EXPERIMENTAL STUDY ON FIRE BEHAVIOR OF HIGH STRENGTH DOUBLE-SKIN CONCRETE-FILLED STEEL TUBULAR COLUMNS
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摘要: 针对应用高强钢与超高强混凝土的中空夹层钢管混凝土柱，开展了轴心受压柱的标准耐火试验，得到了不同截面形状、边界条件、涂料厚度、荷载比条件下该柱的耐火极限，提出了表征柱耐火性能的延性指标，探讨了高强柱与普通柱耐火性能的差异。试验结果表明：高强中空夹层钢管混凝土柱的受火时间-位移响应与普通柱相似，受火前期膨胀而后期压缩变形进一步增大达到耐火极限。参数分析表明：相同条件下，应用高强钢的中空夹层柱其耐火极限低于应用普通钢的中空夹层柱，而应用超高强混凝土的中空夹层柱其耐火极限则高于应用普通或高强混凝土的中空夹层柱。此外，该文分别基于欧洲规范4中轴心受压柱和压弯构件的常温承载力计算模型，运用材料高温力学参数，计算了该柱高温屈曲承载力与耐火极限，计算结果与试验结果吻合较好。
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关键词:
- 高强钢 /
- 超高强混凝土 /
- 中空夹层钢管混凝土柱 /
- 温度场 /
- 耐火极限
Abstract: Standard fire tests on double-skin concrete-filled steel tubular (CFST) columns using high strength steel (HSS) and ultra-high strength concrete (UHSC) were conducted. The effects of section shape, boundary condition, thickness of fire protection, load ratio on the fire performance were investigated, ductility index was proposed and the differences between normal- and high strength double-skin CFST columns were discussed. Test results show that the time-displacement response of such high strength columns is very similar to their counterparts with normal strength materials. The parametric analysis indicates that, with the other conditions remaining the same, the fire resistance time of columns using HSS is shorter than their counterparts with normal strength steel (NSS), whereas the fire resistance time of such columns with UHSC is longer than those with normal- or high strength concrete (NSC or HSC). Besides, the high temperature-dependent buckling resistance and fire resistance time were calculated based on the ambient temperature calculation modes of axially and eccentrically loaded columns in Eurocode 4 and using the temperature-dependent material properties of UHSC and HSS, and the predicted results agree reasonably with the test values. -
一般来说，钢材价格的增长速度要低于强度的增长速度[1]，所以从单位强度上的价格这个角度考虑的话，应用高强钢比普通钢具有更好的经济效益。但是考虑到使用高强钢后板件尺寸会变小变薄，宽厚比会增大，受压构件的整体或局部稳定问题依然会非常突出。在这种情况下，让高强钢和混凝土材料，特别是超高强混凝土材料(因为可以在一定程度上保证高强钢先屈服而超高强混凝土后压碎)，协同工作形成钢管混凝土组合构件来抑制高强钢屈曲的发展就有可能充分发挥高强钢的优势[2-3]。XIONG等[4]将混凝土按强度划分为普通混凝土(fck≤50 MPa或fcu≤60 MPa)、高强混凝土(fck≤90 MPa或fcu≤105 MPa)、超高强混凝土(fck>90 MPa或fcu>105 MPa)，其中fck和fcu分别是圆柱体和立方体抗压强度。现阶段，超高强混凝土主要用于钢结构节点加固补强、工业耐磨损楼板、防护墙等；而高强钢也主要用在车辆、起重机、桥梁、过山车等特种结构中。高强钢和超高强混凝土极少配合使用在建筑结构的承重构件之中。原因除了常温使用下的延性较差等问题之外，也有高温情况下的诸多问题，如超高强混凝土易于发生高温爆裂，而高强钢有在火灾下向普通钢转化的趋势[5]，导致强度迅速恶化。因此，将高强钢和超高强混凝土结合形成高强钢管混凝土组合构件时，有必要对其耐火性能展开研究。
在相同荷载比条件下，钢管混凝土柱的耐火极限一般随钢管强度的提高而降低，但混凝土强度的影响在以往研究中表现出了不同的结果。在KODUR[6]对钢管高强混凝土柱和ROMERO等[7]对钢管超高强混凝土柱的研究中发现，柱耐火极限随混凝土强度的提高而降低；而在张哲等[8]以及XIONG和LIEW[4, 9]的研究中发现，钢管混凝土柱耐火极限随混凝土强度的提高而提高；这主要是由混凝土材料的多样性造成的。钢管混凝土柱耐火性能的提高可以通过内置钢筋笼、芯柱、型钢、或钢管[10]达到。相同条件下，ESPINOS等[11]对内置工字型钢、圆形芯柱、钢管的组合柱的抗火性能研究发现，内置钢管的双钢管组合柱的耐火极限最高，工字型钢次之，圆形芯柱最差；其中对于内置钢管的组合柱来说，内钢管内部填充混凝土的组合柱耐火极限要略高于内钢管内部不填充混凝土的组合柱。现阶段仅有针对应用普通钢管和超高强混凝土的夹层钢管混凝土柱[7]或高强钢管与普通混凝土的夹层钢管混凝土柱[9]的抗火性能研究，尚无针对应用高强钢管和超高强混凝土的夹层钢管混凝土柱的相关研究。基于此，本文开展了应用高强钢与超高强混凝土的中空夹层钢管混凝土柱的明火试验，研究了该柱的耐火性能，验证了高温承载力与耐火极限的计算方法。
1 试验概况
1.1 试件设计与制作
柱试件具体参数见表1，试验参数包括截面形状、边界条件和防火涂料厚度。圆柱采用Q355热轧钢管，而方钢管则由Q690钢板在角部沿柱全高焊接而成。柱试件加工如图1所示。所有柱高均为3.81 m，包括端板厚度。为避免柱端局部破坏，柱端采用加劲肋加固，同时内外钢管之间设置内嵌板，用于定位内钢管。
表 1 构件主要参数与试验/计算结果Table 1. Specimen details and test/calculation results试件编号 外/内钢管尺寸 外/内钢管力学性能 混凝土强度fc /MPa 涂料厚度tf /mm 边界条件 柱顶荷载 /kN 荷载比 D × t /(mm×mm) fy/MPa × Es/GPa 
CNS1* 219.1×16/114.3×6.3 432×203/468×183 165 0 F-F 2428 0.341 CNS2_NSC 219.1×16/114.3×6.3 432×203/468×183 40 8.2 P-P 2193 0.626 CNS2_HSC 219.1×16/114.3×6.3 432×203/468×183 90 8.2 P-P 2422 0.626 CNS2* 219.1×16/114.3×6.3 432×203/468×183 163 8.2 P-P 2736 0.626 CNS2_HSS 219.1×16/114.3×6.3 785×211/825×202 163 8.2 P-P 3298 0.626 
SHS1* 200×12/100×8 785×211/825×202 170 0 F-F 3715 0.350 SHS2_NSC 200×12/100×8 785×211/825×202 40 9.2 P-P 2413 0.522 SHS2_HSC 200×12/100×8 785×211/825×202 90 9.2 P-P 2600 0.522 SHS2* 200×12/100×8 785×211/825×202 172 9.2 P-P 2942 0.522 SHS2_NSS 200×12/100×8 432×203/468×183 172 9.2 P-P 2452 0.522 注：“*”表示试验构件，其余为参数分析构件；D分别为圆钢管的外直径或方钢管的外边长，t为钢管壁厚；F-F、P-P分别代表两端固结、两端铰接；荷载比为柱顶荷载与常温承载力的比值，该常温承载力由3.3.2节中方法求得。 本文中超高强混凝土由丹麦Densit公司生产的高性能灌浆料掺水配制而成[4]。该灌浆料含有矿物胶结材料、减水剂和超高强度铝土矿细骨料；筛分结果表明，其最大粒径小于4.75 mm，49%的颗粒小于0.6 mm。拌制时，水与灌浆料的配合质量比为0.076。混凝土浇筑采用泵送的形式，柱底预留灌浆口以泵送混凝土。考虑到超高强混凝土流动性较差，在泵送之前需用净水湿润钢管内表面以改善泵送效率。同时，考虑到超高强混凝土的硬化速度较快，混凝土在制备时需保持与泵送速度一致，否则超高强混凝土会硬化，导致泵送管道堵塞。
本文采用“兰陵”牌LG厚型防火涂料。由于防火涂料在冬季施工，涂料硬化速度较慢，其在重力作用下产生了下垂，导致涂料沿柱高厚度不一致。为使厚度一致，需待涂料硬化后，使用砂轮打磨。防火涂料的最终厚度由沿柱高和柱身四周均匀布置的16个测点的厚度平均值确定，每个测点的厚度由探针插入涂料内部测定。
为了防止超高强混凝土在受火时发生爆裂，混凝土在制备时加入了体积比为0.1%的聚丙烯纤维，其基本参数如表2所示。该体积比为多次试配得到，保证混凝土的强度和和易性不会受到较大影响。此外，外钢管表面也预留8个10 mm孔径的排气孔以利于水蒸气的排出，排气孔布置如图2所示，其中4个布置在柱顶与柱底，其余4个反对称布置于柱身。在泵送混凝土时，该些排气孔用螺栓封堵，在柱试件受火时拧开。
表 2 聚丙烯纤维基本参数Table 2. Basic properties of polypropylene fiber类型 直径 /mm 长度 /mm 密度 /(kg/m3) 强度 /MPa 吸水性 单丝 0.03±0.005 13 910±0.01% ≥450MPa 否 1.2 加载装置与测点布置
标准耐火试验装置如图2所示。每根柱于半高处布置三个热电偶以测定内外钢管和夹层混凝土的温度。柱顶沿压力机头四周均匀布置4个位移传感器以测定柱身纵向膨胀与柱顶压缩位移。试验在东南大学结构抗火实验室进行，各试件的实际受火高度(炉膛内净高)为3.0 m，柱身未受火部分用防火棉包裹隔热。柱顶荷载通过千斤顶逐级施加，待柱轴向变形稳定后点火，通过实时调节炉内温度，使炉内按照ISO-834火灾曲线升温。试验过程中，始终维持柱顶荷载不变，当柱顶压缩变形超过柱受火高度的1%(30 mm)时停止试验[12]。
2 试验结果与分析
2.1 破坏形态
由于超高强混凝土内部添加了聚丙烯纤维，以及在钢管壁布置了排气孔，试验中未见高温爆裂的情形。试件受火后的破坏形态如图3所示。可以看到，试件呈现出了较大的侧向变形，说明柱试件在火灾下发生了整体失稳，而非截面压溃破坏。在较大侧向变形情况下，大多数柱子的防火材料都剥落了，但总的来说，方柱中防火涂料的剥落情况要较圆柱严重，这是由于涂料在方柱角部的包裹性能要差一些。需要说明的是，试件CNS2弯曲破坏靠近柱端，这可能是由试验误差造成的，如柱上下端转动刚度不一致，柱身存在加工误差，防火保护材料涂覆不均匀，等等。
图4给出了试件CNS2和SHS2的内管在柱最大弯曲变形处的破坏形态。两根试件耐火极限相似，但圆柱CNS2的内管发生了局部向内凸起，而方柱SHS2的内管没有发生局部变形。由欧洲规范3(EN1993-1-2)可知[13]，两柱内管在高温下均为第1类截面(局部屈曲不会在塑性变形阶段发生)，因而该局部变形不是由局部屈曲造成的，而可能是由剪切变形(图3显示CNS2的最大弯曲变形靠近柱顶端，因而存在剪力)，或是由与夹层混凝土的相互作用(约束应力)造成的。方柱没有发生局部变形，其可能与钢管强度偏高或与内衬板的存在相关。
柱横截面上的破坏形态如图5所示。可以看到，圆柱与方柱中的夹层混凝土在失效时的温度分别为510 ℃和482 ℃，夹层混凝土的颜色随温度的升高而变化，温度越高，混凝土颜色越深，这主要与混凝土水化产物如水合硅酸钙(C-S-H)以及氢氧化钙等的分解程度不一致相关。此外，横截面上没有发现明显的裂纹。尽管由于钢和混凝土材料的不同热膨胀属性可能会在受火的早期阶段发生相对滑移，但由图可见，夹层混凝土和钢管之间的相对滑移在破坏时并不明显。
2.2 温度场
测点与炉内时间-温度曲线，以及截面上热电偶位置如图6所示。每根柱子于半高处布置3个热电偶，热电偶1和3分别测定内外钢管温度，而热电偶2记录夹层混凝土内部中心点温度。由于热电偶在运输过程遭到破坏，柱CNS1在测点3处的温度没有测到。可以看到，炉温与标准ISO−834升温曲线基本一致。截面温度由内向外依次降低，但不是线性下降的，表明超高强混凝土的热传导率不随温度线性变化。对于含水率相对较高的普通混凝土，当温度在100 ℃左右时，混凝土温度会恒定[14]，这是由于水在相变成蒸汽的过程中，大部分热量被水吸收了，所以混凝土温度在此阶段没有升高。然而，对于超高强混凝土，这种恒温现象在试验中没有观察到，这可能是因为超高强混凝土的含水率很低。
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图 6 截面测点处受火时间-温度曲线Figure 6. Curves of time - temperature at measuring points of cross section2.3 时间-位移曲线
柱顶时间-位移曲线如图7所示。可以看到，超高强钢管混凝土柱的耐火时间位移曲线与普通钢管混凝土柱相似，大致分为三个阶段：位移上升阶段(阶段I)、位移稳定阶段(阶段II)、位移下降阶段(阶段III)，如图8所示。在受火的早期阶段(阶段I)，由于钢管的快速升温与热膨胀，柱顶产生了向上的位移，同时钢管承受较大的外部荷载。柱顶向上位移的大小取决于荷载水平和截面尺寸。从图中可以看到，荷载水平越高，向上位移越小。截面尺寸对向上位移的影响可归因于从外管到内管的温度梯度；截面尺寸越大，温度梯度就越高，因而混凝土的热膨胀比外管小，导致外管的热膨胀受到内部混凝土的约束而减小。
当外钢管温度超过约600 ℃后(阶段II)，外钢管失去承载能力，其荷载由核心混凝土与内部钢管共同承担。随着受火时间的增长，核心混凝土和内部钢管继续发生热膨胀，但其承载能力也随着温度的升高而降低，因而会发生向下的压缩变形，此阶段由于热膨胀与压缩变形保持一致，因而柱顶可以维持稳定发展。随着温度的进一步升高，混凝土与内钢管强度的降低，压缩变形大于热膨胀位移(阶段III)，柱顶位移开始下降。当核心混凝土和内部钢管的承载力小于外部荷载后，柱顶位移急剧加大，直至柱子失效。
由上面的分析可以看到，阶段II的持续时间在一定程度上反映了柱子失效之前的安全储备，可作为表征柱耐火性能的延性指标。可以看到，阶段II的持续时间取决于荷载水平、防火材料厚度和截面尺寸。荷载水平越低，核心混凝土和内钢管的承载力储备越大，因此，在外管失去承载力后，需要较长的曝火时间来消耗储备的承载力。防火涂料厚度的影响与柱截面尺寸相似，即影响了混凝土的温度变化，从而影响混凝土的承载力储备变化。防火涂料越厚，截面尺寸越大，阶段II的持续时间也越长。
此外，对于两端铰接的轴心受压柱来说(CNS2和SHS2)，在较高的荷载比(0.626和0.522)以及较薄的耐火涂料(8.2 mm和9.2 mm)情况下，其耐火极限也能超过2小时，反映了高强中空夹层钢管混凝土柱较好的耐火性能。
3 高温承载力与耐火极限计算方法
3.1 基于有限差分法的温度场计算
火灾作用下，热量在火-柱界面以对流和辐射的方式传递到柱内；而在柱内，热量以热传导的方式传播。考虑柱截面的对称性，圆柱和方柱温度场可分别基于一维和二维热传导方程求解：
圆柱：ρcλ∂T∂t=∂2T∂r2+1r∂T∂r (1) 方柱：ρcλ∂T∂t=∂2T∂x2+∂2T∂y2 (2) 式(1)采用极坐标轴建立，而式(2)建立在笛卡尔坐标系下。其中：λ、ρ、c 分别为材料的热传导率、密度、比热；T、t为温度和时间。由于无法直接解方程式(1)和式(2)，本文基于有限差分法，对截面划分单元，用纤维单元法求其近似解，具体过程可参考文献[15]。需要指出的是，本文中超高强混凝土与高强钢的热工参数分别取自于KODUR和KHALIQ[16]以及CHOI等[17]的研究，而普通混凝土、高强混凝土、普通钢的热工参数分别取值于欧洲规范2[18]和欧洲规范3[13]。钢与混凝土界面考虑空隙热阻，其值为200 W/m·K[4]。
3.2 高温稳定计算长度
标准火灾试验中，柱仅中间受火，两端不受火，故其高温稳定计算长度与常温不一样。高温计算长度需考虑柱身不均匀温度场的影响。本文中高强中空夹层钢管混凝土柱的高温计算长度参考了文献[19]的方法，计算长度系数如图9所示，其中两端固结柱的柱高取为3810 mm，而两端铰接柱考虑支座影响，其柱高取为4150 mm。可以看到，两端铰接柱的屈曲计算长度基本不随受火时间而改变，约等于其柱高；而两端固结柱的屈曲计算长度随受火时间的增大而减小。
3.3 高温承载力与耐火极限
火灾下钢管混凝土轴心受压柱的高温屈曲承载力可参考其常温同类构件计算。此外，由于存在初始弯曲缺陷，也即初始弯矩，轴心受压柱的高温屈曲承载力也可按压弯构件计算。本文基于欧洲规范4[20]轴心轴压构件和压弯构件常温承载力计算模型，运用材料高温力学参数，计算本文中高强轴心受压柱的高温承载力(屈曲稳定承载力和轴力-弯矩相关承载力)与耐火极限。计算时需将截面划分单元，对不同单元赋予不同温度下的材料属性，考虑3.2节所述高温稳定计算长度，运用纤维单元法(基于Matlab平台)可以求得柱高温承载力，并与外部荷载比较得到柱的耐火极限。
本文中超高强混凝土与高强钢的高温材性参考文献[4]；而普通混凝土、高强混凝土以及普通钢的高温力学参数分别取值于欧洲规范2[18]和欧洲规范3[13]。本文中超高强混凝土(fc=170 MPa)和高强钢(fy=825 MPa)的高温应力-应变曲线如图10和图11所示。
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图 10 超高强混凝土的高温应力-应变曲线Figure 10. Stress-strain curves of UHSC at elevated temperatures3.3.1 按轴心受压构件计算
高温下钢管混凝土柱的稳定承载力计算如式(3)，其中：A和I分别为单元面积和惯性矩；f和E代表材料强度与弹性模量；下标θ代表单元温度，下标ao、ai、c代表外钢管、内钢管、混凝土；αfi为初始缺陷系数，取0.49[20]；
lfi,eff 为柱高温计算长度；φa,θ和φc,θ为考虑热应力的折减系数，分别对钢和混凝土材料取1.0和0.8。Nfi,Rd=χfi(∑jAao,jfao,j,θ+∑kAai,kfai,k,θ+∑mAc,mfc,m,θ) (3) {χfi=1Φfi+√Φ2fi−ˉλ2fi;Φfi=0.5[1+αfi(ˉλfi−0.2)+ˉλ2fi]ˉλfi=√(∑jAao,jfao,j,θ+∑kAai,kfai,k,θ+∑mAc,mfc,m,θ)π2(EI)fi,eff/l2fi,eff(EI)fi,eff=∑j(ϕa,θEao,j,θIao,j)+∑k(ϕa,θEai,k,θIai,j)+∑m(ϕc,θEc,m,θIc,m) (4) 3.3.2 按压弯构件计算
求解压弯构件高温屈曲承载力时需确定构件截面的轴力-弯矩相关曲线，本文中采用曲线如图12所示。曲线控制点A、B、C、D分别代表柱截面在压弯作用下的四种典型应力分布，也即在高温下，截面上受压区混凝土达到峰值应力，受拉区混凝土强度忽略不计，受拉受压区钢管均达到屈服。参考欧洲规范4[21]，柱身初始缺陷(初始侧向挠度)取值为L/150(L为柱高)。控制点A、B、C、D处截面上轴力、弯矩承载力计算如下：
1)控制点A(
0,Nfi,pl,Rd )控制点A反映了柱轴心受压状态下的应力分布，全截面进入塑性，截面无弯矩。塑性截面承载力可按式(5)计算，因钢管在高温下的软化，该计算忽略了套箍效应的影响。
Nfi,pl.Rd=∑jAao,jfao,j,θ+∑kAai,kfai,k,θ+∑mAc,mfc,m,θ (5) 2)控制点B
(Mfi,pl,Rd,0) 控制点B反映了构件纯弯状态下的应力分布，中和轴的位置可根据2hn范围内钢的抗拉承载力与2hn范围外受压混凝土的抗压承载力相等确定，抗弯承载力计算如式(6)所示，其中，p、q、r分别代表2hn范围内外钢管、内钢管、混凝土单元的数量，而Wao,n, Wai,n, Wc,n 为相应单元关于截面中心轴的塑性模量。
Mfi,pl,Rd=∑jWao,jfao,j,θ+∑kWai,kfai,k,θ−∑pWao,n,pfao,p,θ−∑qWai,n,qfai,q,θ+(∑mWc,mfc,m,θ−∑rWc,n,rfc,r,θ)/(∑mWc,mfc,m,θ−∑rWc,n,rfc,r,θ)22 (6) 3)控制点C
(Mfi,pl,Rd,Nfi,pm,Rd) 控制点C反映构件压弯状态下的应力分布，其中和轴位置与中心轴的距离等于控制点B处中和轴离中心轴的距离。截面上轴力大小等于受压区混凝土承载力与2hn范围内内外钢管的承载力之和，由于2hn范围内内外钢管的承载力等于2hn范围外受拉范围内混凝土的抗压承载力，因而，截面上轴力就等于全截面混凝土的抗压承载力，即：
Nfi,pm,Rd=∑k(Ac,k,θfc,k,θ) (7) 4)控制点D
(Mfi,max,Rd,Nfi,pm,Rd/2) 控制点D也反映了构件压弯状态下的应力分布，其中和轴与截面中心轴重合，截面弯矩承载力等于各部分材料对中和轴的力矩之和：
Mfi,max,Rd=∑jWao,jfao,j,θ+∑kWai,kfai,k,θ+∑mWc,mfc,m,θ (8) 火灾下，由于柱身侧向挠度不断增大，柱二阶弯矩也不断增大。本文参考欧洲规范4[21]，柱二阶弯矩由初始一阶弯矩乘以式(9)中放大系数求得。
k=β/(1−Nfi,Ed/Nfi,cr),并不得小于1.0 (9) 式中：Nfi,Ed为柱顶荷载；Nfi,cr为欧拉屈曲承载力，其计算时的弯曲刚度
(EI)fi,eff由式(4)求得。β为等效弯矩系数，对本文中的同向弯曲柱，取1.0。 3.4 试验与计算结果的比较
图13给出了试验耐火极限与计算耐火极限的比较。可以看到，计算值与试验值吻合较好，所有计算值与试验值的比值均在20%范围内，且大部分计算值是偏于保守的(比值小于1)。此外，基于压弯构件计算的离散性要小于基于轴心受压构件计算的离散性。
图14给出了基于轴压构件计算得到的高温屈曲承载力随受火时间变化的曲线。可以看到，柱屈曲承载力随受火时间的延长而降低，受涂料保护构件的承载力比未保护构件的承载力下降的慢；且运用高强钢的构件其承载力比运用普通钢的构件承载力下降的快，这是因为高强钢在高温下其力学性能下降的更快[4]。
图15给出了基于压弯构件计算得到的在柱失效时的M-N曲线。由于钢和混凝土的强度与弹性模量随着受火时间的延长而降低，因此，柱身二阶弯矩会增大，而M-N曲线会内缩，当二者相遇时，即得到耐火极限。可以看到，当运用高强钢时，比值
Mfi,max,Rd/Mfi,pl,Rd (D点与B/C点的水平距离)比运用普通钢时要小，说明应用高强钢的中空夹层钢管混凝土柱在轴力作用下的高温弯矩承载力提升要低于对应普通钢的中空夹层钢管混凝土柱。3.5 与普通中空夹层钢管混凝土柱耐火极限的比较
以柱CNS2和SHS2为例，通过变换混凝土或钢管强度(见表1)，按压弯构件计算了中空夹层钢管混凝土参数分析构件的耐火极限。从图16可以看到，柱耐火极限随钢管强度的提高而降低，但随混凝土强度非单调变化。当从普通混凝土(NSC)变化至高强混凝土(HSC)时，耐火极限降低，但当强度进一步提高至本文中使用的超高强混凝土(UHSC)时，耐火极限则提高，这主要是因为该超高强混凝土中添加了铝土矿质细骨料，因而具有更好的耐火性能[4]。
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图 16 钢与混凝土强度对耐火极限的影响Figure 16. Effects of steel and concrete strength on fire resistance4 结论
通过对高强中空夹层钢管混凝土柱的耐火试验与参数分析，得到如下结论：
(1) 掺入体积比为0.1%的聚丙烯纤维，同时布置10 mm排气孔可以有效防止超高强混凝土在中空夹层柱内的高温爆裂；由于含水率较低，超高强混凝土在100 ℃左右时未发现吸热现象。
(2) 高强中空夹层钢管混凝土柱的受火时间-位移响应相似于普通钢管混凝土柱，大致分为位移上升阶段、位移稳定阶段、位移下降阶段；其中位移稳定阶段反映了柱子失效之前的安全储备，可作为表征柱耐火性能的延性指标；荷载比越低、耐火涂料越厚、截面尺寸越大，则位移稳定阶段的持续时间越长。
(3) 轴心受压钢管混凝土柱的高温屈曲承载力以及耐火极限可以基于轴心受压构件或压弯构件计算，计算时可取柱身初始缺陷为柱身高度的1/150；耐火极限计算值与试验值吻合较好，且基于压弯构件的计算值其离散性要小于基于轴压构件的对应值。
(4) 与应用普通钢相比，应用高强钢将降低中空夹层钢管混凝土柱的耐火极限；与应用普通/高强混凝土相比，应用本文中使用的超高强混凝土可以提高该柱的耐火极限。
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图 6 截面测点处受火时间-温度曲线
Figure 6. Curves of time - temperature at measuring points of cross section
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图 10 超高强混凝土的高温应力-应变曲线
Figure 10. Stress-strain curves of UHSC at elevated temperatures
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图 16 钢与混凝土强度对耐火极限的影响
Figure 16. Effects of steel and concrete strength on fire resistance
表 1 构件主要参数与试验/计算结果
Table 1 Specimen details and test/calculation results
试件编号 外/内钢管尺寸 外/内钢管力学性能 混凝土强度fc /MPa 涂料厚度tf /mm 边界条件 柱顶荷载 /kN 荷载比 D × t /(mm×mm) fy/MPa × Es/GPa CNS1* 219.1×16/114.3×6.3 432×203/468×183 165 0 F-F 2428 0.341 CNS2_NSC 219.1×16/114.3×6.3 432×203/468×183 40 8.2 P-P 2193 0.626 CNS2_HSC 219.1×16/114.3×6.3 432×203/468×183 90 8.2 P-P 2422 0.626 CNS2* 219.1×16/114.3×6.3 432×203/468×183 163 8.2 P-P 2736 0.626 CNS2_HSS 219.1×16/114.3×6.3 785×211/825×202 163 8.2 P-P 3298 0.626 SHS1* 200×12/100×8 785×211/825×202 170 0 F-F 3715 0.350 SHS2_NSC 200×12/100×8 785×211/825×202 40 9.2 P-P 2413 0.522 SHS2_HSC 200×12/100×8 785×211/825×202 90 9.2 P-P 2600 0.522 SHS2* 200×12/100×8 785×211/825×202 172 9.2 P-P 2942 0.522 SHS2_NSS 200×12/100×8 432×203/468×183 172 9.2 P-P 2452 0.522 注：“*”表示试验构件，其余为参数分析构件；D分别为圆钢管的外直径或方钢管的外边长，t为钢管壁厚；F-F、P-P分别代表两端固结、两端铰接；荷载比为柱顶荷载与常温承载力的比值，该常温承载力由3.3.2节中方法求得。 
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表 2 聚丙烯纤维基本参数
Table 2 Basic properties of polypropylene fiber
类型 直径 /mm 长度 /mm 密度 /(kg/m3) 强度 /MPa 吸水性 单丝 0.03±0.005 13 910±0.01% ≥450MPa 否
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