火灾下自密实混凝土柱的温度场

1、火灾下自密实混凝土柱的温度场卢 辉（福建省建筑科学研究院 350025）提要 本文介绍了自密实钢管混凝土在高温下力学性能研究的初步研究成果。通过数值计算模拟自密实混凝土柱在高温下的温度场。关键词 自密实混凝土;钢管自密实混凝土;火灾;高温;温度场;热工性能Temperature Distribution Of Self Compacting Concrete Columns at Elevated TemperatureLu Hui（Fujian Academy of Building Research 350025）Abstract: This paper presents the init

2、ial stage of an investigation of SCC-filled steel tubes at elevated temperatures. It aims at simulating the temperature distribution in SCC columns.Keywords: self-compacting concrete (SCC); steel tubes filled with self-compacting concrete; fire; high temperature; temperature field1 前言 钢管混凝土柱具有较高的承载能

3、力和抗火性能而在建筑结构中应用日益广泛。国内外研究人员对钢管混凝土柱的抗火性能都有过研究，如文献1-7。近年来，自密实混凝土越来越受欢迎并逐步应用于各类工程，自密实混凝土除了具有良好的工作性和可靠性外，其主要的优点就是消除了振捣混凝土的噪音、降低了劳动成本和提高施工速度。钢管自密实混凝土柱在建筑结构中的应用将是很有潜力的。目前，仅有为数不多的文献报道过高温自密实混凝土的研究9,10,研究结果表明自密实混凝土在高温下比高性能混凝土和普通混凝土更具有爆裂的可能性。而对钢管自密实混凝土目前仍鲜有研究。本文是钢管自密实混凝土高温下性能研究的一部分，主要是采用数值计算方法对自密实混凝土柱高温下的温度场进

4、行分析。 高温下构件力学性能的数值模拟需要计算构件的温度场、应力和应变。由于，在高温下材料的应力和应变取决于温度的高低，所以，合理的温度场分析是整个数值模拟的第一步。本文采用文献12用于分析钢管混凝土的数学模型，通过修改其边界条件应用于混凝土柱的温度场分析。材料的导热系数和热容是温度场分析的两个重要热工参数。但到目前仍未有自密实混凝土热工参数的数据。有关的研究表明，自密实混凝土高温下的性能类似于高性能混凝土，所以采用高性能混凝土的热工参数来分析自密实混凝土的温度场是值得探索的。Lie and Kodur 14-16 对普通混凝土和高强混凝土的热工参数进行过研究，混凝土的粗骨料区别为硅酸盐类和碳

5、酸盐类两种，但仍不知采用不同热工参数进行分析时，对温度场分析结果有何影响，本文对此问题进行了探讨。最后，自密实混凝土柱温度场的计算结果与文献9的实验结果进行了对比和验证。2 数学模型2.1 模型的修改 本文采用了Han 等人在文献12中提出的用于钢管混凝土温度场分析的数学模型作为原型，该模型的特点是在空间上采用有限单元法和时间上采用差分法对温度场进行了分析。在该模型中，假设温度沿柱的长度方向不变，柱表面暴露在火灾高温下，所以该模型实际上是一个二维非线性瞬态热传导问题，模型的具体情况详见文献12。火灾下混凝土柱的热传导可以采用下式对原模型进行修改： （1）其中，q 是热流密度，是综合换热系数12

6、， 是混凝土柱表面温度，是火灾环境的温度。为此，编制了对应于该模型的程序用于自密实混凝土柱温度场的计算。2.2 计算模型的验证 采用Kodur等人17高性能混凝土柱的试验结果中的两根高强混凝土柱来验证上述修改后的模型。两根柱子均为截面高度为305mm的正方形柱，其中，柱THC8 采用碳酸盐类粗骨料的混凝土，28天强度为60.4 MPa；THS11采用钢纤维混凝土，硅酸盐类粗骨料，28天强度为63.2 MPa。试验采用的升温曲线为ASTM E119-88 18规定的升温曲线。采用了硅酸盐类和碳酸盐类粗骨料高强混凝土的热工参数17，分别对柱THC8 and THS11进行了温度场分析。离柱表面不同

7、深度位置温度的实验结果和数值计算结果对比详见图1。 (a) 柱 THC8(b) 柱 THS11图. 1 数值计算结果和试验结果的对比可以看出，计算结果与试验结果吻合良好。在试验的初始阶段，柱中部的温度初始增长很快，紧接着有一段时间温度变化很小。这种情况可能是由于柱受热后，柱内部的水蒸汽开始向温度较低的中部转移，使柱中部的温度有一段相对稳定的阶段17。在本文的计算模型中，已考虑了水蒸汽蒸发对温度场的影响，但未包括蒸汽转移对温度场的影响，这可能可以解释为何在柱中部处温度计算值和试验值存在误差。3 热工性能对温度场的影响 混凝土的热工性能主要取决于混凝土中粗骨料的种类、配合比和潮湿程度。高性能混凝土

8、和普通混凝土在配合比的差别主要是高强混凝土水灰比小、有较高比例的添加料，这种区别使得高强混凝土不但在力学性能上有别于普通混凝土，而且在热工性能上也有所变化。混凝土的导热系数和热容是混凝土温度场分析的两个重要参数。文献14, 16给出了高强混凝土和普通混凝土的热工性能参数。下面将对热工性能参数在高强混凝土和普通混凝土之间变化对计算混凝土柱温度场的影响进行探讨。3.1 高强混凝土和普通混凝土的导热系数和热容 采用不同种类粗骨料的高强混凝土和普通混凝土的导热系数和热容14,16可见图2。从图中可见，(a)导热系数(b) 热容图 2 普通混凝土和高强混凝土的热工参数 14, 16随着温度的升高，混凝土

9、的导热系数总体上是下降的。当温度低于300oC时普通混凝土的导热系数低于高强混凝土；含碳酸盐类粗骨料高强混凝土的导热系数低于普通混凝土和含硅酸盐类粗骨料的高强混凝土。 热容表示单位体积的材料每升高1oC时所需要吸收的热量，在吸收同样热量的条件下，热容越大温升越小。含硅酸盐类粗骨料高强混凝土的热容基本上不随温度变化，除了在接近500oC处略有升高外。而碳酸盐类粗骨料高强混凝土和普通混凝土的热容在700oC处有一峰值，两者的区别出现在400oC 到 600oC范围内。3.2 混凝土热工参数对温度场的影响 对四组具有不同混凝土热工系数，截面高度为280mm的方形混凝土柱进行分析对比，火灾升温采用AS

10、TM E119-88火灾温度曲线18。四组混凝土柱的热工参数为：第1组：采用普通混凝土的导热系数和热容；第2组：采用具有碳酸盐粗骨料高强混凝土的导热系数和普通混凝土的热容；第3组：采用普通混凝土的导热系数和具有碳酸盐粗骨料高强混凝土的热容；第4组：采用具有碳酸盐粗骨料高强混凝土的导热系数和热容。(a) 表面(b) d=70mm(c) d=140mm(centre)图 3 离柱表面不同深度的温度图3 为柱表面、离柱表面 70 mm 和 140mm (柱中心)处的温度。图中的曲线编号与上述组的编号是对应的。可以看到，采用不同热工参数的计算结果对柱表面温度影响很小，而越往柱中心处其影响越大。采用高强

11、混凝土热工系数的计算结果最高，而采用普通混凝土热工参数的计算结果最低，采用其他热工参数的两组计算结果界于其间。从图中还可看到，曲线1和3的差距要大于曲线1和2的差距，同样曲线4和2的差距要大于曲线4和3的差距，由此可见热容的变化比导热系数的变化对混凝土柱温度场的影响要来得大。4 自密实混凝土的温度场 文献9, 10报道了自密实混凝土柱在ISO-834标准火灾曲线下的实验结果，其中有些柱的混凝土中掺入了聚丙烯纤维。大部分未掺入聚丙烯纤维的柱在火灾实验中均有比较严重的爆裂，本文选择了其中两根未掺入聚丙烯纤维而且爆裂较为轻微的柱，将其温度测试结果与计算结果进行对比。根据初步的分析，采用上节中第1到第

12、3组热工参数的温度计算值均低于试验值，最终选择高强混凝土的热工参数进行计算。柱为方形柱，尺寸为200×200×2000mm。碳酸盐粗骨料硅酸盐粗骨料(a) 柱70BG0-2碳酸盐粗骨料硅酸盐粗骨料(b) 柱70BG0-3图4 自密实混凝土柱的温度分布距离柱表面不同深度处（10,25,50,100mm）的温度计算值和实验值的对比见图4。分别采用硅酸盐类和碳酸盐类粗骨料高强混凝土的热工系数进行了分析。从图中可以看到，计算结果与试验结果总体吻合良好。接近柱表面处（10 mm ）温度的试验值和计算值有所偏差，其主要原因是自密实混凝土柱在高温下，柱表面出现的爆裂现象所造成的。柱中心部

13、位（100mm）温度实验值和理论值的偏差主要是由于自密实混凝土柱受热后水蒸汽向柱中心处转移所造成的，因为计算模型中没有考虑水蒸汽向柱中心处转移对温度的影响。可以看到，温度的计算值总是略低于试验值，根据上节的分析，我们可以发现采用高强混凝土的热工系数计算自密实混凝土柱的温度场将比采用普通混凝土的热工系数更接近试验值。5 结论根据上述的研究，可以得到如下的结论：l 通过修改钢管混凝土柱温度场计算模型的边界条件可得到混凝土柱温度场的数值计算模型，模型的计算结果得到试验结果的验证。l 分析了混凝土热工系数的变化对混凝土柱温度场计算结果的影响。分析结果发现，混凝土热工系数的变化对混凝土柱内部温度的影响大

14、于表面温度的影响；热容的变化对混凝土柱温度场的影响比导热系数的变化的影响显著。l 高强混凝土热工系数比普通混凝土的热工系数更适合于计算自密实混凝土柱的温度场。参考文献1 Twilt, L. et. al. (1994), Design Guide for Structural Hollow Section Columns Exposed to Fire, CIDECT, Verlag TUV Rheinland, Germany.2 Journal of Structural Engineering, ASCE, 122(7), 776-782 3 J. Const. Steel Resear

15、ch, 46(1-3), Paper No. 1714 Han, L.H. (1998), Fire Resistance of Concrete-Filled Steel Tubular Columns, Advances in Structural Engineering An International Journal, 2(1), 35-395 OMeagher, A.J. and Bennetts, I.D. (1994), “Behaviour of Composite Columns in Fire”, in Tubular Structures VI, Grundy, Holg

16、ate & Wong (eds), Balkema, Rotterdam, 307-314.6 Hass, R. and Ameler, J. (1999), Fire Resistance of Hollow Sections with High Strength Concrete, CIDECT Project 15P, Hosser, Hass + Partner, Braunschweig, Germany7 Patterson, N.L., Zhao, X.L., Wong, B., Ghojel, J. and Grundy, P. (1999), Fire Testing

17、 of High Strength Concrete Filled Steel Columns, in Mechanics of Structures and Materials, Bradford, Bridge & Foster (eds), Balkema, Rotterdam, 437-4428 Ouchi, M. (1998). History of Development and Applications of Self-Compacting Concrete in Japan, Proceedings of the First International Workshop

18、 on Self-Compacting Concrete.9 Bostrom, L. (2002), The performance of some self compacting concretes when exposed to fire. SP Fire Technology, SP Report 2002:23, Swedish National Testing and Research Institute.10 Persson, B. (2003), Self-compacting concrete at fire temperatures, Research Report, Div

19、ision of Building Materials, Lund Institute of Technology, Sweden.11 Han, L.H and Yao, G.H. (2004), Tests on Hollow Structural Steel (HSS) Filled with SCC, 4th International Conference on Thin-Walled Structures, Loughbrough, UK, June12 Han, L. H, Xu, L. and Zhao, X.L. (2003), Tests and Analysis on the Temperature Field within Concrete-Filled Steel Tubes with or without Protection subjected to a Standard Fire, Advances in Structural Engineering An International Journal, 6(2), 121-13313 Hol, E. (2003), Self-compacting concrete, State-of