部分預制裝配型鋼混凝土柱火災后偏壓試驗研究

楊 勇，魏 博，薛亦聰，于云龍,2，龔志超

(1．西安建筑科技大學土木工程學院，陜西，西安 710055；2．結構工程與抗震教育部重點實驗室，陜西，西安 710055)

型鋼混凝土(Steel Reinforced Concrete，SRC)結構具有承載力高、延性和抗震性能好等特點，在大跨重載結構和超高層建筑中被廣泛應用。同時，因其施工復雜，SRC結構在量大面廣的民用建筑中受到制約[1－3]。本課題組結合預制混凝土結構和SRC結構的優勢，提出部分預制裝配型鋼混凝土(Partially Precast Steel Reinforced Concrete，PPSRC)結構體系。PPSRC結構由PPSRC梁柱構件及鋼-混凝土組合樓面板組成，PPSRC梁柱構件的設計思路是在工廠預制生產SRC構件的外殼部分，待養護完成運輸至施工現場安裝后，再根據工程實際需求選擇澆筑構件的核心部分，形成部分預制、部分現澆的SRC結構形式。這種結構形式實現了構件工廠化預制生產，也提升了結構的整體抗震性能，同時降低了構件的運輸吊裝成本，具有較好的社會、經濟效益，并擁有廣闊的使用空間[4－7]?；诖?，課題組提出兩種部分預制裝配型鋼混凝土柱構件，即PPSRC柱和空心預制裝配型鋼混凝土(Hollow Precast Steel Reinforced Concrete，HPSRC)柱，截面形式如圖1所示，并對其抗震性能進行了試驗研究[8]。

火災會對結構構件造成不同程度的損傷，目前，國內外學者對型鋼混凝土柱在高溫火災下的性能開展了較多的研究。李俊華等[9]對5個火災后型鋼混凝土柱進行了軸壓試驗研究，結果表明，火災后型鋼混凝土柱在軸壓荷載作用下的破壞形態與常溫下基本相同，且柱火災后軸壓承載力隨混凝土強度增大而增大，隨長細比增大而減小。譚清華和韓林海[10]采用有限元方法對火災后及修復加固后型鋼混凝土柱的力學性能進行分析，獲得了承載能力和抗彎剛度在火災后降低及加固后提高程度。王廣勇等[11]進行了5個高溫作用后型鋼混凝土柱力學性能試驗，并在試驗的基礎上提出了考慮升溫、降溫及高溫作用后3個階段影響的型鋼混凝土柱力學性能的分析方法。韓林海等[12－14]對鋼管混凝土疊合柱的受火性能進行了試驗與數值研究，并提出了其火災后剩余承載力計算方法。

以上研究均針對現澆SRC柱，而在PPSRC及HPSRC柱中，因為預制混凝土采用活性粉末混凝土(Reactive Powder Concrete，RPC)，且構件橫截面存在兩種不同強度混凝土材料，故其受火性能、截面受火損傷演化情況及火災后剩余承載力需開展進一步試驗研究。鑒于此，本文作者開展了3個PPSRC柱試件和3個HPSRC柱試件的火災試驗和火災后偏壓試驗，以及1個PPSRC柱試件的常溫下偏壓試驗，以考察受火時間、偏心率和核心混凝土強度這3個關鍵因素對部分預制裝配型鋼混凝土柱火災下內部溫度及火災后剩余承載力、延性等方面的影響。同時基于試驗結構對PPSRC與HPSRC柱試件的截面溫度場進行了數值分析。

圖1 HPSRC柱與PPSRC柱Fig.1 HPSRC column and PPSRC column

1 試驗概況

1.1 試驗設計

本試驗共設計了7個試件，包括3個HPSRC柱試件和4個PPSRC柱試件，其中1個PPSRC柱試件為常溫對比試件。試件橫截面尺寸均為300 mm×300 mm，試件高1.5 m，長細比為5。各試件中型鋼均采用Q235軋制型鋼，型鋼規格為HN175×90×5×8，內部十字型鋼由兩個型鋼焊接而成。各試件中縱筋采用直徑為20 mm的HRB400級鋼筋；箍筋采用直徑8 mm的HPB300級矩形螺旋箍筋。為保證型鋼與混凝土的粘結性能，分別在柱頭與柱底型鋼翼緣鉆孔，并按間距70 mm布置4排8.8級高強螺栓；為防止柱端局部混凝土壓壞，在柱端布置了厚度為20 mm的鋼板。試件中型鋼相鄰翼緣點焊3 mm厚的花紋鋼板作為輔助內膜，以實現內部混凝土的二次澆筑，因花紋封板點焊在相鄰翼緣間，故其對試件的整體受力影響較小。各試件的主要參數見表1，試件截面尺寸及配筋見圖2。

表1 試件主要參數Table 1 Main test matrix

圖2 試件截面尺寸及配筋 /mmFig.2 Dimensions and details of test specimens

1.2 材料性能

試件外部預制混凝土和內部現澆混凝土分別采用不同的強度等級。外部預制混凝土采用活性粉末混凝土，設計強度等級為C100，主要成分為礦渣粉、石英砂、水泥、硅灰、鋼纖維以及減水劑等，具體配比見表2。RPC中鋼纖維的體積摻量為2%，鋼纖維的力學性能見表3。內部混凝土采用普通強度混凝土或活性粉末混凝土，強度等級為C30和C100。

外部預制RPC實測28 d立方體抗壓強度為96.8 MPa；內部現澆混凝土實測28 d立方體抗壓強度為23.1 MPa及96.8 MPa。試件中的實測型鋼和鋼筋材料強度見表4。

表2 RPC配合比Table 2 Designed mix proportions of RPC

表3 鋼纖維力學性能Table 3 Mechanical properties of steel fiber

表4 鋼材力學性能Table 4 Mechanical properties of steel reinforcements

1.3 火災試驗裝置及測點布置

火災試驗在華南理工大學結構耐火實驗室開展?；馂脑囼炏到y主要由供氣系統、爐體、助燃風系統、排煙系統、冷卻系統、點火系統、控制臺、操作系統和報警系統等組成。火災試驗爐爐膛長、寬、高分別為4.0 m、3.0 m、1.5 m，爐內交錯布置12個噴嘴，通過燃燒天然氣對爐內構件進行明火升溫，實現對實際火災燃燒效果及熱對流、熱輻射的模擬。爐內南北方向各均勻布置了4個鎳鉻硅－鎳硅熱電偶，可實時測量調整爐內溫度?；馂脑囼炑b置如圖3(a)所示。

由于火災會引起混凝土的高溫膨脹，在持荷條件下，外部荷載能有效地抑制混凝土內部裂縫的產生和開展，進而能有效降低混凝土的高溫損傷；同時，因本試驗中采用混凝土強度等級較高，試驗設備所提供的軸向荷載與試件軸向設計承載力比值較小，故本次火災試驗采取四面受火方案且不承受外荷載。受火前，用粘鋼法對牛腿部位進行加固，在牛腿加固處涂抹20 mm厚的厚涂型防火涂料，并在防火涂料外裹有兩層20 mm厚防火棉，以減少牛腿部位在火災實驗過程中收到的影響。試件實際受火高度為600 mm。爐內溫度按ISO-834標準升溫曲線升溫，升溫時間分別為120 min和150 min[15]。當升溫時間達到設定值后，關閉燃氣閥門終止升溫。24小時后打開爐蓋，使爐內試件自然冷卻；48小時后將爐內試件逐個吊出試驗爐。為測定試件截面溫度，在每個試件柱高1/2處布置4個鎳鉻－鎳硅熱電偶，火災試驗測點布置見圖4(a)。

1.4 火災后試驗裝置及測點布置

火災后的常溫靜力加載試驗在1.8×104kN液壓伺服試驗機上進行。靜力試驗裝置如圖3(b)所示。試件上、下部采用水泥砂漿找平，并通過輥軸支座來實現端部鉸接約束，然后進行物理對中。試驗采用位移控制加載制度進行加載，在達預計極限荷載前，加載速度為0.005 mm/s，到達極限荷載后，加載速度控制在0.003 mm/s。加載至75%極限荷載或者試件整體或局部出現較大變形而無法繼續加載時，試驗結束。試驗中沿試件長度方向布置5個位移計監測試件的側向變形，并在柱中沿柱截面高度方向布置5個電阻應變計監測試件截面應變。靜力試驗測點布置如圖4(b)所示。

圖3 試驗裝置Fig.3 Test devices

圖4 測點布置Fig.4 Layout of gauges

2 火災試驗結果與分析

2.1 主要試驗結果

火災試驗結束并自然冷卻48 h后，將試件吊出試驗爐后對試件損傷情況進行觀察，各試件受火后損傷情況如圖5所示。各試件受火后損傷情況如下：1) HPSRC組試件火災后形態大致相同。下面以HPSRC-1試件為例說明試件受火后損傷情況，試件表面中部受火區域呈灰褐色并出現寬約0.5 mm，深約3 mm的細微龜裂縫，表面少量裸露鋼纖維被燒焦，試件兩側表面距柱底1000 mm處因火焰燃燒不完全而出現深褐色大裂縫，試件表面下部零散分布深褐色區域；2) PPSRC-1試件中部受火區域出現易掉落灰白色起皮物，掉皮之后混凝土呈灰色，表面出現寬約0.3 mm，深約3 mm的細微龜裂縫，試件兩側表面距柱底850 mm、900 mm處因火焰燃燒不完全而出現深褐色大裂縫；3) PPSRC-2試件中部受火區域呈灰褐色，表面出現寬約1 mm，深約5 mm的龜裂縫，試件兩側表面距柱底700 mm、900 mm處因火焰燃燒不完全而出現深褐色“Y”字形裂縫；4) PPSRC-3試件中部受火區域出現易掉落灰白色起皮物，掉皮之后混凝土呈灰色，距柱底600 mm處出現橫向貫通裂縫。

由上述各試件火災后損傷情況可知，因為RPC中鋼纖維的橋連作用，高溫下PPSRC與HPSRC試件表面均未發生混凝土爆裂現象；受火后試件中部受火區域呈灰褐色，顏色隨受火時間加長而加深；試件四周均出現一定程度的龜裂，龜裂程度隨受火時間加長而加重。

圖5 試件受火后損傷情況Fig.5 Damage patterns of test specimens after fire

2.2 截面溫度

在火災試驗中對試件內部布置的4個熱電偶進行測量，以觀察截面溫度在火災升降溫過程中的變化情況。試件各測點的溫度曲線如圖6所示，各試件測點歷史最高溫度及開始降溫時間見表5。

由圖6可看出：1) 當各測點溫度升至100 ℃左右時，存在一個明顯的溫度平臺，這是因為試件內部的自由水在受熱蒸發過程中吸收熱量，導致試件內部升溫速度略微減緩。同時溫度平臺的出現存在滯后現象，距離試件表面越遠，溫度平臺出現得越滯后。2) 測點4的歷史最高溫度最高且顯著高于其余測點溫度，然后是測點1、測點3、測點2。這是因為測點4處于兩面受火位置，且距離受火面較近，受溫度影響更大。3) 升溫時間對測點4溫度影響較大，升溫時間越長，測點溫度越高。4) 在終止升溫后，各測點溫度并未隨之馬上降低，而是繼續升溫一段時間，測點開始降溫時間隨截面深度加深而越發滯后。

圖6 試件各測點的溫度曲線Fig.6 Temperature curves of test points of specimens

表5 試驗結果Table 5 Test results

3 截面溫度場模擬

3.1 熱分析原理

在受火高溫工況下，構件與周圍環境主要以輻射、對流的方式進行熱量的傳遞，構件內部則主要以傳導的方式進行熱量傳遞。試件截面溫度場在火災下為瞬態溫度場，整個熱傳導過程呈非線性，且試件內部無熱源，其三維瞬態熱傳導方程為：

試件的邊界條件為試件受火面與周圍環境介質之間的熱交換條件，包括熱輻射和熱對流，如圖7(a)所示，其中綜合輻射系數為0.5，對流傳熱系數為W/(m2·K)。具體表示為：

式中：T/(℃)為測點處的溫度；t/h為試件的受火時間；c/(kJ/(kg·℃))為材料比熱容；ρ/(kg/m3)為材料的密度；λ/(W/(m·℃))為材料的導熱系數；α為對流傳熱系數；ε為綜合輻射系數；σ為玻爾茲曼常數，取值為5.67×10?8；Tf/(℃)為構件表面溫度；Ts/(℃)為環境介質溫度。

3.2 材料熱工性能

在火災高溫工況下，鋼材和混凝土的熱膨脹系數、導熱系數和比熱容等材料熱工性能參數會隨著溫度的升高而發生變化。本文中鋼材的材料熱工性能參數采用歐洲規范EC3[16]和EC4[17]中建議的取值，普通混凝土的材料熱工性能參數采用歐洲規范EC4中的建議取值，RPC的導熱系數和比熱容取值采用鄭文忠等[18]提出的建議取值。具體熱工參數取值如表6所示。

圖7 有限元分析及結果Fig.7 FEM analysis and results

表6 鋼材與混凝土熱工性能Table 6 Thermal properties of steel and concrete

3.3 溫度場有限元模擬

3.3.1 基本假設

本文采用ABAQUS大型通用有限元分析軟件對試件柱進行火災升溫模擬，為便于火災模擬計算，基于試驗結果做如下假定：1) 各試件中型鋼與混凝土之間無粘結滑移；2) 試件內部無熱源；3)鋼筋、型鋼以及混凝土均為各向同性材料；4) 不計試件內部封板的影響；5) 不計各材料之間的接觸熱阻。

3.3.2 建模與計算結果分析

試件型鋼及混凝土單元均采用DC3D8(8節點3維實體單元)熱分析單元，該分析單元能轉化為結構分析單元求解；試件縱筋和箍筋采用DC1D2 (二結點桿單元)熱分析單元。受火前試件處于室內環境，初始溫度設定為20 ℃。網格劃分方面，模型網格的劃分直接關系結果計算的精確性，理論上網格劃分越密，結果越精確，但同時也增長了計算時間。為獲得較理想的結果，本文最終確定網格大小取為20 mm。試件網格劃分模型如圖7 (b)所示，各試件跨中截面的溫度云圖如圖7 (c)～圖7 (f)所示。

由溫度云圖可知：1) 試件四面受火，截面溫度場呈雙軸對稱分布，外殼部分呈角部渾圓的矩形形狀，越往內越趨于圓形；2) 由于型鋼導熱性能好，核心部分處的溫度場呈梅花狀分布，核心填充C100級RPC的試件花瓣飽滿度高于核心填充C30級混凝土試件；3) 截面溫度由表及里逐漸降低，角部溫度損傷嚴重，核心混凝土溫度相對較低；4) 越靠近截面邊緣溫度變化幅度越大，越往試件內部深入，溫度變化幅度越??；5) 對比試件PPSRC-1和PPSRC-2可知，隨著火災升溫時間的增加，全截面溫度越高，溫度傳遞越充分。

4 火災后偏壓試驗結果及其分析

4.1 試驗現象

受火損傷后的PPSRC及HPSRC試件的偏壓試驗破壞現象較為相似。對于加載偏心率較小的試件PPSRC-1、PPSRC-2、PPSRC-3、HPSRC-1及HPSRC-2，在加載前期試件未出現新的變形和破壞；當荷載達到極限荷載的50%～55%時，試件內部鋼纖維逐漸被拔出；當荷載達到極限荷載的75%～80%時，試件跨中受壓區角部混凝土起鼓；當荷載達到極限荷載的82%～88%時，受拉區混凝土出現橫向貫通裂縫；隨著荷載的繼續增大，受壓區混凝土不斷起鼓剝落，隨后壓潰，荷載急劇下降，試件破壞。試件破壞后，受壓區壓潰高度為200 mm～280 mm，破壞類型為小偏心受壓破壞。

對于加載偏心率較大的試件，火災后試件HPSRC-3在加載前期未出現新的變形和破壞；當荷載達到極限荷載的40%時，試件內部鋼纖維逐漸被拔出；當荷載達到極限荷載的72%時，試件跨中受壓區角部混凝土起鼓；當荷載達到極限荷載的80%時，受拉區混凝土出現橫向貫通裂縫；隨著荷載的繼續增大，受拉區橫向貫通裂縫加寬，受壓區混凝土不斷起鼓剝落，隨后壓潰，荷載急劇下降，試件破壞后，受壓區壓潰高度為140 mm，破壞類型為大偏心受壓破壞。

對于未受火的試件PPSRC-4，加載前期試件處于彈性狀態，表面未出現明顯裂縫；當荷載增加至極限荷載的70%時，試件內部鋼纖維逐漸被拔出；荷載增加至極限荷載的90%時，試件跨中受壓區上、下角部混凝土起鼓開裂；加載至極限荷載的92%時，試件受拉區出現橫向貫通裂縫，隨后受壓區混凝土壓潰，試件破壞，但未出現大面積起鼓剝落現象。試件破壞后，受壓區壓潰高度為320 mm，破壞類型為小偏心受壓破壞。試驗后各試件的破壞形態見圖8，圖中從左到右分別為試件的東、西、南、北面破壞形態。

4.2 試驗結果

4.2.1 火災后剩余承載力

各試件靜力加載試驗結果如表5所示。由表5中的試驗結果可以看出：1) 試件火災后剩余承載力受偏心率影響顯著，其隨偏心率的增大而顯著降低。2) 核心混凝土類別對試件剩余承載力的影響相對較小，試件剩余承載力隨核心混凝土強度增大而依次增大。3) 試件剩余承載力受火災升溫時間影響明顯，其隨受火時間增長而降低，受火120 min和150 min時分別為常溫對比試件極限承載力的59%和51%。

4.2.2 荷載-位移曲線

火災后偏壓試驗實測得到的試件的荷載-位移曲線如圖9所示。從圖9的試驗結果可以看出：1)當荷載小于50%極限荷載時，位移與荷載呈線性關系；當荷載大于約50%極限荷載時，試件內部混凝土裂縫在外荷載作用下不斷發展，撓度與荷載呈非線性關系曲線；2) 在荷載達到極限荷載之后，各試件的荷載-位移曲線均出現一段快速下降段，在這之后曲線呈現平緩下降趨勢；出現這一現象主要是由于在荷載-位移曲線峰值前，外殼混凝土起主要承荷作用，達到峰值時受壓區混凝土壓潰退出工作，由內部型鋼起主要承荷作用；3) 試件跨中截面的位移隨荷載偏心率增大而增大，隨火災升溫時間增加而增大。

圖8 試件破壞形態Fig.8 Failure modes of test specimens

圖9 荷載-位移曲線Fig.9 Load-deflection curves

4.2.3 截面應變分布

各試件柱中截面的應變分布情況如圖10所示。由試件截面應變分布情況可以看出，除試件HPSRC-3外，其余火災后試件在荷載小于64%極限荷載之前，柱中截面的應變分布基本呈線性變化，能較好地符合平截面假定，試件HPSRC-3偏心率大，混凝土較早開裂，其柱中截面應變只在48%極限荷載前保持線性分布。常溫下試件PPSRC-4在荷載小于80%極限荷載之前，柱中截面應變符合平截面假定。試件受壓區高度隨偏心率增大而降低，隨受火升溫時間增長而降低；核心混凝土強度等級對試件受壓區高度影響不明顯。

4.2.4 延性

通常用位移延性系數μ來衡量延性的大小，μ=Δu/Δy。屈服位移Δy可由能量法得出，極限位移Δu取荷載下降至85%極限荷載時所對應的位移，Δm為峰值位移[19]，屈服位移的確定如圖11所示。所有試件的位移延性系數見表5。由表5可知：各試件的位移延性系數均大于2.7，具有良好的抗震性能；在型鋼的約束下，內部澆筑不同強度的混凝土均能表現出較好的變形性能，且內部澆筑的強度最高的RPC為配置了鋼纖維的活性粉末混凝土，其受力性能相比于普通高強混凝土有較高提升，在試件內部填充RPC和C30混凝土的試件較HPSRC試件的位移延性系數分別提升了32.8%和23.6%，本試驗中火災后試件的延性隨核心混凝土的強度增大而增大。

圖10 沿柱高的應變分布Fig.10 Strain along the column height

圖11 屈服位移的確定Fig.11 Definition of yield displacement

5 結論

為進一步推進建筑工業化進程，本文提出新型部分預制裝配型鋼混凝土柱 (Partially Precast Steel Reinforced Concrete，PPSRC) 與空心預制裝配型鋼混凝土 (Hollow Precast Steel Reinforced Concrete，HPSRC) 柱兩種新型預制裝配SRC柱形式，并對其高溫受火及偏心剩余承載力進行了試驗研究。試驗結果表明：

(1) 火災升溫至100 ℃左右時，部分預制裝配型鋼混凝土柱截面存在溫度平臺，內部溫度變化存在明顯的滯后現象?；馂暮?，試件表面未發生混凝土爆裂現象，混凝土對型鋼具有較好的保護作用，大幅降低了溫度對型鋼的影響，使其在火災后仍具有較好的力學性能。

(2) 火災后部分預制裝配型鋼混凝土柱偏心受壓破壞過程以及破壞形態和常溫下類似，在荷載小于64%極限荷載之前，柱跨中截面的應變分布基本呈線性，平截面假定仍然適用。

(3) 部分預制裝配型鋼混凝土柱火災后剩余承載力隨偏心率的增大而降低，隨核心混凝土強度增大而提高；且隨受火升溫時間增長而降低，受火120 min和150 min時PPSRC柱的剩余承載力分別為常溫下極限承載力的59%和51%。

(4) 火災后PPSRC柱的延性較好，在型鋼約束下，內部澆筑不同強度的混凝土均能表現出較好的變形性能，且強度最高的RPC受力性能比普通高強混凝土有較高提升，在試件內部填充RPC和C30混凝土的試件較HPSRC試件的位移延性系數分別提升了32.8%和23.6%，本試驗中火災后試件的延性隨核心混凝土的強度增大而增大。