中空夾層圓鋼管超高強混凝土短柱火災后承載性能試驗研究

呂 曉，趙瑞麗，舒贛平，張 鑫，杜二峰，王文明

(1.山東建筑大學 土木工程學院，山東 濟南 250101；2.建筑結(jié)構(gòu)加固改造與地下空間工程教育部重點實驗室，山東 濟南 250101；3.東南大學 土木工程學院，江蘇 南京 211189)

作為一種鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)構(gòu)件，中空夾層圓鋼管混凝土與實心鋼管混凝土相比，在繼承了圓形實心鋼管混凝土構(gòu)件承載力高、延性好、施工方便、經(jīng)濟性好等特點外，中空夾層圓鋼管混凝土有其自身的優(yōu)越性：抗火性能好，截面開展，抗彎剛度大，重量輕等特點[1].為了充分發(fā)揮混凝土的受壓性能以及鋼管的套箍效應，考慮將兩個同心不同直徑的圓管之間灌入超高強混凝土，即變?yōu)橹锌諍A層圓鋼管超高強混凝土構(gòu)件.國內(nèi)外已有學者對常溫及火災下中空夾層鋼管混凝土柱進行了試驗研究和數(shù)值模擬.史艷莉等[2]對常溫下10個大空心率圓錐形中空夾層鋼管混凝土壓彎試件進行滯回性能試驗研究，結(jié)果表明：試件均具有較好的耗能能力，當空心率為從0.6增加到0.8，試件的黏滯阻尼系數(shù)平均提高15%.李佳奇等[3]采用ABAQUS對外包不銹鋼中空夾層鋼管混凝土柱耐火極限進行了有限元分析，發(fā)現(xiàn)該類構(gòu)件的耐火極限受截面直徑和荷載比的影響較大，并在此基礎上給出了外包不銹鋼中空夾層鋼管混凝土柱的抗火設計建議.Lü等[4]建立了火災下中空夾層鋼管混凝土柱計算模型，將計算結(jié)果與已有試驗結(jié)果進行了比較，并在此基礎上進行了參數(shù)分析.YAO等[5]建立了火災下中空夾層鋼管混凝土柱計算模型，利用計算模型對該類構(gòu)件的破壞機理進行了分析，并利用傳統(tǒng)的Rankine方法預測該類構(gòu)件的耐火極限.周緒紅等[6]以截面形式和空心率為主要參數(shù)研究中空夾層鋼管混凝土柱在扭矩作用下的滯回性能，開展了4個中空夾層鋼管混凝土柱試件在扭矩作用下的擬靜力試驗，研究發(fā)現(xiàn)往復扭矩作用下，圓形截面中空夾層鋼管混凝土柱的扭轉(zhuǎn)性能較方形截面中空夾層鋼管混凝土柱更優(yōu).

針對中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件火災作用后的力學性能方面，亦有不少學者開展了相關研究，劉曉等[7]進行了24個高溫后中空夾層鋼管混凝土壓彎柱力學性能試驗，對高溫后中空夾層鋼管混凝土壓彎柱工作機理和破壞模態(tài)進行分析.張玉琢等[8]為研究中空夾層方鋼管再生混凝土柱火災后剩余力學性能，運用有限元分析軟件ABAQUS建立了ISO834標準火災作用后中空夾層方鋼管再生混凝土柱的有限元模型，分析了混凝土強度、鋼材強度、計算長度、受火時間、空心率、混凝土取代率、偏心率等參數(shù)對構(gòu)件火災后剩余力學性能的影響.丁發(fā)興等[9]針對帶拉筋中空夾層鋼管混凝土純彎構(gòu)件受力性能開展了試驗研究，研究配置拉筋對試件極限彎矩、抗彎剛度和橫向變形系數(shù)的影響.

綜上所述，國內(nèi)外學者對普通中空夾層鋼管混凝土柱研究較多，而對中空夾層鋼管超高強混凝土柱火災后的受力性能的研究較少，且較少考慮火災后超高強混凝土損傷及超高強混凝土與鋼管壁的接觸效應.而對火災后中空夾層圓鋼管超高強混凝土柱受力性能研究可以為其后續(xù)的鑒定、加固提供理論依據(jù)和技術(shù)支持，同時，掌握軸壓受力性能的一般規(guī)律是研究它在復雜受力狀態(tài)下工作性能的基礎，也為此類長柱、偏心受壓柱火災后的受力性能分析提供理論依據(jù).因此，開展了4個火災后中空夾層圓鋼管超高強混凝土短柱軸壓試驗，以期完善此類構(gòu)件火災后力學性能理論研究.

1 試件制作及試驗過程

1.1 試驗概況

火災后短柱軸壓試驗是在新加坡國立大學XIONG M X博士[10]開展長柱耐火極限試驗結(jié)束后進行的，對該批試件進行截斷，留取端部受火部分.長柱試件按ISO 834標準升溫曲線進行升溫，鋼材屈服強度、混凝土抗壓強度、受火時間、防火保護層厚度等如表1所示.超高強混凝土混合集料由膠凝材料高效減水劑和最大粒徑小于4.75 mm的鋁礬土集料混合而成，混凝土圓柱體抗壓強度達到165 MPa，內(nèi)、外鋼管均使用S355鋼材.

表1 長柱試件耐火極限試驗相關參數(shù)[10]

為了準確地研究火災后鋼管超高強混凝土的軸壓力學性能，所截取的試件長度必須恰當——過長的試件將出現(xiàn)彎曲變形，試驗測得的抗力不能代表真實的抗壓強度；試件過短，端部效應的影響不能忽略.一般情況下，短柱的縱向長度取3～3.5倍直徑或邊長，本試驗沿用相關文獻中的建議，短柱試件的縱向長度取3倍直徑或邊長[11].

1.2 試件設計及試驗布置

將耐火極限試驗結(jié)束后自然冷卻的中空夾層圓鋼管超高強混凝土受壓試件進行切割形成短柱，短柱切割、后期加工如圖1(a)～(b)所示.短柱的幾何尺寸及相關參數(shù)如表2所示.端板幾何尺寸為400 mm×400 mm×20 mm，端板與短柱試件外鋼管的焊接采用坡口焊，為了減小火焰切割及焊接熱量的輸入造成試件端部鋼管及內(nèi)部高強混凝土的再次損傷對試件承載力的不利影響，有研究者采用在試件上、下端部設置一定厚度的夾具以增強試件端部的承壓能力[12]，也有研究者采用加大端板厚度的方法[13]，試驗采取在端部焊接加勁肋來減小高熱量輸入帶來的再次損傷對試件端部的承載能力的不利影響.為了較準確地測量試件的縱向、橫向變形，對于單個試件在1/4、3/4高度處X、Y向單側(cè)設置縱向應變片(Z：縱向)；在1/2高度處每隔90度設置縱向應變片；在1/2高度處X、Y向單側(cè)設置環(huán)向應變片(H：環(huán)向)，共計10個應變片.同時，試件頂端、底端分別對稱設置2個豎向位移計，在1/2高度處設置1個橫向位移計.應變片、位移計布置如圖1(c)所示.

表2 火災后軸壓短柱試件相關參數(shù)

1.3 加載裝置及加載制度

軸壓試驗在東南大學土木工程學院實驗中心1 500 t壓剪試驗機上進行，為保證試件處于軸心受壓，并且確定應變片、位移計等是否正常工作，每次正式試驗前對試件施加1 000 kN進行預壓，以觀察加載系統(tǒng)和各測點工作的可靠性，此過程加載時間為1.5 min，持荷2 min，數(shù)據(jù)穩(wěn)定后卸載.重新平衡數(shù)據(jù)采集儀器DH3816所有數(shù)據(jù)并正式加載，前期每級荷載約為試件預計承載力的1/12，加載時間為1.5 min，持荷2 min，當加載至預計承載力的90%時，降低加載速度，每級荷載約為試件預計承載力的1/20，加載及持荷時間保持不變.應變數(shù)據(jù)由靜態(tài)應變采集系統(tǒng)DH3816記錄，荷載值由MTS數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)采集，并同步記錄試件的縱向位移，接近破壞時慢速連續(xù)加載，直至試件軸向壓縮率超過5%、鋼管出現(xiàn)皺曲，終止試驗.

2 試驗結(jié)果及分析

試件荷載-應變曲線、所有試件荷載-位移曲線，典型試件荷載-位移曲線、整體破壞形態(tài)、內(nèi)部混凝土與內(nèi)鋼管破壞模式分別如圖2～圖6所示.

試件LDC-2-1X、LDC-2-3S、LDC-2-3X布置的所有應變片均正常采集數(shù)據(jù)，試件LDC-2-2X只有Z-5和H-8應變片正常采集數(shù)據(jù)，試件加載過程中荷載-應變(N-ε)曲線如圖2(a)～(d)所示.由圖2(a)～(d)中空夾層圓試件的N-ε曲線可以看出，試件達到極限承載力后仍然有較高繼續(xù)承受荷載的能力和良好的延性性能，試件承載能力在達到極限承載力后均沒有迅速降低(有較長的延性平臺)，這是因為，試件達到極限承載力后內(nèi)部、外部鋼管對混凝土的支撐、套箍約束作用更加明顯，使得鋼管超高強混凝土柱試件繼續(xù)保持整體受力、協(xié)同工作.

4個受火后試件N-Δ曲線如圖3所示.比較得出，隨著試件經(jīng)歷最高溫度的增大，試件極限承載力減小，彈性段縮短，彈性模量亦隨之降低.

以LDC-2-1X作為受力性能典型試件進行分析，N-Δ曲線如圖4所示.可以看出，當軸向荷載較小時，軸向變形較小，N-Δ關系基本呈線性.當施加荷載達到試件極限荷載的75%～85%時，端部的位移變化逐漸加劇，現(xiàn)將N-Δ曲線彈性階段結(jié)束點對應的荷載定義為試件的屈服荷載.試件在所施加的荷載達到屈服荷載后，仍然有較高的承載能力，隨著軸向變形的增加，其承載能力也在逐漸增加，并且趨于平緩，表現(xiàn)出較好的延性性能，因此，可以將試件受力過程分為四個階段：(1)OA段，彈性階段，鋼管與夾層混凝土共同受力，試件全截面受壓且整體處于彈性階段，位移隨著荷載的增大而增大，近似線性關系；(2)AB段，彈塑性階段，隨著荷載增加，超過A點之后，位移與荷載不再成正比，而是漸漸加大，荷載-位移成曲線關系，一直到B點；(3)BC段，塑性階段，荷載超過B點后，位移的增加需要荷載的增加，但相對地說荷載增加很小而位移增加很大，直到最高點C，近似于屈服平臺；(4)荷載超過C點后的下降階段，隨著位移的增加，荷載逐漸減小.

由圖5可以看出，試件達到破壞狀態(tài)時表現(xiàn)為鋼管局部鼓曲，鼓曲數(shù)目為2～3個.試件作用荷載分級施加，當荷載增大到極限承載力80%左右時，伴隨內(nèi)部混凝土局部壓碎的聲音及外部氧化層脫落，鋼管壁出現(xiàn)剪切滑移線，數(shù)量隨著荷載的增加而逐漸增多，最早在某一不利位置，例如靠近端部有邊緣效應影響處，或內(nèi)部混凝土因受火災作用而存在缺陷處將首先發(fā)生局部鼓曲.試驗中最早出現(xiàn)的局部鼓曲大部分位于試件靠近上端板或下端板處，該處局部鼓曲的發(fā)展一般較慢，在試件兩端發(fā)生局部鼓曲后，隨著荷載的增大，試件的中部也會出現(xiàn)鼓曲，該鼓曲發(fā)展較為緩慢，直至試件破壞.

剝離試件部分外鋼管后，可見試件上、下兩端鋼管鼓曲處超高強混凝土碎裂較為嚴重，中間鼓曲位置也存在混凝土的局部碎裂，但混凝土仍保持較好的完整性，此外，由內(nèi)圓管屈曲形態(tài)看出，試件存在明顯的剪切破壞現(xiàn)象，如圖6所示.同時，內(nèi)套圓管有兩處局部凹曲，凹曲位置與混凝土的碎裂位置基本一致，這與文獻[3,14]中內(nèi)套圓管的變形形態(tài)不同，上述兩文獻中內(nèi)套圓管均未發(fā)現(xiàn)局部屈曲變形.試驗表明，試件外層鋼管每一處鼓曲均是由于內(nèi)部混凝土的膨脹引起了外鋼管局部屈曲所致，外層混凝土碎裂且有很大的擠壓流動變形.

3 有限元模型分析

3.1 材料本構(gòu)關系

火災溫度對鋼材材料性能的影響較大，但冷卻后鋼材的強度、彈性模量等物理性能又有很大程度的恢復，因此，在試驗結(jié)果的基礎上確定經(jīng)歷火災自然冷卻后的鋼材材料本構(gòu)關系采用雙折線模型[11]，如下式.

(1)

fy(T)=fy(1.01-4×10-4T+10-6T2-10-9T3),

20 ℃≤T≤1 000 ℃

(2)

式中：T為鋼材經(jīng)歷的最高溫度(℃)；fy(T)為經(jīng)歷最高溫度T并自然冷卻后鋼材屈服強度；Es(T)為經(jīng)歷最高溫度T并自然冷卻后鋼材彈性模量；E＇s(T)為經(jīng)歷最高溫度T并自然冷卻后鋼材強化階段彈性模量；εy(T)為經(jīng)歷最高溫度T并自然冷卻后鋼材屈服應變.

式(2)由鋼材火災后材性試驗并進行公式擬合得到，鋼材在彈性階段的彈性模量取Es(T)=Es=2.06×105MPa，強化階段E＇s(T)=0.01Es(T)，εy(T)=fy(T)/Es(T).

火災后夾層超高強混凝土發(fā)生不可逆的化學變化，材料力學性能大幅衰減且基本無法恢復.考慮溫度作用的影響，混凝土σ-ε關系基本形式采用按常溫形式選取，利用文獻[11]推薦的方法，對表達式中的參數(shù)σ0(T)和ε0(T)進行修正，如下式.

(3)

fcr(T)=(0.763 7-2×10-5T-10-6T2)×fc, 20 ℃≤T≤800 ℃；

εcr(T)=(0.886 3+3.2×10-3T-3×10-6T2)(1 300+12.5fc) 20 ℃≤T≤800 ℃.

式中：σ0(T)為經(jīng)歷最高溫度T并自然冷卻后考慮套箍約束效應的超高強混凝土峰值應力；ε0(T)為經(jīng)歷最高溫度T并自然冷卻后考慮套箍約束效應的超高強混凝土峰值應變；ξT為經(jīng)歷最高溫度T并自然冷卻后套箍約束系數(shù)；fcr(T)為經(jīng)歷最高溫度T并自然冷卻后超高強混凝土剩余強度標準值；εcr(T)為經(jīng)歷最高溫度T并自然冷卻后超高強混凝土峰值應變；

3.2 數(shù)值模型

采用通用有限元軟件ABAQUS進行建模計算，建立模型時，賦予試件各個組成部件不同的屬性，端板設置為剛體，鋼管、加勁肋采用四節(jié)點減縮積分殼單元(S4R)，夾層高強混凝土采用八節(jié)點減縮積分三維實體單元(C3D8R)，高強混凝土與內(nèi)、外鋼管接觸界面法線方向采用“硬”接觸，切線方向采用“罰”接觸，摩擦系數(shù)為0.3[15].通過網(wǎng)格尺寸敏感性分析確定最終的網(wǎng)格劃分方法，既保證了計算結(jié)果的精確性又兼顧計算效率[16].試件網(wǎng)格劃分如圖7所示.計算過程中，鋼材采用等向彈塑性模型，滿足Von Mises屈服準則，并采用相關流動法則和用于單調(diào)荷載作用下的等向強化法則[17-18].混凝土模型中塑性勢能方程和屈服面方程的基本參數(shù)的取值：膨脹角為30，流動偏心率為0.1，雙軸等壓屈服強度與單軸抗壓強度比值為1.6，拉壓子午線上第二應力不變量比值為2/3.試件有限元模型計算破壞模式與試驗對比如圖8所示.試件N-Δ曲線計算結(jié)果與試驗值對比如圖9所示.

圖9(a)～(d)為試件N-Δ曲線試驗值與計算值對比，可以看出，火災后試驗試件承載力超過屈服荷載后均出現(xiàn)較長的“類屈服平臺”(位移顯著增加而荷載變化很小)，以LDC-2-3X為例，試件屈服后，承載力隨軸向變形的增加而略有提高，塑性硬化現(xiàn)象顯著，這說明雖然試件經(jīng)歷前期火災作用，且夾層混凝土的力學性能基本無法恢復，但內(nèi)外鋼管對夾層混凝土的套箍約束作用明顯，使得三者繼續(xù)協(xié)同工作，共同承擔外荷載，試件整體延性性能得到充分發(fā)揮，計算曲線較好地模擬了這一特點，與試驗曲線吻合較好，證明文中采用的有限元模型及材料本構(gòu)關系是合理的，利用有限元模型對火災后該類試件的受力機理進行分析，能得到較為準確的計算結(jié)果.

4 結(jié)論

(1)通過對試件N-Δ曲線和整體破壞模式分析得到，火災后中空夾層超高強混凝土軸壓試件仍有較高的承載能力及延性性能，通過火災后鋼管超高強混凝土柱N-Δ曲線可以看出其極限承載力降低，而相應的變形增大，另外，曲線的彈性段逐漸縮短、彈塑性段逐漸增長、下降段出現(xiàn)滯后；

(2)分析了火災后鋼管超高強混凝土短柱試件在軸向壓力作用下的工作機理和破壞形態(tài)，鋼管超高強混凝土短柱試件火災后軸壓破壞形態(tài)以對稱鼓曲破壞為主，同時也出現(xiàn)了剪切破壞的現(xiàn)象，這種現(xiàn)象是由軸壓試驗前試件內(nèi)部超高強混凝土已經(jīng)在耐火極限試驗中出現(xiàn)不可恢復的損傷導致；

(3)由火災后鋼管超高強混凝土內(nèi)部混凝土的破壞模式、裂縫分布情況可以看出，火災后鋼管超高強混凝土內(nèi)部混凝土以局部壓碎為主，壓碎位置與外部鋼管的鼓曲位置吻合；

(4)對火災后鋼材及超高強混凝土材料本構(gòu)關系進行修正，修正后的有限元模型計算與試驗得到的N-Δ曲線吻合較好，有限元模型可以應用于火災后該類試件的受力機理分析.