約束高強度Q460鋼柱抗火性能試驗

王衛永，葛 勇

（1.重慶大學土木工程學院，400045重慶；2.山地城鎮建設與新技術教育部重點試驗室（重慶大學），400045重慶）

約束高強度Q460鋼柱抗火性能試驗

王衛永1，2，葛 勇1

（1.重慶大學土木工程學院，400045重慶；2.山地城鎮建設與新技術教育部重點試驗室（重慶大學），400045重慶）

為獲得高強度Q460鋼柱的抗火性能，采用火災試驗爐對4個約束Q460鋼柱進行抗火性能試驗，試驗采用恒載升溫模式和ISO-834標準升溫曲線，考慮了兩個約束剛度和兩個荷載比，測量了鋼柱受火過程中的溫度、軸向位移和跨中撓度，并得到了約束Q460鋼柱的屈曲溫度和破壞溫度，采用約束鋼柱的軸力放大系數方法計算了試件的破壞溫度并和試驗結果進行對比.研究表明：軸向約束剛度和荷載比對Q460鋼柱的抗火性能影響較大，相同荷載比下軸向約束剛度大的鋼柱破壞溫度低，相同約束剛度下荷載比大的鋼柱破壞溫度低；軸力放大系數方法可以確定約束高強度Q460鋼柱的臨界溫度.

高強度Q460鋼；柱；軸向約束；轉動約束；臨界溫度

高強度鋼材強度高、塑性和韌性好，在建筑結構中得到廣泛應用.高強鋼和普通鋼類似，在高溫下強度和剛度明顯下降，研究表明，相同溫度下高強鋼的強度和剛度的降低程度比普通鋼稍低［1］，從而高強鋼結構的耐火性能與普通鋼結構不盡相同.

國外開展約束鋼柱抗火研究較早，主要研究了彈性約束對普通鋼柱抗火性能的影響［2－4］，研究發現，軸向約束降低鋼柱的臨界溫度.近年來，國內也開展了約束鋼柱的抗火研究［5－7］，研究表明，如果考慮鋼柱的屈曲后性能，軸向約束對臨界溫度的影響不明顯.

目前關于高強鋼結構的抗火研究還不多，文獻［8］試驗發現高強度鋼和普通鋼的彈性模量和屈服強度折減系數在22～540℃非常相似，當溫度超過540℃后兩者差別較大；文獻［9］對高溫下高強度箱形和H形鋼柱的受力性能進行有限元分析，結果表明，采用美國和歐洲規范計算得出的高強度鋼柱的承載力結果偏于保守；文獻［10］引入了文獻［9］對高強度鋼（BISPLATE 80）高溫下的力學性能參數，推導了高強度鋼軸心受力構件在高溫下的臨界應力，得到了整體穩定系數與臨界溫度；文獻［11］采用試驗測量了高強度Q460鋼的高溫力學性能并分析了高強度Q460鋼柱高溫下的受力性能，研究發現普通鋼柱的穩定系數和臨界溫度與高強度Q460鋼柱差異很大.以上研究都是基于高強鋼獨立構件開展的研究，尚未發現約束高強度鋼柱抗火性能的研究.

采用火災試驗爐對4個軸向和轉動約束高強度Q460鋼柱進行受火性能試驗研究，測量了鋼柱在不同約束剛度和不同荷載比下的受火反應，得到了鋼柱的臨界溫度和耐火極限，并采用試驗數據對約束鋼柱臨界溫度計算的放大荷載系數法進行驗證，研究成果可為分析高強度Q460鋼柱的抗火性能提供參考，并可為有限元及理論模型的驗證提供基礎數據.

1 試驗概況

試驗在大型火災試驗爐上完成，空氣溫度采用ISO-834標準升溫曲線，考慮了2個荷載比和2個軸向和轉動約束剛度，共測試了4個軸向和轉動約束高強度Q460鋼柱的耐火性能.

1.1 試件設計

試件鋼材為8 mm厚Q460C鋼板，試驗得到常溫下屈服強度585 MPa，抗拉強度660 MPa，彈性模量2.12×105MPa.焊絲采用高強度SJ-60焊絲，熔敷金屬屈服強度560 MPa，抗拉強度650 MPa，伸長率26%.采用二氧化碳氣體保護焊，焊腳尺寸8 mm.試件為焊接H形截面，尺寸H200×195×8×8，單位mm，長度4.48 m，端部與鋼梁的連接為外伸端板節點，可近似認為剛接，見圖1（a）.試件未采用防火保護，約束鋼梁為Q235熱軋H型鋼，試驗得到常溫下屈服強度285MPa，彈性模量2.10×105MPa，截面尺寸H200×150×6×9或H300×150×6.5×9，單位mm，長度3.2 m.鋼梁翼緣與加載框架上的牛腿采用2個10.9級高強度螺栓連接，見圖1（b）.為保證約束剛度的恒定，鋼梁包裹兩層10mm厚硅酸鋁防火材料，見圖1（c）.試件采用軸心加載，考慮2個荷載比，試件編號和荷載信息見表1.

圖1 試件及連接照片

1.2 試驗裝置和加載方式

加載裝置為7.7 m×4 m的平面框架，見圖2.試件位于框架內部，試件和加載端（左端）約束鋼梁位于爐子內部，其他部件位于爐子外部.施加軸向荷載的千斤頂位于約束鋼梁和框架之間.約束鋼梁和框架通過4個牛腿相連.右端約束鋼梁除了兩端和框架相連外，在中部還通過一個短柱和框架相連.試驗爐具有8個燃燒器，均勻布置在爐壁周圍，每個燃燒器附近布置一個熱電偶，控制燃燒器的工作狀態.

表1 試件信息

試驗為恒載升溫模式，即先施加荷載到預定值，然后保持恒定不變，點火升溫，并在整個升溫過程中荷載保持恒定，直至試件破壞.施加荷載前把約束鋼梁兩端的螺栓松開，避免荷載由約束鋼梁承擔，當荷載加載至預定值時，保持恒定，固定約束鋼梁兩端高強度螺栓，然后點火升溫.這樣可以保證施加的荷載由鋼柱承擔，當試件受火升溫膨脹時，約束鋼梁開始發揮約束作用.當試件的撓度達到100mm時停止升溫，因為試件撓度較大時，很快就進入破壞狀態，為了試驗儀器的安全，停止加熱時停止加載.

1.3 測量內容和儀器布置

試驗布置了多個儀器測量溫度、位移和軸力.其中溫度包含試驗爐溫度、試件溫度和約束鋼梁的溫度，位移包含試件的軸向變形、撓曲變形.溫度的測量使用熱電偶，在試驗爐內部布置了10個熱電偶，編號為FT1～FT10，在試件三分點3個截面上布置9個熱電偶，編號為CT1～CT9，在約束鋼梁跨中和單側中點截面布置4個熱電偶，編號為BT1～BT4.軸向位移和撓曲變形采用位移計測量.加載端短柱直接連接在約束鋼梁上，約束鋼梁直接連接于試驗鋼柱上，試驗過程中，加載短柱和約束鋼梁壓縮變形很小，因此軸向位移通過測量加載端短柱位移間接得到.撓曲變形使用熱膨脹系數很小的鎳鉻合金絲引出爐外測量，試件軸力采用布置在試件右側短柱上的應變片間接測量，測量儀器布置見圖2.

圖2 試驗裝置和儀器布置（mm）

2 試驗結果

試驗結果包含溫度－時間曲線、位移－時間曲線、內力－時間曲線和試件破壞模式.為便于確定試件破壞溫度，根據溫度和時間關系，可以將位移－時間曲線和內力－時間曲線換算成位移－溫度曲線和內力－溫度曲線.

2.1 試驗爐溫度

試驗爐按照ISO834標準升溫曲線進行升溫，4個試件的平均爐溫FT見圖3.

圖3 溫度測量結果

試驗爐點火后的4 min內爐溫－時間曲線低于標準升溫－時間曲線.但是，滿足標準火災的爐溫控制允許偏差，0～10 min內為15%.該偏差定義為：兩個升溫曲線下方的面積差與爐內實際平均溫度－時間曲線下方的面積之比.4 min后爐溫和標準升溫曲線比較接近，并且呈現跳躍式，因為試驗爐燃燒器的工作狀態采用電子元件自動控制，通過爐內的熱電偶測量爐溫，當爐溫達到設定值時，燃燒器停止工作，當爐溫低于設定值一定范圍時，又激活燃燒器，造成爐溫升溫具有一定的跳躍式.當試件達到預定的破壞標準時，停止所有燃燒器.停止燃燒器后，爐內通風系統還在工作，爐溫迅速下降，逐漸冷卻至常溫.此外，10個熱電偶測量的結果具有一定的差異，最高為100℃左右.該差異滿足標準升溫試驗規定的爐內溫差均勻性控制條件：在試驗開始升溫10 min后，由任何一個熱電偶測得的爐溫與標準升溫曲線所對應的該時刻的溫度相差不能超過±100℃.

2.2 試件溫度

試件的平均溫度CT見圖3.試件溫度上升過程中也呈現跳躍式，這是由于前面提到的爐子溫度產生的跳躍引起.試件由于沒有任何的防火保護，且試件截面形狀系數較大，所以升溫較快，10min就達到了500℃左右.

2.3 約束鋼梁溫度

4個試件約束鋼梁的平均溫度BT見圖3.由于約束鋼梁采用了雙層10 mm厚硅酸鋁防火毯進行保護，溫度上升較慢，且相對穩定，沒有呈現跳躍式，最高溫度達260℃.根據鋼材的力學性能隨溫度的變化關系可知，300℃下鋼材的強度和彈性模量與常溫下相比變化不大，因此可認為，約束鋼梁的剛度隨著試件溫度的升高基本保持恒定.

2.4 軸向位移和跨中撓度

約束鋼柱有兩種臨界狀態：屈曲臨界狀態和破壞臨界狀態［12］.屈曲臨界狀態為約束鋼柱軸力達到最大值時的狀態，對應的溫度為約束鋼柱的屈曲溫度；約束鋼柱的破壞臨界狀態為其軸力重新恢復至初始軸力的狀態，對應溫度為鋼柱的破壞溫度.

試件的軸向位移Da見圖4（a）.隨著溫度升高，軸向位移逐漸增大，這是試件受熱膨脹引起的.試件受到鋼梁的約束作用而產生附加軸力，鋼柱內力逐漸增大，而其承載力隨著溫度升高逐漸下降，當溫度達到鋼柱的屈曲溫度時，軸向位移達到最大值.

通過試件S－1和S－2的對比可看出，荷載比相同時，軸向約束剛度大的試件軸向位移小.從試件S－1和S－3的對比可看出，相同約束剛度下，荷載比大的試件破壞較早，試件S－1～S－4的屈曲溫度分別為607、617、512和412℃.此后，試件撓度急劇增大，從而軸向位移急劇降低并恢復至初始狀態.當軸向位移為零時，約束鋼梁引起的附加內力也近似降低至零，此時試件上僅有千斤頂施加的初始荷載，約束鋼柱達到破壞臨界狀態，相應地，試件S－1～S－4的破壞溫度分別為655、688、564和454℃.試驗中，鋼柱屈曲后軸力迅速下降，約束鋼柱的破壞溫度和屈曲溫度相差不大，僅42～71℃，主要原因是試件的軸向約束剛度較小.隨著約束剛度增大，約束鋼柱破壞溫度和屈曲溫度之間的差別將增大，此時利用屈曲后性能，可顯著提高約束鋼柱破壞溫度.

試件跨中撓度Df見圖4（b）.溫度低時，跨中撓度很小，隨著溫度升高，撓度變化不明顯，試件溫度臨近破壞溫度時，撓度急劇增加，幾秒之內達到200 mm，表現出明顯的整體失穩特性.溫度較低時，試件撓度出現負值，主要是因為測量撓度選取翼緣的邊緣作為測點，截面彎曲破壞時是繞弱軸失穩的，試件達到較大撓曲變形之前發生了一定程度的扭轉，當試件扭轉時導致跨中撓度的測量結果出現負值.

圖4 軸向位移和跨中位移

2.5 軸向內力

根據應變片計算得到試件的內力P，除以試件開始受火時的內力P0得到軸力比與溫度的關系曲線，見圖5.試件S－1和S－2具有相同荷載比，不同的軸向和轉動約束剛度，試件S－1和S－3具有相同的軸向和轉動約束剛度，不同的荷載比.從圖5可看出，隨著溫度升高，軸力逐漸增大，軸向約束剛度大且荷載比小的試件，內力增大比例大；而荷載比大的試件，內力增大較小，主要是較大荷載比下，溫度內力占初始荷載的比例較小；當試件產生較大撓曲變形時，軸力急劇降低，因為試件的彎曲變形帶來軸向位移的減少，從而減少約束產生的附加內力.

圖5 試件的軸力

根據破壞溫度定義，依據測得的軸力可得破壞溫度，分別為669、700、559和355℃，與破壞溫度結果稍有差異，尤其是試件S－4差異較大，主要原因是應變片計算得到的軸向內力誤差較大，試件右側連接的鋼梁也會承擔一小部分由試件傳遞的軸力.

2.6 試件破壞模式

試驗后試件的破壞形態見圖6.對于S－1和S－2，破壞模式主要是繞弱軸的彎曲失穩，保留了較大殘余變形.但對S－3和S－4，有明顯扭轉現象，其中S－4的扭轉更明顯，后2個試件與前2個試件的主要區別就是荷載比不同，后者接近前者的2倍.試件的最大撓曲基本都發生在試件的跨中位置（圖6（a）～（d）），且試件跨中翼緣處和反彎點位置也出現明顯局部屈曲（圖6（e）～（f））.

3 理論分析與對比

3.1 理論分析方法

軸向約束剛度會降低鋼柱的破壞溫度，因為高溫下軸向約束引起附加內力；轉動約束會提高鋼柱的破壞溫度，因為可以降低試件的計算長度；同時，荷載比對鋼柱的破壞溫度影響也很大.文獻［13］根據具有轉動約束鋼柱臨界溫度和鉸接柱臨界溫度相等，提出高溫下具有轉動約束鋼柱的計算長度系數.此外，根據約束鋼柱臨界溫度（亦稱“破壞溫度”）和非約束鋼柱臨界溫度相等原則（見圖7），提出約束鋼柱臨界溫度簡化計算方法，即軸力放大系數法.考慮軸向約束剛度和荷載比2個主要參數，得到約束鋼柱軸力放大系數.采用該方法計算了試驗構件軸力放大系數和計算長度系數，并考慮鋼材類型對長細比的修正，根據CECS200：2006《建筑鋼結構防火技術規范》［14］中軸心受力構件的臨界溫度，得到試驗構件的破壞溫度.

圖6 試件破壞后照片

3.2 結果對比分析

根據試驗裝置，簡化得到試件的力學模型見圖8.假定試件受火過程中鋼梁的約束剛度保持不變且為小變形.試件的軸向約束剛度比定義為約束鋼梁的抗撓曲剛度（跨中產生單位位移需要施加的力）與試件抗拉剛度的比值.試件轉動約束剛度系數定義為與試件一端相連梁的線剛度（考慮遠端支座影響）和梁柱線剛度和的比值，荷載比定義為施加荷載與常溫下試件屈曲承載力之比.

根據試件材料參數和尺寸，計算得到軸向約束剛度比βa、荷載比R0，進而采用軸力放大系數方法計算得到各個試件的軸力放大系數η和破壞溫度Tc，見表2，其中，破壞溫度試驗值Ts是根據試件的軸向位移恢復至零時的溫度值.從對比可看出，對于前3個試件，結果差異e不大，吻合較好，差異在6%以內，而對于S－4，結果差異較大，主要原因可能是該試件在試驗過程中發生了扭轉，導致試件提前破壞，從圖6（d）可清楚看出.從圖6（c）可看出，S－3也發生了輕度的扭轉，但沒有S－4嚴重，因為S－4的荷載比稍大于S－3.文獻［15］也發現，荷載比較大的鋼柱發生的破壞形式為彎扭失穩，而荷載比較小的試件則發生了彎曲失穩.試件發生扭轉的原因主要有兩個：第一個是試件翼緣發生了局部屈曲，由于荷載比較大，截面應力水平較高，在升溫過程中，隨著鋼材彈性模量和強度的降低，截面的應力水平接近翼緣板件的局部屈曲臨界應力，從而在幾何初始缺陷和焊接殘余應力的影響下，試件翼緣產生輕微的局部屈曲，從而部分翼緣退出工作，試件截面形式從雙軸對稱截面變成了單軸對稱，從而產生扭轉現象；第二是試件本身也產生一定程度的扭轉，由于試件截面為雙軸對稱截面，通過計算得知，常溫下該試件的扭轉屈曲臨界應力和彎曲屈曲臨界應力相差不大，隨著溫度升高造成鋼材強度和剛度的降低，試件的扭轉屈曲臨界應力也急劇下降，而試件本身的應力水平較高，從而使工作應力接近高溫下扭轉屈曲臨界應力，造成扭轉的產生.總體而言，約束鋼柱臨界溫度簡化計算方法可計算軸向和轉動約束高強度Q460鋼柱的破壞溫度.

圖7 臨界溫度等效示意 圖8 試驗構件力學模型

表2 試件計算破壞溫度值與試驗破壞溫度值對比

4 結 論

1）在相同轉動約束剛度和荷載比下，軸向約束剛度大小對Q460鋼柱的火災反應具有顯著影響，具體表現為軸向約束剛度大的試件，軸向變形較小，但產生的附加溫度內力較大，破壞溫度較低.

2）荷載比對約束Q460鋼柱的抗火性能產生較大影響，相同軸向和轉動約束剛度的Q460鋼柱，荷載比大的破壞溫度低.

3）荷載比較小時，軸向和轉動約束Q460鋼柱在火災下破壞模式為繞弱軸的彎曲失穩，當荷載比較大時，火災下容易出現扭轉失穩，同時試件中部翼緣和反彎點處出現明顯的局部屈曲.

4）采用約束鋼柱臨界溫度計算的簡化方法計算了試件的破壞溫度，和試驗結果吻合較好，驗證了該方法對約束高強度Q460鋼柱的適用性.

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（編輯趙麗瑩）

Fire tests on restrained high strength Q460 steel columns

WANGWeiyong1，2，GE Yong1

（1.College of Civil Engineering，Chongqing university，400045 Chongqing，China；2.Key Laboratory of New Technology for Construction of Cities in Mountain Area（Chongqing University），Ministry of Education，400045 Chongqing，China）

Fire tests on four restrained columns fabricated with Q460 steelwere carried outusing furnace to obtain the fire resistance of high strength Q460 steel columns.The temperature of the furnace follows ISO-834 standard curve with the applied load keeping constant.Two restraint-stiffness ratios and two load ratios were considered，and the temperature distribution，axial displacement and deflection at themid-section of steel columns were recorded in the tests.The buckling and failure temperatures of restrained Q460 steel columnswere obtained.The failure temperature of specimenswere calculated by employing themethod of amplification factor of axial force in axially restrained steel columns and the resultswere compared with test results.The study shows that both the axial restraint and load ratio have great influence on fire resistance of Q460 steel columns.For certain load ratio，the failure temperature is lower for the steel column with the higher axial restraint，and for certain restraint stiffness，the failure temperature is lower with the higher load ratio.Themethod of amplification factor of axial force in axially restrained steel columns can be used to predict the critical temperature of restrained high strength Q460 steel columns.

high strength Q460 steel；column；axial restraint；rotational restraint；critical temperature

TU392

A

0367－6234（2015）12－0093－05

10.11918／j.issn.0367-6234.2015.12.016

2014－11－26.

國家自然科學基金（51008320）；重慶市博士后科研項目（渝xm201103007）.

王衛永（1982—），男，博士，副教授.

王衛永，wywang＠cqu.edu.cn.