火災下鋼管混凝土梁落錘沖擊試驗研究

任曉虎，霍靜思，陳柏生

(1.湖南大學 建筑安全與節能教育部重點實驗室，長沙 410082;2.浙江省建筑設計研究院，杭州 310000)

近年來，我國建筑火災事故頻繁發生，火災導致結構承載力降低，造成了相當數量火災倒塌事故;且一些重要建筑同時面臨火災和爆炸、撞擊等極端災害的威脅。因此，需考慮建筑結構的火災(高溫)下抗沖擊和抗倒塌設計，以提高結構火災(高溫)下整體性和抗倒塌能力。然而，國內外對建筑結構在沖擊荷載作用下的抗沖擊性能的研究，大多數僅限于常溫情況。研究結構火災下的抗沖擊性能，可為增強結構火災下抗沖擊性能和抗倒塌能力提供依據。

國內外的學者進行了大量的混凝土和鋼材在爆炸和沖擊荷載作用下的力學性能研究[1－4]，但是對鋼管混凝土在爆炸和沖擊作用下的力學性能研究相對較少。陳肇元等[5]利用快速加載實驗機進行了鋼管混凝土動態試驗，Prichard和 Perry[6]用落錘試驗機進行了鋼管約束混凝土的沖擊試驗，Xiao等[7]利用SHPB裝置進行了鋼管混凝土及約束鋼管混凝土的沖擊試驗研究，Huo等[8]利用落錘試驗機對鋼管混凝土短柱的沖擊性能進行了試驗研究，Bambach等[9]對三種不同尺寸固支的空心截面方鋼管梁和方鋼管混凝土梁在跨中受低速橫向沖擊力作用下的抗沖擊性能進行了試驗和分析。上述文獻試驗結果表明，鋼管混凝土在常溫下具有良好的抗沖擊性能。鄭秋等[10]利用SHPB裝置對最高溫度為400℃采用小粒徑骨料直徑為32 mm的鋼管混凝土的沖擊性能進行了試驗研究，試驗結果表明，高溫下鋼管混凝土同樣具有良好的抗沖擊性能。同時，由于組成鋼管混凝土的鋼管和核心混凝土之間相互貢獻、協同互補、共同工作，使之具有更好的耐火性能[11]。因此，鋼管混凝土也必將具有較好的火災(高溫)下抗沖擊和抗倒塌的力學性能。本文采用落錘沖擊試驗機進行了火災作用下鋼管混凝土梁抗沖擊性能試驗研究，可為進行合理的鋼管混凝土結構在火災(高溫)下抗沖擊和抗倒塌評估與設計，并為設計合理的抗倒塌結構體系提供有價值的參考。

1 試驗概況

1.1 試驗設計

共進行了4根鋼管混凝土梁落錘沖擊力學性能試驗，試驗參數包括受火時間和沖擊能量。通過調整落錘沖擊高度和落錘質量得到不同的沖擊能量。表1給出了構件設計的詳細數據，其中，L為構件長度，D為構件的外直徑，ts為構件的壁厚，Nud為極限沖擊承載力，即3.3小節中沖擊力時程曲線中第一個峰值和谷底的平均值，試驗測得沖擊能量E1是由公式mv2/2(m為落錘質量，v為試驗中實際測得的速度)計算得到，計算所得沖擊能量E2則是通過3.4小節中計算沖擊力與壓縮變形關系曲線所包圍的面積得到。構件采用Q235壁厚為4 mm無縫鋼管和C40混凝土加工制作而成，水泥采用長沙新星水泥廠生產的425#普通硅酸鹽水泥，砂為河砂(中砂)，石子為碎石，粒徑為5～20 mm，配合比為:水泥:水:砂:石子 =1∶0.41∶1.17∶2.73。根據文獻[12－13]對混凝土和鋼材進行材性試驗，試驗測得混凝土28天立方體抗壓強度為45.65 MPa，彈性模量為3.21×104MPa，試驗時混凝土立方體抗壓強度為59.89 MPa。鋼材的屈服強度為330 MPa，彈性模量為2.09 ×105MPa。

表1 鋼管混凝土梁構件一覽表Tab.1 Summary of CFT beams

1.2 試驗裝置

常溫下鋼管混凝土梁抗沖擊試驗是在湖南大學高性能落錘沖擊試驗機上完成的，如圖1所示。高性能落錘試驗機由落錘提升和控制系統、錘體、觸發裝置和夾支鉸支座以及電阻式位移計等組成，通過電阻式位移計可以測得鋼管混凝土梁構件在落錘沖擊過程中的彎曲變形。火災下鋼管混凝土梁抗沖擊試驗則在圖1所示落錘試驗機基礎上，同時配備自行設計的加熱爐完成的，如圖2所示。高溫加熱裝置由液化燃燒控制器、火焰噴槍、試驗爐和熱電偶等組成。考慮到夾支鉸支座的影響，高溫試驗爐只能對鋼管混凝土梁2.5 m長度內對其加熱高溫。因此，試驗爐的爐膛的設計尺寸為3150×440×660 mm，其爐膛采用厚度為50 mm的耐火棉圍成，為了方便向爐膛內噴火，在高溫試驗爐的一側設置了2個噴火口以向爐內噴火。

圖1 常溫落錘試驗裝置Fig.1 Drop-weight impact test setup at ambient temperature

圖2 火災下落錘試驗裝置Fig.2 Drop-weight impact test setup under fire

1.3 試驗方法與試驗現象

落錘沖擊試驗分兩個階段進行，即第一階段的加熱升溫試驗和第二階段的落錘沖擊試驗。試驗時，首先對圖1或圖2所示的試驗裝置進行裝配，把錘體提高到表1給出的高度，隨后對鋼管混凝土梁構件按照液化燃燒器最大的升溫功率進行升溫到如表1所示時間后，立刻釋放落錘對火災作用下的鋼管混凝土梁進行沖擊。考慮試驗裝置限制和試驗安全，在對試件進行升溫時未對試件施加軸力。

圖3給出了鋼管混凝土梁按照液化燃燒器最大的升溫功率進行升溫時所得到的爐膛溫度曲線。可見，各個構件升溫時爐膛內的溫度－時間曲線存在一定的差距，主要是由于現有燃燒器噴嘴數有限，加熱能力不足，以及各個構件混凝土的含水量的差異造成的。在高溫加熱過程中，可以觀察到構件端部溢出水珠而后逐漸發展成水蒸汽的變化情況。構件在受火10分鐘左右時有少量水珠逸出，而后水珠逸出逐漸變大，受火30分鐘左右時水珠減小，同時可以看到成股蒸汽流從鋼管和混凝土空隙中呈噴射狀氣流噴出，此后水珠消失，同時噴射狀汽流持續一段時間后慢慢減弱成逸出形式，最后水蒸汽慢慢消失。當高溫加熱結束，打開爐膛后，鋼管混凝土梁的鋼管成紅色并迅速氧化發生起皮現象。

圖4所示為構件CB93打開爐膛后在落錘沖擊荷載作用后的情景。

圖3 試驗實測升溫曲線Fig.3 Measured temperature versus time relations

圖4 試件CB93沖擊試驗后的情景Fig.4 Specimen SB93 after impact loading

2 試驗結果與分析

2.1 溫差場測試與模擬

圖5給出了試驗測試的構件CB66、CB63和CB93跨中截面核心混凝土和鋼管表面試驗溫度(T)－時間(t)曲線。

通過試驗實測溫度(T)－時間(t)曲線可以看出，鋼管表面溫度的升溫總體上與爐膛溫度的升溫步調一致，但是兩者溫度相差比較大，同時核心混凝土的溫度變化相對爐膛的溫度變化明顯滯后。從核心混凝土測點的溫度(T)－時間(t)曲線可以看到，曲線均有一個溫度變化接近平臺的緩慢變化過程，且平臺時間較長，這是由于構件尺寸較大，含水量較多。

采用文獻[14]提出的ABAQUS有限元模型對鋼管混凝土梁進行了溫度場的模擬，模擬結果與試驗結果的對比情況如圖5所示，數值模擬的鋼管表面溫度曲線與實際測得的結果符合良好，核心混凝土的數值模擬結果與試驗結果有一定的差異，主要原因有可能是:爐膛尺寸較大，液化燃燒器的噴嘴數不多，加熱能力有限。從圖5可見，核心混凝土溫度較低，混凝土強度損傷較低，鋼管由于遭受較高的溫度，其強度損傷程度明顯。因此，可通過比較鋼管表面溫度考察受火程度對鋼管混凝土抗沖擊性能的影響。

圖5 鋼管混凝土梁溫度場試驗與模擬結果Fig.5 Measured and predicted temperature vs.time relations

2.2 構件的破壞模態

圖6 給出了火災下鋼管混凝土梁落錘沖擊試驗后的破壞和變形情況。可見，常溫和火災下鋼管混凝土梁在沖擊荷載作用下都發生了顯著的撓曲變形。在本文試驗參數范圍內，鋼管混凝土梁在沖擊荷載作用下仍然能夠保持良好的完整性。

如圖6所示，隨著受火時間的延長，在相同的沖擊能量下構件彎曲程度(見表1)和塑性區域變大(其塑性區域的范圍和大致長度已經在圖6中標出);同時，在相同的受火時間下，在一定的沖擊能量范圍內，隨著沖擊能量的增大構件的彎曲程度明顯增大，升溫60分鐘的構件(CB63)在沖擊能量為17 kJ作用下仍能保持很好的完整性，但是在沖擊能量為36 kJ作用下構件(CB66)發生脆性斷裂，其塑性區域明顯的要比沖擊能量為17 kJ的要小。由于在動態沖擊荷載作用下，鋼材和混凝土均有變脆的傾向，即塑性變形能力變差，沖擊韌性降低，過大的沖擊能量使得鋼管混凝土的破壞模態從塑性破壞轉變為脆性破壞，如構件CB66。為進一步了解鋼管混凝土梁的破壞模態，試驗后選取了除構件CB66外的構件割開鋼管以觀察內部混凝土的破壞情況，構件CB06給出的是核心混凝土受壓區的破壞情況構件CB63、CB93給出的是核心混凝土受拉區的破壞情況，見圖7。

圖6 落錘沖擊試驗后鋼管混凝土梁破壞形態Fig.6 Failure modes of CFT beams after impact loading

圖7 鋼管混凝土試件鋼管剝開后混凝土的破壞情況Fig.7 Failure modes of concrete core of CFT beams

2.3 沖擊力時程曲線

圖8 和圖9給出了鋼管混凝土梁沖擊力時程曲線的比較情況。可見，沖擊力時程曲線出現有多個波峰，一般在第二個波峰時其沖擊力數值達到最大。這可能與構件在受落錘沖擊時產生的振動有關，也可能與應力波在錘頭中的傳遞過程有關，因為沖擊力是通過貼錘頭頸部的應變片測到的。從脈沖形式看，常溫和火災下鋼管混凝土梁均近似于三角脈沖。

圖8 相同的沖擊能量下受火時間對沖擊力的影響Fig.8 Effect of fire duration time on impact forces of CFT beams under same impact

圖9 相同的受火時間下沖擊能量對沖擊力的影響Fig.9 Effect of impact energy on impact forces of CFT beams under with same fire duration time

如圖8所示，在相同的沖擊能量下，隨構件受火時間的延長，構件的剛度和強度降低，極限強度明顯的減小，沖擊力作用的時間明顯延長，這是由于鋼材和混凝土材性隨溫度的升高明顯劣化。在相同的沖擊能量下，隨受火時間的延長構件經歷了更大的變形。如圖9所示，在相同的受火時間下，隨沖擊能量的增大，構件極限荷載有所增大，但是增加不是很顯著，而且沖擊力作用的時間相差不大。

圖8和圖9所示試驗結果可見，雖然由于鋼管遭受明顯的高溫強度損傷，與常溫下情況相比較，但高溫下鋼管混凝土仍具有良好的抗沖擊性能。

2.4 沖擊力－撓度變形關系曲線

圖10給出了鋼管混凝土梁沖擊力－撓度變形關系曲線。可見，初始時沖擊力隨著變形的增加幾乎成線性增加，當構件進入卸載階段的時候，常溫下鋼管混凝土梁構件的彈性變形有所恢復，但是對于火災作用下鋼管混凝土梁無明顯的恢復現象。由于構件CB66在沖擊荷載作用下發生了脆性斷裂，位移為無窮大，因此，圖10(a)并未給出其沖擊力－壓縮撓度變形關系曲線。

從圖10(b)可以看出，在相同的沖擊能量下，隨受火時間的延長，沖擊力－撓度曲線上升段的剛度減小，即鋼管混凝土梁構件的初始剛度隨受火時間的延長而減小，這是由于鋼材和核心混凝土在高溫下強度和彈性模量劣化造成的。同時，構件的彎曲變形隨受火時間的延長而變大，具體數值見表1。

2.5 試驗參數影響分析

圖11給出了鋼管混凝土梁的極限沖擊承載力與受火時間和沖擊能量的關系，極限承載力的具體數值見表1。可見，鋼管混凝土梁的極限承載力隨受火時間的延長而顯著減小。在沖擊能量37 kJ作用下，升溫60分鐘構件承載力是常溫構件的69%，在沖擊能量17 kJ作用下，升溫90分鐘構件的最大沖擊力是升溫60分鐘構件的59%;在相同的受火時間下，構件的極限沖擊承載力隨著沖擊能量的減小而減小，但是減小的幅度不是很大。

圖12給出了鋼管混凝土梁的殘余撓度δu與沖擊能量之間的關系，由于構件CB66落錘沖擊后發生斷裂，故未給出構件的殘余變形。可見，隨著沖擊能量的增大，構件的彎曲變形明顯的增大;在相同的沖擊能量17kJ作用下，構件的彎曲變形和塑性區域范圍隨受火時間的延長顯著增大，構件CB93的彎曲變形是CB63的1.23 倍。

圖10 沖擊力－撓度變形關系曲線的比較Fig.10 Comparisons of impact force-deflection relations

圖11 受火時間對構件極限承載力的影響Fig.11 Effect of fire duration time on ultimate strength

表2 不同受火時間的構件動態承載力增大系數DIFTab.2 Dynamic strength increase factors(DIF)of CFT beams with different fire duration time

圖12 沖擊能量對構件殘余撓度的影響Fig.12 Effect of impact on residual deflection

3 動態增大系數DIF討論

通常用動態增大系數(DIF)，即動態承載力與準靜態承載力之比，來描述材料強度隨應變率增大而提高的現象。通過Huo[14]給出的有限元模型計算了火災下鋼管混凝土梁靜力極限承載能力，其梁靜力極限承載能力見表1。表2給出了不同受火時間下鋼管混凝土梁的動態增大系數DIF，從表2可以發現鋼管混凝土梁的動態增大系數(DIF)均小于1.3，常溫下構件的動態增大系數(DIF)要大于高溫下構件文獻[15]給出的高溫下鋼管混凝土短柱在沖擊荷載作用下的動力增大系數(DIF)，其數值均大于1.4。可見鋼管混凝土短柱在沖擊荷載作用下動態增大系數明顯大于受彎構件，可能主要是因為:①鋼管混凝土梁在沖擊荷載作用下只在一定區域內發生塑性變形，即耗能區段比較小(見圖6);②鋼管混凝土梁在沖擊荷載作用下，核心混凝土存在受拉區，受拉混凝土其動態效應明顯的要小于受壓混凝土。從表2可以看出，鋼管混凝土在橫向沖擊荷載作用下，動態沖擊承載能力提高幅度不大，說明鋼管混凝土受彎構件在橫向沖擊荷載作用下動態應變率效應不敏感，但是由于鋼管的有效約束作用使得高溫下鋼管混凝土梁仍具有良好的橫向抗沖擊性能。

需要說明的是，鋼管混凝土主要作為壓彎構件廣泛應用在高層和超高層建筑結構中，但由于試驗裝置的限制，本文僅對火災作用下鋼管混凝土進行了跨中橫向沖擊荷載作用下的抗彎沖擊試驗。從構件和核心混凝土的破壞模態可以看出(見2.2小節)，鋼管混凝土梁在橫向集中沖擊荷載作用下具有良好的抗沖擊性能。可以預見，當鋼管混凝土梁作為壓彎構件時，會具有更好的橫向抗沖擊能力。

4 結論

通過對火災下鋼管混凝土梁落錘沖擊試驗研究，在本文試驗參數范圍內，可得到如下結論:

(1)常溫和火災下鋼管混凝土梁在沖擊荷載作用下都發生顯著的彎曲變形，鋼管混凝土梁通過彎曲變形耗散了大部分沖擊能量。在一定的沖擊能量下，常溫和火災下的鋼管混凝土梁在沖擊荷載作用下仍然能夠保持良好的完整性。

(2)鋼管混凝土梁的彎曲變形程度和塑性區域大小隨著受火時間的延長而增大，隨著沖擊能量增大而減小。但是當超過某一臨界沖擊能量時，鋼管混凝土梁就發生了脆性斷裂。

(3)鋼管混凝土梁的極限承載力隨著沖擊能量的增大而增大，隨受火時間的延長而減小;同時，從鋼管混凝土梁的沖擊力－撓度變形關系曲線可以看出，隨著受火時間的延長，荷載與位移曲線上升段的斜率減小，即鋼管混凝土梁的抗彎剛度隨受火時間的延長而減小。

(4)在沖擊荷載作用下，常溫和高溫下鋼管混凝土梁的動態承載力增大系數(DIF)明顯的要小于鋼管混凝土短柱構件。從構件和核心混凝土的破壞模態可以看出(見2.2小節)，鋼管混凝土梁在橫向集中沖擊荷載作用下具有良好的抗沖擊性能。可以預見，當鋼管混凝土作為壓彎構件時會具有更好的橫向抗沖擊能力。

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