破壞形態(tài)

由于超高強混凝土內(nèi)部添加了聚丙烯纖維，以及在鋼管壁布置了排氣孔，試驗中未見高溫爆裂的情形。試件受火后的破壞形態(tài)如圖3 所示?？梢钥吹?，試件呈現(xiàn)出了較大的側(cè)向變形，說明柱試件在火災下發(fā)生了整體失穩(wěn)，而非截面壓潰破壞。在較大側(cè)向變形情況下，大多數(shù)柱子的防火材料都剝落了，但總的來說，方柱中防火涂料的剝落情況要較圓柱嚴重，這是由于涂料在方柱角部的包裹性能要差一些。需要說明的是，試件CNS2 彎曲破壞靠近柱端，這可能是由試驗誤差造成的，如柱上下端轉(zhuǎn)動剛度不一致，柱身存在加工誤差，防火保護材料涂覆不均勻，等等。

圖4 給出了試件CNS2 和SHS2 的內(nèi)管在柱最大彎曲變形處的破壞形態(tài)。兩根試件耐火極限相似，但圓柱CNS2 的內(nèi)管發(fā)生了局部向內(nèi)凸起，而方柱SHS2 的內(nèi)管沒有發(fā)生局部變形。由歐洲規(guī)范3(EN1993-1-2)可知[13]，兩柱內(nèi)管在高溫下均為第1 類截面(局部屈曲不會在塑性變形階段發(fā)生)，因而該局部變形不是由局部屈曲造成的，而可能是由剪切變形(圖3 顯示CNS2 的最大彎曲變形靠近柱頂端，因而存在剪力)，或是由與夾層混凝土的相互作用(約束應力)造成的。方柱沒有發(fā)生局部變形，其可能與鋼管強度偏高或與內(nèi)襯板的存在相關(guān)。

柱橫截面上的破壞形態(tài)如圖5 所示?？梢钥吹剑瑘A柱與方柱中的夾層混凝土在失效時的溫度分別為510 ℃和482 ℃，夾層混凝土的顏色隨溫度的升高而變化，溫度越高，混凝土顏色越深，這主要與混凝土水化產(chǎn)物如水合硅酸鈣(C-S-H)以及氫氧化鈣等的分解程度不一致相關(guān)。此外，橫截面上沒有發(fā)現(xiàn)明顯的裂紋。盡管由于鋼和混凝土材料的不同熱膨脹屬性可能會在受火的早期階段發(fā)生相對滑移，但由圖可見，夾層混凝土和鋼管之間的相對滑移在破壞時并不明顯。

2.2 溫度場

測點與爐內(nèi)時間-溫度曲線，以及截面上熱電偶位置如圖6 所示。每根柱子于半高處布置3 個熱電偶，熱電偶1 和3 分別測定內(nèi)外鋼管溫度，而熱電偶2 記錄夾層混凝土內(nèi)部中心點溫度。由于熱電偶在運輸過程遭到破壞，柱CNS1 在測點3處的溫度沒有測到?？梢钥吹剑瑺t溫與標準ISO-834 升溫曲線基本一致。截面溫度由內(nèi)向外依次降低，但不是線性下降的，表明超高強混凝土的熱傳導率不隨溫度線性變化。對于含水率相對較高的普通混凝土，當溫度在100 ℃左右時，混凝土溫度會恒定[14]，這是由于水在相變成蒸汽的過程中，大部分熱量被水吸收了，所以混凝土溫度在此階段沒有升高。然而，對于超高強混凝土，這種恒溫現(xiàn)象在試驗中沒有觀察到，這可能是因為超高強混凝土的含水率很低。

2.3 時間-位移曲線

柱頂時間-位移曲線如圖7 所示?？梢钥吹剑邚婁摴芑炷林哪突饡r間位移曲線與普通鋼管混凝土柱相似，大致分為三個階段：位移上升階段(階段I)、位移穩(wěn)定階段(階段II)、位移下降階段(階段III)，如圖8 所示。在受火的早期階段(階段I)，由于鋼管的快速升溫與熱膨脹，柱頂產(chǎn)生了向上的位移，同時鋼管承受較大的外部荷載。柱頂向上位移的大小取決于荷載水平和截面尺寸。從圖中可以看到，荷載水平越高，向上位移越小。截面尺寸對向上位移的影響可歸因于從外管到內(nèi)管的溫度梯度；截面尺寸越大，溫度梯度就越高，因而混凝土的熱膨脹比外管小，導致外管的熱膨脹受到內(nèi)部混凝土的約束而減小。

當外鋼管溫度超過約600 ℃后(階段II)，外鋼管失去承載能力，其荷載由核心混凝土與內(nèi)部鋼管共同承擔。隨著受火時間的增長，核心混凝土和內(nèi)部鋼管繼續(xù)發(fā)生熱膨脹，但其承載能力也隨著溫度的升高而降低，因而會發(fā)生向下的壓縮變形，此階段由于熱膨脹與壓縮變形保持一致，因而柱頂可以維持穩(wěn)定發(fā)展。隨著溫度的進一步升高，混凝土與內(nèi)鋼管強度的降低，壓縮變形大于熱膨脹位移(階段III)，柱頂位移開始下降。當核心混凝土和內(nèi)部鋼管的承載力小于外部荷載后，柱頂位移急劇加大，直至柱子失效。

由上面的分析可以看到，階段II 的持續(xù)時間在一定程度上反映了柱子失效之前的安全儲備，可作為表征柱耐火性能的延性指標?？梢钥吹?，階段II 的持續(xù)時間取決于荷載水平、防火材料厚度和截面尺寸。荷載水平越低，核心混凝土和內(nèi)鋼管的承載力儲備越大，因此，在外管失去承載力后，需要較長的曝火時間來消耗儲備的承載力。防火涂料厚度的影響與柱截面尺寸相似，即影響了混凝土的溫度變化，從而影響混凝土的承載力儲備變化。防火涂料越厚，截面尺寸越大，階段II 的持續(xù)時間也越長。

此外，對于兩端鉸接的軸心受壓柱來說(CNS2和SHS2)，在較高的荷載比(0.626 和0.522)以及較薄的耐火涂料(8.2 mm 和9.2 mm)情況下，其耐火極限也能超過2 小時，反映了高強中空夾層鋼管混凝土柱較好的耐火性能。

3 高溫承載力與耐火極限計算方法

3.1 基于有限差分法的溫度場計算

火災作用下，熱量在火-柱界面以對流和輻射的方式傳遞到柱內(nèi)；而在柱內(nèi)，熱量以熱傳導的方式傳播?？紤]柱截面的對稱性，圓柱和方柱溫度場可分別基于一維和二維熱傳導方程求解：

式(1)采用極坐標軸建立，而式(2)建立在笛卡爾坐標系下。其中：λ、ρ、c分別為材料的熱傳導率、密度、比熱；T、t為溫度和時間。由于無法直接解方程式(1)和式(2)，本文基于有限差分法，對截面劃分單元，用纖維單元法求其近似解，具體過程可參考文獻[15]。需要指出的是，本文中超高強混凝土與高強鋼的熱工參數(shù)分別取自于KODUR 和KHALIQ[16]以及CHOI 等[17]的研究，而普通混凝土、高強混凝土、普通鋼的熱工參數(shù)分別取值于歐洲規(guī)范2[18]和歐洲規(guī)范3[13]。鋼與混凝土界面考慮空隙熱阻，其值為200 W/m·K[4]。

3.2 高溫穩(wěn)定計算長度

標準火災試驗中，柱僅中間受火，兩端不受火，故其高溫穩(wěn)定計算長度與常溫不一樣。高溫計算長度需考慮柱身不均勻溫度場的影響。本文中高強中空夾層鋼管混凝土柱的高溫計算長度參考了文獻[19]的方法，計算長度系數(shù)如圖9 所示，其中兩端固結(jié)柱的柱高取為3810 mm，而兩端鉸接柱考慮支座影響，其柱高取為4150 mm?？梢钥吹剑瑑啥算q接柱的屈曲計算長度基本不隨受火時間而改變，約等于其柱高；而兩端固結(jié)柱的屈曲計算長度隨受火時間的增大而減小。

3.3 高溫承載力與耐火極限

火災下鋼管混凝土軸心受壓柱的高溫屈曲承載力可參考其常溫同類構(gòu)件計算。此外，由于存在初始彎曲缺陷，也即初始彎矩，軸心受壓柱的高溫屈曲承載力也可按壓彎構(gòu)件計算。本文基于歐洲規(guī)范4[20]軸心軸壓構(gòu)件和壓彎構(gòu)件常溫承載力計算模型，運用材料高溫力學參數(shù)，計算本文中高強軸心受壓柱的高溫承載力(屈曲穩(wěn)定承載力和軸力-彎矩相關(guān)承載力)與耐火極限。計算時需將截面劃分單元，對不同單元賦予不同溫度下的材料屬性，考慮3.2 節(jié)所述高溫穩(wěn)定計算長度，運用纖維單元法(基于Matlab 平臺)可以求得柱高溫承載力，并與外部荷載比較得到柱的耐火極限。本文中超高強混凝土與高強鋼的高溫材性參考文獻[4]；而普通混凝土、高強混凝土以及普通鋼的高溫力學參數(shù)分別取值于歐洲規(guī)范2[18]和歐洲規(guī)范3[13]。本文中超高強混凝土(fc=170 MPa)和高強鋼(fy=825 MPa)的高溫應力-應變曲線如圖10 和圖11 所示。

高溫下鋼管混凝土柱的穩(wěn)定承載力計算如式(3)，其中：A和I分別為單元面積和慣性矩；f和E代表材料強度與彈性模量；下標θ 代表單元溫度，下標ao、ai、c 代表外鋼管、內(nèi)鋼管、混凝土；αfi為初始缺陷系數(shù)，取0.49[20]；lfi,eff為柱高溫計算長度；φa,θ和φc,θ為考慮熱應力的折減系數(shù)，分別對鋼和混凝土材料取1.0 和0.8。

3.3.1 按軸心受壓構(gòu)件計算

3.3.2 按壓彎構(gòu)件計算

求解壓彎構(gòu)件高溫屈曲承載力時需確定構(gòu)件截面的軸力-彎矩相關(guān)曲線，本文中采用曲線如圖12所示。曲線控制點A、B、C、D分別代表柱截面在壓彎作用下的四種典型應力分布，也即在高溫下，截面上受壓區(qū)混凝土達到峰值應力，受拉區(qū)混凝土強度忽略不計，受拉受壓區(qū)鋼管均達到屈服。參考歐洲規(guī)范4[21]，柱身初始缺陷(初始側(cè)向撓度)取值為L/150(L為柱高)?？刂泣cA、B、C、D處截面上軸力、彎矩承載力計算如下：

圖13 給出了試驗耐火極限與計算耐火極限的比較?？梢钥吹?，計算值與試驗值吻合較好，所有計算值與試驗值的比值均在20%范圍內(nèi)，且大部分計算值是偏于保守的(比值小于1)。此外，基于壓彎構(gòu)件計算的離散性要小于基于軸心受壓構(gòu)件計算的離散性。

控制點C反映構(gòu)件壓彎狀態(tài)下的應力分布，其中和軸位置與中心軸的距離等于控制點B處中和軸離中心軸的距離。截面上軸力大小等于受壓區(qū)混凝土承載力與2hn范圍內(nèi)內(nèi)外鋼管的承載力之和，由于2hn范圍內(nèi)內(nèi)外鋼管的承載力等于2hn范圍外受拉范圍內(nèi)混凝土的抗壓承載力，因而，截面上軸力就等于全截面混凝土的抗壓承載力，即：

火災下，由于柱身側(cè)向撓度不斷增大，柱二階彎矩也不斷增大。本文參考歐洲規(guī)范4[21]，柱二階彎矩由初始一階彎矩乘以式(9)中放大系數(shù)求得。

式中：Nfi,Ed為柱頂荷載；Nfi,cr為歐拉屈曲承載力，其計算時的彎曲剛度(EI)fi,eff由式(4)求得。β 為等效彎矩系數(shù)，對本文中的同向彎曲柱，取1.0。

3.4 試驗與計算結(jié)果的比較

圖14 給出了基于軸壓構(gòu)件計算得到的高溫屈曲承載力隨受火時間變化的曲線?？梢钥吹?，柱屈曲承載力隨受火時間的延長而降低，受涂料保護構(gòu)件的承載力比未保護構(gòu)件的承載力下降的慢；且運用高強鋼的構(gòu)件其承載力比運用普通鋼的構(gòu)件承載力下降的快，這是因為高強鋼在高溫下其力學性能下降的更快[4]。

3.5 與普通中空夾層鋼管混凝土柱耐火極限的比較

以柱CNS2 和SHS2 為例，通過變換混凝土或鋼管強度(見表1)，按壓彎構(gòu)件計算了中空夾層鋼管混凝土參數(shù)分析構(gòu)件的耐火極限。從圖16 可以看到，柱耐火極限隨鋼管強度的提高而降低，但隨混凝土強度非單調(diào)變化。當從普通混凝土(NSC)變化至高強混凝土(HSC)時，耐火極限降低，但當強度進一步提高至本文中使用的超高強混凝土(UHSC)時，耐火極限則提高，這主要是因為該超高強混凝土中添加了鋁土礦質(zhì)細骨料，因而具有更好的耐火性能[4]。

4 結(jié)論

通過對高強中空夾層鋼管混凝土柱的耐火試驗與參數(shù)分析，得到如下結(jié)論：

(1) 摻入體積比為0.1%的聚丙烯纖維，同時布置10 mm 排氣孔可以有效防止超高強混凝土在中空夾層柱內(nèi)的高溫爆裂；由于含水率較低，超高強混凝土在100 ℃左右時未發(fā)現(xiàn)吸熱現(xiàn)象。

(2) 高強中空夾層鋼管混凝土柱的受火時間-位移響應相似于普通鋼管混凝土柱，大致分為位移上升階段、位移穩(wěn)定階段、位移下降階段；其中位移穩(wěn)定階段反映了柱子失效之前的安全儲備，可作為表征柱耐火性能的延性指標；荷載比越低、耐火涂料越厚、截面尺寸越大，則位移穩(wěn)定階段的持續(xù)時間越長。

(3) 軸心受壓鋼管混凝土柱的高溫屈曲承載力以及耐火極限可以基于軸心受壓構(gòu)件或壓彎構(gòu)件計算，計算時可取柱身初始缺陷為柱身高度的1/150；耐火極限計算值與試驗值吻合較好，且基于壓彎構(gòu)件的計算值其離散性要小于基于軸壓構(gòu)件的對應值。

(4) 與應用普通鋼相比，應用高強鋼將降低中空夾層鋼管混凝土柱的耐火極限；與應用普通/高強混凝土相比，應用本文中使用的超高強混凝土可以提高該柱的耐火極限。