火災條件下混凝土結構整體耐火性能研究

火災條件下混凝土結構整體耐火性能研究

為了考慮火災框架結構的整體耐火性，本工作研究了常用的管道混凝土結構和廣泛使用的中國輕鋼結構的耐火性。國內外對鋼管混凝土抗火性能進行了大量的理論和試驗研究,但是這些成果均是基于構件標準試驗的,而在實際結構中柱兩端的約束與標準試驗并不相同,框架整體性對柱的影響很大[1,2,3,4,5,6,7,8,9,10,11,12,13,14,15,16,17,18,19,20]。本文對不同端部約束條件下的鋼管混凝土柱的抗火性能進行了有限元模擬,并對位于整體框架中的鋼管混凝土柱的抗火性能進行了初步的探討與比較分析。集成房屋采用輕鋼結構形成其骨架系統(tǒng),并以夾芯墻板及PU瓦形成圍護及屋面系統(tǒng),因達到了結構可靠、拆裝便捷、布局靈活、使用壽命長、環(huán)保節(jié)約等優(yōu)良特性而被廣泛應用。但這種房屋按正常使用荷載規(guī)范進行設計,其防火設計還停留在實踐經驗的基礎上,缺乏精確的科學理論依據,造成設計時過于保守而浪費材料或是估計不足造成不安全。特別是最近發(fā)生在天津等地幾次集成房屋著火事件,造成巨大經濟損失和人員傷亡,引起政府和社會的高度重視。本文針對這種情況,以雅致公司提供的三種集成房屋為模型依據,用有限元理論分析三種不同跨度集成房屋在正常使用荷載和火荷載作用下的承載力與變形,找出破壞的原因從而提出改進方法,為生產企業(yè)提供進一步的設計和生產建議。彩鋼夾心板是以彩色鋼板為面板,輕質保溫隔熱材料為芯材,經連續(xù)成型工藝將芯材與面板粘結成整體的建筑用板材,具有輕質,保溫隔音性能好,聯(lián)結牢固可靠,易于清潔,使用壽命長等特點,成為被廣泛應用的新型復合建筑材料。但現(xiàn)階段夾芯板還存在很多缺陷,如EPS板雖然保溫好,但其易燃火、撲滅難,最近北京大學奧運會乒乓球館著火就是一個典型的例子。本文與深圳赤曉組合房屋有限公司合作,在四川國家防火建筑材料質量監(jiān)督檢測中心對巖棉夾心板耐火試驗基礎上,應用有限元模擬分析了巖棉彩鋼夾心板耐火性能,與試驗得到的結果接近。最后在以上研究的基礎上分別對巖棉板和EPS板的輕鋼集成房屋結構的耐火性能進行了分析比較。1管道混凝土結構的耐磁性性能1.1截面特性與荷載框結構和單根柱的幾何尺寸,以及采用的力學荷載及作用位置如圖1所示。圖1所示的三個框架,都是用鋼管混凝土柱和鋼梁組成。所有鋼管混凝土柱都有相同的截面特性,如長度和材料性能。柱高為3m,斷面尺寸為273mm×6.3mm,工字鋼梁尺寸為356mm×171mm×67mm,全長9米。作用于梁上的荷載為6.84kN/m,作用在柱上的軸向力為638.3kN,這是柱在常溫下承載力的25%(為了與試驗數據一致,實際荷載值比之要大)。對于單柱,SF2-C1和SF2-C2(圖1(b))與F2-C1和F2-C2(圖1(c))分別承受相同的力。1.2有限元模型用實體單元來模擬火災作用下的柱。為了保證柱與樓層梁單元剛接,我們假定柱的末端附著剛體連接到梁上。計算溫度場時,鋼管和混凝土的熱接觸處理及材料特性見文獻。計算高溫下的力學性質時,鋼管和混凝土的接觸采用捆綁(tie)的方式,即認為沒有分離和滑移,鋼管和混凝土共同工作,柱的有限元模型如圖2所示。柱與梁剛接,框架3的有限元模型如圖3所示,其它框架的模型也與此相似。模擬框架結構在火災中的過程與上述柱的試驗過程相同。其中柱的受火方式分別考慮單面受火和兩面受火情況。本文鋼管混凝土屈曲準則建立在ISO-834(1989)標準上,當下列條件之一發(fā)生時柱破壞:(1)柱的軸向下降達到10mm;(2)壓縮率超過3mm/min;(3)柱不能繼續(xù)承載。為達到比較目的,在數值模擬中考慮四面受火和單側受火兩種類型的火災。為了方便起見,四面受火和單側受火分別叫做火1和火2,柱直徑方向的溫度分布見圖4。在下列的計算中,假定柱子受到不同火源的影響,同時考慮了四面受火。圖5描述了兩種火災類型下的柱頂豎向位移,從圖形中可以看出,框架柱在火2情況下的耐火時間要比在火1的時間長。圖6描述了框架柱的變形,可以看到隨火災類型不同兩類柱子變形總體趨勢不同,整體變形在火1下(圖6(a))趨勢都是同一方向,而在火-2下(圖6(b))兩類柱變形方向相反?；?與火2側向變形的不同主要由于柱受拉側溫度不同,我們可以得出鋼管混凝土柱的耐火性能主要由受拉區(qū)的溫度所決定。1.3抗火性能分析為了評估鋼管混凝土柱受框架影響的變形和抗火性能,框架2中兩個柱F2-C1和F2-C2,作為整體結構來研究,同時柱作為承受相同軸向力和彎矩的獨立柱被研究(圖1(b)和(c))。我們研究了柱在兩種火災類型下的頂點豎向位移和側向位移。柱頂豎向位移和側向位移框架柱與對應單柱之間的對比,如圖7和圖8所示。可以得到:在火1作用時,中柱F2-C1頂點的豎向位移非常接近單柱SF2-C1的豎向位移,它們的抗火時間相同。分析其主要原因為:在四面受火條件下,框架2中柱的彎矩是可以忽略并且荷載情況與單柱SF2-C1中相同。而對于框架的邊柱F2-C2,與觀察的單柱SF2-C2的軸向力和側向位移是有很大差別的?？蚣苤鵉2-C2耐火時間更長,其主要原因是框架柱F2-C2在火災中的剛度減少,與框架中其它構件的相互作用產生內力重分配,框架柱F2-C2的彎矩顯著減少,所以軸向位移和側向位移也減少。對于單柱SF2-C2,沒有產生內力重分配而且彎矩也沒有改變,所以產生較大的側向位移和較短的耐火時間。對于在火2作用下的單柱和其它框架柱,單柱的變形更大而且耐火時間也較短,框架柱具有更好的耐火性能。對于中柱F2-C1和SF2-C1,由于溫度的非對稱分配,柱子靠近火一側的材料剛度減少,在軸向壓力作用下柱子產生彎矩。在計算中,由于樓層梁的約束,柱子F2-C1并不能產生過大彎矩和側向變形,從而,柱的抗火時間在很大程度上比單柱SF2-C1長很多。2本層密度研究—輕型集成房屋結構體系的防火性能研究2.1小型綜合房屋結構分析2.1.1屋面模型組成雅致公司提供的輕型集成房屋規(guī)格有3K*6K*6P、4K*6K*6P和5K*6K*6P三種,其中K代表跨度,一跨為1820mm,P代表層數,一般高為950mm,3P為一層。屋面結構為三角形桁架梁,屋面檁條為L40×3。3K*6K*6P、4K*6K*6P集成房屋的樓面主梁截面尺寸為C80×40×15×2.0,柱由兩背對焊接的C80×40×15×2.0截面組成;5K*6K*6P集成房屋的樓面主梁截面尺寸為C80×40×15×2.5,柱為兩背對焊接的C80×40×15×2.5截面組成。屋面梁、樓面主梁與柱剛接,柱與地面剛接,有限元模型見圖9。本文以5K*6K*6P集成房屋為例進行結構的防火性能研究。2.1.2結構荷載效應根據集成房屋在正常使用時的實際情況,考慮其承受恒載、活載、風載等荷載的作用,荷載取值見表1。結構抗火驗算時,可按偶然設計狀況的作用效應組合,根據規(guī)范《建筑鋼結構防火設計規(guī)范》(CECS200∶2006)和建筑荷載規(guī)范(GB50009-2001)進行荷載效應組合。對于承載能力極限狀態(tài),應按荷載效應的基本組合或偶然組合進行荷載(效應)組合,并應采用下列設計表達式進行設計。γ0S≤R(1)γ0S≤R(1)式中:γ0為結構重要性系數,由于集成房屋為可拆裝式,結構重要性系數取0.9;S為荷載效應組合的設計值;R為結構構件抗力的設計值。對于一般排架、框架結構,基本組合可采用簡化規(guī)則,并應按下列組合值中取最不利值確定:(1)常溫下由可變荷載效應控制的組合:S=γQSGk+γQ1SQ1k(2)S=γQSGk+0.9∑i=1nγQiSQik(3)S=γQSGk+γQ1SQ1k(2)S=γQSGk+0.9∑i=1nγQiSQik(3)式中:SGk為永久荷載標準值的效應,SQk為樓面或屋面活荷載標準值的效應。(2)EN1993-1-2中第2.4.3條給出了火災下荷載效應的計算方法,認為荷載效應在整個火災升溫過程中保持不變,并可通過對常溫下的荷載效應乘以一個折減系數。計算公式如下:Sfi=ηfiS(4)ηfi=γGASGk+φfiSQ1kγGASGk+φQ1SQ1k(5)Sfi=ηfiS(4)ηfi=γGASGk+φfiSQ1kγGASGk+φQ1SQ1k(5)式中:Sfi和S分別代表火災和常溫下的荷載效應,ηfi表示火災下荷載效應的折減系數。隨著SQ1k/SGk的比值增大,荷載折減系數會逐漸減小,為簡化計算,EN1993-1-2規(guī)定,對倉庫類建筑ηfi可取0.7,對其他類建筑ηfi取0.65。2.1.3火災位置與抗火方案根據文獻的結論:橫向看火災發(fā)生在中間房間更不利,本文就火災發(fā)生在中間房間,跨度3640mm×4550mm,面積為16.6m2,著火位置見圖9。由于真實火災的發(fā)生和發(fā)展與很多因素有關,例如:建筑內部空間尺寸、室內燃料種類和數量、通風條件等等。我們借鑒國內外有關結構抗火的資料,進行一定假設處理。在假定的火災房間中,室內空氣溫度按照ISO-834標準升溫曲線考慮,忽略板材對構件溫度場的影響,構件截面溫度均勻分布,受火區(qū)間見圖1。結構的初始溫度為20℃,先進行靜力計算,然后每60秒為一個荷載步施加溫度荷載。2.1.4退火時間本文參照英國規(guī)范中破壞準則和建筑鋼結構防火技術規(guī)范的破壞準則分別來判斷結構在火災下的耐火極限。(1)集成房屋為臨時性活動房,規(guī)范對于四級建筑構件的耐火極限,梁和柱應具有30min的耐火時間。(2)結構達到不適于繼續(xù)承載的整體變形。按照文獻的建議,當跨中的撓度超過跨距的1/20時,結構在抗火極限狀態(tài)下破壞。(3)在各種荷載效應組合下,結構或構件的耐火時間td不應小于規(guī)定的結構或構件的耐火極限tm,即:td≥tm。2.2在集成房屋買車影響下的有限分析中2.2.1柱、屋架、柱、條材料本構關系:根據雅致公司提供的結構說明,結構構件鋼材種類為Q235鋼,鋼材在常溫下的彈性模量為2.06×105MPa,鋼材在高溫下的參數,如比熱、熱傳導系數和膨脹系數按歐洲規(guī)范取值,密度為7850kg·m-3,鋼材應力應變關系參照文獻。單元選擇:梁和桁架的模型在有限元ABAQUS中都可以找到,故這些構件均按實際建模。而柱為兩背對的槽型鋼拼裝而成,在有限元中沒有對應的截面類型,本文用等慣性矩和等截面面積的工字鋼I80×80×3.8×1.9來代替,兩者在外力作用下會產生相等的初應變能。屋架、柱、檁條沿軸向的方向尺寸明顯大于另外兩方向的尺寸,并且截面尺寸小于結構典型軸向尺度的1/10,用梁單元(beam)進行模擬,盡管允許梁發(fā)生大位移和大轉動,但允許剪切彎曲并假設軸向應變較小,故采用B31單元進行模擬。屋架和樓面梁中的腹板、弦桿和柱間支撐只能承受拉伸或者壓縮荷載的桿件,不能承受彎曲,用桁架單元(truss)進行模擬。拼裝式活動房構件在使用時只考慮材料的線彈性行為,故材料屬性為線性。邊界與加載:力的作用途徑是先作用于板,再由板傳給鋼構件。我們在有限元模型中為了方便加載和模型的簡化,直接將力作用于結構構件上,不考慮板的影響。模型中,先在整體結構上定義構件集合,分別定義相應的柱、梁、檁條為不同構件集合,再分別賦予作用于構件的荷載大小和方向。按實際情況考慮,柱底端與基礎剛接,在模型中約束柱底全部自由度。結構受火位置見圖9。2.2.2抗火時間分析分別按照2.1.4節(jié)耐火極限的判定準則判斷結構的耐火極限如下(以5K*6K*6P集成房屋為例):(1)根據判定條件1,對受火房間內的柱和梁在ISO-834標準升溫曲線升溫30min,結構在最不利荷載組合并同時受火荷載作用時的位移與應力云圖,見圖10和圖11。隨著構件溫度的上升,鋼材的彈性模量不斷減少,剛度也不斷減小,構件的內力不斷加大;60s之前柱的應力不到40kN·m-2,此后隨著構件溫度的不斷升高柱的內力不斷增加直至屈服。其中柱的最大應力時間關系曲線,見圖12。60s之前梁的撓度變化不大,在30mm左右,此時梁的溫度大概為330℃;此后隨著構件溫度的不斷升高梁的撓度急劇增加直至破壞,其中梁的最大撓度時間關系曲線見圖13。5K*6K*6P集成房屋在標準火作用30min后,梁和柱最大應力分別為267.1kN·m-2和263.9kN·m-2,梁的最大撓度超過1.5m(樓面梁)?？梢?K*6K*6P集成房屋主要承重構件屈服,梁的變形過大,說明梁和柱都已破壞。(2)根據判定條件2,標準火災曲線升溫至540s時,梁的最大位移為429mm,接近梁撓度的1/20(即455mm),結構雖然還沒有達到判定條件2所規(guī)定的破壞狀態(tài),但其中梁和柱的最大應力分別為239kN·m-2和238.6kN·m-2,構件均屈服。(3)根據判定條件3,當火災持續(xù)時間到183s時,柱和梁的最大應力為173kN·m-2。此時受火構件的溫度為485℃,鋼材在此溫度的屈服強度為174kN·m-2,同時結構中梁的最大撓度為56mm小于梁跨度的1/20,滿足要求。結構在183s時未破壞,但超過該時間結構構件屈服、變形急劇增加,故可認為結構的抗火時間為183s。由于該結構的抗火時間很短,特別是當結構中采用易燃板材時,結構的抗火時間將會縮短,應采取適當措施加強結構的抗火性能。三種不同跨度集成房屋在火災下的具體計算結果,見文獻。2.3巖棉夾心板的耐火性分析2.3.1巖棉夾芯板受火情況本次試驗在國家(都江堰)防火建筑材料質量監(jiān)督檢測中心進行,分別對50mm厚和80mm厚金屬面巖棉夾芯板進行了耐火極限測試工作,測試現(xiàn)象簡述如下:50mm厚金屬面巖棉夾芯板在立式爐中單面受火,從21min開始表面溫度高達77℃,然后以每分鐘15℃到20℃的速度升溫,最后于31min時由于變形過大,背面板縫發(fā)生竄火而測試中止,即構件破壞。此時構件背面平均溫度為120℃。80mm厚金屬面巖棉夾芯板在92min達到99℃之前一直是均勻緩慢上升,隨后每三分鐘溫度上升10℃左右,并于105min發(fā)生右上角背面板縫發(fā)生竄火而測試中止。繼續(xù)對板材升溫,背面溫度在107min時單點最高溫度達180℃。2.3.2巖棉夾芯板材料熱分析鋼板和芯材采用體單元(C3D8R)。芯材和鋼板的粘結非常緊密,完全可以保證兩種材料共同工作,所以鋼板和芯材的接觸方式采用捆綁(tie)的方式。由于對構件進行熱傳導分析,可不設力學邊界條件。對于非承重構件,判斷夾芯板耐火極限可以考慮完整性和隔熱性,本文采取隔熱性來判斷。分析巖棉夾芯板的隔熱性模型的幾何尺寸取長*寬*厚為1500*1000*50(mm)和1500*1000*80(mm)兩種情況,模型見圖14。根據《民用建筑熱工設計規(guī)范》確定巖棉材料熱物理性能計算參數,巖棉在常溫下的材料參數中密度取120kg·m-3、導熱系數0.045、比熱容1.22KJ。由于巖棉在高溫狀態(tài)下材料參數未知,根據巖棉屬于難然材料,本文假定其在火災下材料參數基本不變。有限元模擬結果見圖15和圖16。試驗測得50mm厚巖棉夾心板經31min升溫后,背面平均溫度為120℃,從圖中可以看出有限元模擬50mm厚巖棉夾心板經30min升溫后,背面均溫為115℃,與試驗得到的溫度場比較接近。試驗測得80mm厚巖棉夾心板經105min升溫后,背面平均溫度為130℃(圖15),加溫到107min時,單點最高溫度為181℃。從圖中可以看出有限元模擬80mm厚巖棉夾心板經105min升溫后背面均溫為230℃(圖16),與試驗得到的結果有一定差別,其主要原因是試驗板材內部放有一塊隔熱板,在一定程度上對熱傳到起到限制作用。但無論從試驗還是有限元分析,巖棉夾芯板都有著良好的隔熱性能,板受火面和背火面的溫度相差600℃以上。而且隨著巖棉夾心板厚度的增加,板材的耐火性能也不斷增加?？梢詮膱D15和圖16得到:板材受火面按標準火災升溫曲線升溫至1860s,50mm厚夾心板的背面溫度接近120℃而80mm厚夾心板的背面溫度不到40℃。2.4集成房屋框架和夾心板組合結構的耐火性分析從以上分析中,我們分別得到了集成房屋和巖棉夾心板的耐火性能,但并沒有將兩者結合同時考慮。而實際火災發(fā)生時,集成房屋框架和夾心板兩者互相影響,增加的結構的整體效應,對結構的耐火性能有很大的影響。因此,分析附有夾心板整體框架結構的耐火性是十分重要的。同時為得到不同耐火性能板材對結構的影響,我們分別采用附有不同抗火性能板材的簡單框架結構進行對比分析,板材分別考慮易燃型EPS夾心板和難燃型巖棉夾心板。2.4.1彩鋼夾心板的結構參數框架結構采用Q235鋼,鋼材的高溫力學性能與上述集成房屋所用鋼材相同,主梁、次梁和柱采用C80×40×15×2.0截面形式。EPS和巖棉彩鋼夾心板的上下表面鋼材性能與框架結構鋼材性能相同。EPS的彈性模量取6MPa、泊松比為0.226,巖棉的彈性模量為6.2MPa、泊松比為0.3?？蚣芙Y構中梁和柱采用梁單元B31進行劃分,夾心板采用實體單元C3D8R進行劃分。作用于結構的恒載為0.25kN·m-2,活載為2kN·m-2,荷載組合與集成房屋考慮相同。柱剛接于地面,約束柱底全部自由度。2.4.2巖棉夾心板安全性能模型EPS夾心板的耐火性能很差,其芯材EPS板屬于易燃物。當火作用于EPS夾心板上時,由于其在火災下燃燒沒有隔熱性能,使得上下兩層鋼板很快失去承載力,為了分析方便,我們將其撤去,模型見圖17;而未發(fā)生火災的框架中板材的力學性能不受影響。巖棉夾心板屬于難燃物,其耐火性能較好。當火作用于巖棉夾心板時,巖棉具有一定的隔熱功效,使得其上層鋼板具有一定的承載能力,為了分析方便,我們考慮上層鋼板未受影響,用一張鋼板代替。而未發(fā)生火災的框架中,板材對整體結構的耐火性能具有一定影響,模型見圖18。假設這個框架模型中只左側的框架發(fā)生火災,火災升溫曲線為ISO-834標準,根據規(guī)范在火荷作用下持續(xù)5min,由于框架是主要的承載結構,因此我們在處理時將板材隱藏,主要觀察框架結構的受力情況。附有EPS夾心板的框架結構中,最大應力為126.3kN·m-2,見圖19。附有巖棉夾心板框架結構中的最大應力為87.04kN·m-2,見圖20。從中我們可以得到,巖棉夾心板框架整體結構比EPS夾心板框架整體結構的耐火性能好,巖棉板相對于EPS板對結構具有較好的防火性能。因此在選擇板材時,為了增加結構整體的耐火性能,需采用耐火性能好的板材。3抗火性能分析(1)鋼管混凝土柱暴露在火災中的方式,包括火的強度和作用方向。由于它可能導致附加的彎曲和彎曲方向的改變,故這在抗火分析中是一個非常重要的影響因素。在一個框架體系中,雖然中柱和邊柱可能有不同的約束和負荷的情況,但它們卻有著幾乎相同的耐火時間。(2)與單根鋼管混凝土柱相比,由于框架中的內力重分配和框架中其它構件對它的約束作用,使得框架中柱的抗火能力會得到提高。然而,框架中柱的位移要比單根柱的位移大。(3)評估單個構件在固定設計荷