RESEARCH ON FIRE RESISTANCE AND ON CALCULATION METHOD FOR FIRE PROTECTION THICKNESS OF SPECIAL-SHAPED CONCRETE-FILLED STEEL TUBULAR (CFST) COLUMNS
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摘要: 为了研究钢管混凝土异形柱在偏心荷载作用下防火保护层厚度的计算方法，设计加工了6个多腔式钢管混凝土异形柱试件，研究参数包括截面形状和防火保护层厚度，防火保护层采用非膨胀型防火涂料。通过耐火性能试验研究了试件的破坏形态、温度场分布和耐火极限。结果表明：钢管混凝土异形柱各腔室受火面数量越多，混凝土中心温度越高；防火涂料厚度相同时，截面形状对试件耐火极限影响较小；当防火涂料厚度大于16 mm时，文中试件可达到一级耐火等级的要求。基于有限元软件ABAQUS分别建立了温度场和热力耦合分析模型，有限元结果和试验结果吻合良好。在不同防火涂料厚度下进行了参数分析，发现荷载比(n)和混凝土强度(fck)对有无防火涂料试件耐火极限的比值(te/t0)影响较大，基于参数分析结果提出了钢管混凝土异形柱在偏心荷载作用下防火涂料厚度的设计方法。Abstract: To investigate the calculation method for the fire protection thickness of special-shaped concrete-filled steel tubular (CFST) columns subjected to eccentric loading, six multi-cell special-shaped CFST columns with non-expansive fireproof coating were designed. The fire resistance test was carried out and the parameters investigated include the cross-sectional shape and the thickness of fireproof coating. The test results indicate that the more the number of fire surfaces in each chamber of concrete-filled steel tubular special-shaped columns, the higher the central temperature of concrete. The cross section has little influence on the fire resistance of specimens with the same thickness fireproof coating. As the thickness of coating increases, the heating rates of specimens become lower, and the fire resistance becomes much longer. When the thickness of the fireproof coating exceeds 16 mm, the special-shaped CFST columns can meet the requirements of the specification for the first grade refractory component. The thermal and structural models were established using ABAQUS and the models were validated by the test results. Parametric study was then conducted on the fire performance of special-shaped CFST columns with different thickness fireproof coating. Then, the design method for predicting the thickness of the fire protection layer was proposed.
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钢管混凝土柱综合了钢材和混凝土两种材料的力学性能，具有承载力高、抗震性能好以及施工便捷的优点。在火灾作用下，内部混凝土可吸收外侧钢管传递的热量，延缓钢管的升温速率，有效降低钢管承载力的损失；而钢管则可以保护混凝土不发生高温爆裂的现象[1-3]。所以钢管混凝土柱也具有良好的耐火性能。目前，国内外学者对钢管混凝土柱的耐火性能已经有了较为广泛的研究，主要集中在材料类型[4-5]、截面形状[6-8]、受火方式[9-10]以及防火保护层[11-13]等方面。
与普通矩形钢管混凝土柱相比，钢管混凝土异形柱结构可避免室内柱角外露，有效提高住宅、酒店和办公楼等建筑的空间利用率。目前对于钢管混凝土异形柱常温下受力性能的研究(轴压性能、抗弯性能、压弯性能和抗震性能等[14-17])已较为成熟，但针对钢管混凝土异形柱耐火性能的研究相对较少。吕学涛等[18]对非均匀受火状态下钢管混凝土异形柱的耐火性能进行了研究，通过大量的参数分析讨论了不同受火方式下构件温度场和力学性能，研究表明：受火方式是构件耐火性能的决定因素；王微微等[19]建立了带肋薄壁L形钢管混凝土柱有限元模型，分析了受火时间、加劲肋和截面尺寸对构件温度场的影响；赵炳震等[20]对ALC板防护下的方钢管混凝土组合异形柱的耐火性能进行了试验研究，结果表明ALC防火板保护的组合异形柱可满足3小时耐火极限要求。
目前鲜见对偏心荷载作用下钢管混凝土异形柱耐火性能的研究。
本文对喷涂非膨胀型防火涂料的钢管混凝土异形柱在偏压荷载作用下的耐火性能进行了试验研究，试验中试件为均匀受火状态，分析了试件破坏形态、截面温度场分布以及耐火极限。利用有限元软件ABAQUS基于顺序热力耦合的方法建立了有限元模型，通过试验结果验证了有限元模型。之后在不同防火涂料厚度的条件下，对荷载比、长细比、柱肢厚、柱肢宽厚比、荷载偏心率、荷载角、含钢率、材料强度和截面形状等参数进行了耐火极限影响规律分析，共计235个有限元模型算例。最后提出了钢管混凝土异形柱在偏心荷载作用下防火涂料厚度的实用设计方法。
1 试验概况
1.1 试件设计
设计加工了6个多腔式钢管混凝土异形柱试件，包括3个T形截面试件和3个L形截面试件。钢管部分由三个完整矩形钢管和两个切割后的钢管焊接而成。在预埋热电偶的位置开洞，穿入PVC管后浇筑内部混凝土，在混凝土终凝之前拔出PVC管形成孔洞，将热电偶插入混凝土孔洞中并浇筑高强砂浆完成预埋，然后将钢管开洞位置通过圆形钢片焊接密封，最后喷涂防火涂料完成试件(图1)。试件根据实际构件尺寸缩尺得到，相似比为1∶2。柱高H=1500 mm，柱肢厚度B=100 mm，柱肢宽度D=300 mm，钢管壁厚ts=3 mm。图2为试件截面尺寸及加工示意图。试验期间保持荷载比n=0.5不变，荷载比n由式(1)计算。试验偏心距为50 mm，防火保护层选用型号为NH-PL-1的非膨胀型防火涂料，厚度tcoa取0 mm、8 mm和16 mm。表1汇总了试件设计参数：
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图 2 试件截面尺寸及加工示意图 /mmFigure 2. Cross-sectional dimension and schematic diagram of fabrication of specimens表 1 试件设计参数Table 1. Details of specimens序号 试件编号 截面形状 柱高H/mm 钢管壁厚ts/mm 含钢率αs/(%) 偏心距e/mm 防火涂料厚度tcoa/mm 荷载比n 试验中施加的轴力Nf/kN 1 TM-100-50-0 T形 1500 3.0 10.2 50 0 0.5 1000 2 TM-100-50-8 T形 1500 3.0 10.2 50 8 0.5 1000 3 TM-100-50-16 T形 1500 3.0 10.2 50 16 0.5 1000 4 LM-100-50-0 L形 1500 3.0 10.2 50 0 0.5 920 5 LM-100-50-8 L形 1500 3.0 10.2 50 8 0.5 920 6 LM-100-50-16 L形 1500 3.0 10.2 50 16 0.5 920 注：以2号试件“TM-100-50-8”为例，T表示试件截面形状，M表示试件加劲形式为多腔式(Multi-cell)，100表示柱肢厚度/mm，50表示偏心距/mm，8表示防火涂料厚度/mm。 n=Nf/NfNuNu (1) 式中：Nf/kN为火灾试验中柱端的轴向荷载；Nu/kN为常温下试件的承载力，文中采用有限元模型计算，考虑约束效应的影响。
1.2 材料力学性能
试件均采用C30商品混凝土。根据《普通混凝土力学性能试验方法标准》(GB 50081−2002)[21]测得养护28 d后立方体抗压强度fcu=28.9 MPa，试验时(60 d)立方体抗压强度fcu=33.7 MPa。试件所用的矩形钢管均采用Q235钢材，根据《金属材料拉伸试验 第1部分: 室温试验方法》(GB/T 228.1−2010)[22]测得钢管的力学性能，如表2所示。
表 2 钢管材料力学性能Table 2. Mechanical properties of steel tube类别 牌号 屈服强度fy /MPa 极限强度fu /MPa 弹性模量E/MPa 钢管 Q235 369 446 204 874 1.3 试验方案
试验在重庆大学结构试验室进行。试验装置包括YAE-20000型微机控制电液伺服20 000 kN压剪试验机和RJZ-160-12型组合电炉。本次试验试件受火高度为1200 mm，整个炉体由两节高度为600 mm的电炉拼接而成，电炉内径为700 mm，最高工作温度1300 ℃，可任意设定升温曲线。柱试件上下两端各伸出炉体150 mm。试验装置如图3所示。
为了模拟铰接的边界条件，试件上下两端通过刀口铰进行加载。刀口铰支座包括刀口支座和凹槽支座两部分，凹槽间距为25 mm，可实现不同偏心距的加载工况。在上下刀铰处分别焊接四个互成90°的钢筋，通过铜线连接4个YHD位移计测量试件的轴向变形，同时在试验机加载端布置4个LVDT位移传感器，测量加载端位移，如图3(b)所示。
图4为试件加载位置示意图，图中x轴和y轴交点为试件形心。试验加载前，先施加10%的设定荷载，检查各测量装置是否正常工作；之后卸载，再分10级加载到设定荷载，每级持荷2 min；然后开启电炉，按照ISO−834标准升温曲线进行升温，温度(T)-时间(t)关系如式(2)所示；试件达到耐火极限后终止试验。《建筑构件耐火试验方法第1部分：通用要求》(GB/T 9978.1−2008)[23]给出了试件耐火极限的判定准则：对于轴向承重构件，轴向压缩变形量达到H/100或者轴向压缩变形速率达到0.003 H/min时(H为试件初始高度)，试件达到耐火极限。
T = 345lg(8t+1) + 20 (2) 式中：T/(℃)为炉内平均温度；t/min为火灾燃烧时间。
试验中采用K型热电偶(工作温度为0 ℃~1200 ℃)测量了试件柱身1/2处(中截面)和距柱顶部1/4处(上截面)的温度值。图5为试件测温热电偶布置图。其中，“×”形标记为混凝土内部的温度测点，“○”形标记为钢管处的温度测点。同时，通过试验炉自带炉温监测设备记录炉内的温度变化。
2 主要试验现象
为便于描述，将试件各受火面和各腔室进行编号，如图6所示。试验过程中，A、D、E、H和L腔室为三面受火状态，B、I和K腔室为相对两面受火状态，J腔式为相邻两面受火状态，C腔室为单面受火状态。
火灾试验开始10 min左右，炉体上方有水蒸气出现。对于无防火涂料试件，此时水蒸气是由混凝土中水分蒸发产生，试验期间水蒸气逐渐增多；对于有防火涂料试件，水蒸气会经历一个消失重现再消失的过程，首先防火涂料中水分蒸发，待水分完全蒸发后，混凝土中温度升高水分开始蒸发，直至蒸发完毕。
图7~图9分别给出了三个典型试件的破坏模式，可以看出，试件均发生整体压弯破坏。对于无防火涂料试件TM-100-50-0，受拉侧1面(D腔室)混凝土在切割外侧钢管时发生塌落，受拉侧2面和3面混凝土可见横向裂缝，说明试件破坏时受拉侧混凝土拉应力达到高温下抗拉强度；受压侧7、8和9面中部钢管可见局部多波屈曲，相应位置内部混凝土达到高温下的抗压强度而被压溃。对于有防火涂料的试件TM-100-50-16和试件LM-100-50-16，试件破坏时受拉侧防火涂料出现横向裂缝，内部混凝土也可见明显横向裂缝；受压侧钢管有局部屈曲现象，钢管屈曲部位的防火涂料被挤压后发生脱落，相应位置内部混凝土被压溃。其余试件呈现出相似的破坏模式。
3 试验结果及分析
3.1 温度-时间曲线
火灾试验炉可通过自带炉温监测装置实时显示炉内温度。图10为各试件炉内温度变化及与ISO-834标准升温曲线的对比。可以看出，有防火涂料试件前10 min的炉温略低于标准升温曲线，是因为电炉初期功率较低，达不到明火的升温速率，10 min后试验炉温和标准升温曲线吻合良好；无防火涂料试件的炉温在整个试验过程中均低于标准升温曲线，是因为没有防火涂料阻隔试件与炉内空气的热量传递，试件吸热较快导致炉温较低。
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图 10 各试件炉内温度-时间曲线Figure 10. Temperature-time curves of the furnace chamber for specimens试验中6个试件布置的热电偶总数为92根，由于浇筑混凝土以及吊装试件的影响，共有12根热电偶失效，热电偶有效率超过85%。图11~图13为钢管混凝土异形柱试件测点温度(T)-时间(t)关系曲线。由图可知：
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图 13 试件LM-100-50-16温度-时间曲线Figure 13. Temperature-time curves of specimen LM-100-50-161)根据每个试件A、C腔室混凝土的T-t关系曲线可以看出，各腔室混凝土自受火边缘至中心呈逐渐递减的温度梯度。以试件TM-100-50-0(图11)为例，达到耐火极限时，A腔室中混凝土测点1温度为492 ℃明显高于测点3(115 ℃)，C腔室中测点6温度最高为142 ℃，测点7温度次之为107 ℃，测点8温度最低为102 ℃。
2)根据每个试件各腔式混凝土中心测点T-t关系曲线可以看出，各腔室中心混凝土温度随着受火面数量的增加而增大。以2号试件TM-100-50-8(图12)为例，试件达到耐火极限时，测点3和测点9的温度最高约为321 ℃，测点5温度次之231 ℃，测点8温度最低约为206 ℃，三面受火腔室中心混凝土温度比两面和单面受火腔室分别高出90 ℃和115 ℃。
3)根据每个试件内部混凝土测点T-t关系曲线可以看出，当温度达到100 ℃左右，曲线逐渐趋于平缓，是因为此时混凝土内部水分蒸发和迁移吸收了大部分热量。以6号试件LM-100-50-16为例(图13(a))，前70 min为混凝土升温的“初始段”，此阶段由于混凝土内部存在水分，热容较大，升温较慢；70 min~110 min为混凝土升温的“平台段”，水分蒸发迁移带走大量热量，混凝土温度几乎不变；110 min后为混凝土升温的“发展段”，此阶段混凝土内部水分完全蒸发，热容较小，温度迅速升高。
4)防火涂料的脱落会造成局部钢管的迅速升温。根据6号试件LM-100-50-16(图13(b))钢管测点温度可以看出，测点9处的温度在110 min左右突然升高，说明防火涂料发生局部脱落后钢管测点热电偶直接裸露在高温环境中，温度迅速升高。此现象会加速试件的破坏，降低其耐火极限。
图14对比了同一位置钢管和混凝土测点的温度(T)-时间(t)关系曲线，可以看出，相同位置钢管与混凝土的温度曲线基本一致，是因为防火涂料的存在导致构件内部升温缓慢，接触热阻在钢管和混凝土之间的影响也相对较小，故在有限元模拟中对于有防火涂料的试件不考虑接触热阻。
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图 14 相同位置钢管和混凝土温度对比(TM-100-50-8)Figure 14. Comparisons of steel and concrete temperature curves at the same position (TM-100-50-8)图15对比了不同试件之间相同位置测点温度(T)-时间(t)关系曲线，可以看出混凝土和钢管测点的T-t关系与防火涂料厚度相关，防火涂料越厚，测点升温速率越慢。当试件达到耐火极限时，试件1~试件6外侧钢管的温度分别为597 ℃、598 ℃、586 ℃、594 ℃、666 ℃和532 ℃。随着防火涂料厚度的增加，试件破坏时外侧钢管的温度相差不大，而内部混凝土的温度逐渐升高。从强度折减的角度分析，有无防火涂料试件破坏时钢管劣化后的强度基本相同，而无防火涂料试件破坏时混凝土平均强度要大于有防火涂料试件，说明无防火涂料试件破坏时混凝土仍有一定承载能力，此现象表明外部钢管高温引发的强度和刚度的降低是导致试件破坏的主要因素。
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图 15 不同试件相同位置测点温度-时间曲线Figure 15. Temperature-time curves of same positions for different specimens3.2 轴向位移-时间曲线
图16给出了钢管混凝土异形柱轴向位移(Δ)-时间(t)关系曲线。规定试件膨胀变形为正，压缩变形为负。可以看出，所有试件的Δ-t关系曲线均呈现膨胀(OA)、压缩(AB)和破坏(BC)三个阶段。膨胀段(OA)是指升温初期试件受热产生的膨胀变形大于压缩变形使之沿轴向伸长的过程；压缩段(AB)是指随着温度的升高，材料强度和刚度逐渐劣化，试件产生压缩变形逐渐大于膨胀变形的过程；破坏段(BC)是指当时间接近耐火极限时，轴向变形和速率迅速增加的过程。
表3汇总了钢管混凝土异形柱试件的耐火极限tR。图17给出了防火涂料厚度tcoa对试件耐火极限的影响规律。可以看出，随着防火涂料厚度的增加，试件耐火极限也随之增大，基本呈线性变化趋势；防火涂料厚度相同时，相同柱肢尺寸的T形和L形试件的耐火极限基本吻合；当防火涂料厚度为16 mm时，试件基本满足《建筑设计防火规范》[24]中要求的一级耐火等级，即耐火极限达到180 min。
表 3 试件耐火极限Table 3. Fire resistances of specimens试件编号 防火涂料厚度
tcoa /mm耐火极限tR /min 误差/(%) 试验 模拟 TM-100-50-0 0 28 33 17.86 TM-100-50-8 8 108 128(未脱落) 18.52 112(脱落) 0.04 TM-100-50-16 16 178 208(未脱落) 16.85 182(脱落) 0.02 LM-100-50-0 0 31 34 9.68 LM-100-50-8 8 118 136(未脱落) 19.05 121(脱落) 0.03 LM-100-50-16 16 179 219(未脱落) 22.35 176(脱落) 0.02 4 有限元分析
基于顺序热力耦合的方法，采用有限元软件ABAQUS对有防火保护层的钢管混凝土异形柱的耐火性能进行模型验证和参数化分析。
4.1 温度-时间关系
首先建立温度场模型，钢材和混凝土采用欧洲规范EC4[25]给出的热工参数，防火涂料的热工参数根据文献[26]取值。混凝土采用DC3D8八节点三维传热实体单元，钢管采用DS4四节点传热壳单元，网格尺寸为25 mm。外钢管和内隔板Merge为一个整体，对于没有防火涂料试件，钢管和混凝土之间设置接触关系，接触热阻取0.01(m2· ℃)/W[27]；对于有防火涂料试件，钢管与混凝土建立Tie约束，忽略接触热阻的影响。外围环境和钢管外表面通过热对流和热辐射来传递热量，对流换热系数αc=25 W/(m2· ℃)，综合辐射系数εr=0.7[28]。初始温度为试验过程中的室温，取25 ℃，按照试验所测炉内升温曲线进行升温。
图18给出了试件TM-100-50-0和TM-100-50-16的有限元模型在达到耐火极限时的温度场分布。可以看出，由于内隔板产生的“热桥效应”，混凝土内部温度场分布不连续，各腔室均呈现出由受火边缘至中间逐渐递减的温度梯度；有内隔板的部位向混凝土内部传热较多，温度相对较低，造成外围钢管温度分布不均匀；同时，由于防火涂料的存在延长了构件受火时间，有防火涂料的试件破坏时混凝土内部的平均温度明显大于无防火涂料试件。
图19为试件LM-100-50-16混凝土和钢管测点的试验和有限元升温曲线对比。可以看出，试验过程中防火涂料脱落处钢管和混凝土外表面温度发生突变，有限元中无法准确模拟，而对于其他位置测点有限元模拟的温度曲线与试验结果吻合良好。为了更好地模拟防火涂料的脱落，采用“生死单元法”[29-30]建立了防火涂料脱落模型(图20)，并将温度场结果应用于热力耦合模型中，由图16可知，考虑防火涂料脱落的模型轴向位移-时间曲线和试验结果吻合良好。
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图 19 试件LM-100-50-16有限元和试验温度场对比Figure 19. Comparison of the temperature distribution of the FE and test results of LM-100-50-164.2 轴向变形-时间关系
在温度场模型的基础上建立热力耦合分析模型，采用欧洲规范EC4[25]给出的材料热力学本构模型。混凝土采用C3D8R八节点六面体线性减缩积分实体单元，钢管采用S4R四节点四边形线性减缩积分壳单元，网格尺寸与温度场模型保持一致。外部钢管与混凝土接触面法向定义为硬接触(Hard contact)，切向采用库伦摩擦的罚函数(Penalty)，摩擦系数取为0.3[27]。内隔板与混凝土之间采用嵌入区域约束(Embedded region)。模型两端钢管和混凝土面采用刚体约束(Rigid body constraint)来模拟端板，约束条件为铰接。考虑构件的初始缺陷，施加了H/1000的初始偏心距[31]。
图16对比了试验和有限元轴向位移(C)-时间(t)关系曲线，表3统计了试验和有限元的耐火极限，其中有限元结果考虑了防火涂料是否脱落两种情况。可以看出，除了考虑防火涂料脱落的模型，有限元模拟得到的耐火极限普遍大于试验值，是因为实际的混凝土材料离散性较大，而有限元中材料性能是连续变化的，较为理想。同时，未考虑防火涂料脱落的有限元模型得到的耐火极限与试验结果误差较大，是因为试验过程中防火涂料的剥落造成局部温度突然升高，加速了构件的破坏。这一点根据考虑防火涂料脱落的模型结果可以得到验证，同时与文献[29]和文献[30]结果类似。然而，实际过程中防火涂料脱落时间、方式及区域是未知的，无法有效应用于参数分析，所以在之后的参数分析过程中不考虑防火涂料的脱落。
5 参数分析和防火涂料厚度计算方法
文献[32]和《钢管混凝土结构技术规范》(GB 50936−2014)[33]从温度场的角度推导出圆形钢管混凝土柱防火保护层厚度d的计算公式：
d=16.4×λT(tet0−1),t0<te (3) 式中：λT /(W/(m· ℃))为防火涂料的导热系数 ；te为有防火涂料时构件的预期耐火极限；t0为无防火涂料时构件的耐火极限；本文定义te/t0为涂料影响系数。
可以看出，防火涂料厚度d和涂料影响系数te/t0呈线性相关的变化规律，但式(3)未考虑除防火涂料外其他设计参数的耦合影响。
为了研究偏心荷载作用下钢管混凝土异形柱耐火性能，在不同防火涂料厚度的条件下，对荷载比、长细比、柱肢厚、柱肢宽厚比、荷载偏心率、含钢率、材料强度、荷载角和截面形状进行了参数分析，包括65个温度场模型和150个热力耦合模型，其中升温曲线采用ISO−834标准升温曲线，具体参数取值如表4所示。
表 4 参数分析取值Table 4. Parameter values of the FE models参数 取值 默认 防火涂料厚度tcoa/mm 0, 2, 4, 6, 8 — 荷载比n 0.3, 0.4, 0.5, 0.6, 0.7 0.5 长细比λ 12, 18, 24, 29 18 柱肢厚B/mm 120, 150, 200, 240 200 柱肢宽厚比D/B 2, 3, 4 3 荷载偏心率e/r0 0, 0.5, 1, 2 0.5 含钢率αs/(%) 5, 9, 12, 18 5 钢材屈服强度fy/MPa 235, 345, 390, 420 235 混凝土抗压强度fck/MPa 20.1, 26.8, 38.5, 50.2 20.1 荷载角θ/(°) 0, 45, 90, 135, 180 0 截面形状 T形, L形 T形 图21给出了各个设计参数对试件耐火极限的影响。可以看出，防火涂料厚度tcoa−te/t0的关系曲线表现出和文献[32]相同的线性变化规律；但荷载比和混凝土抗压强度会对曲线斜率有一定影响，其他参数则对曲线斜率影响较小。
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图 21 参数对不同厚度防火涂料试件耐火极限的影响Figure 21. Effects of parameters on the fire resistance of models with different coating thickness当荷载比n≥0.5时，曲线斜率基本不变，n由0.4增加到0.5时，曲线斜率突变，因此建立荷载比n=0.43、0.45、0.46、0.47和0.48的模型(共计20个)进行深化参数分析，如图22所示，可以看出，当n<0.5时，曲线斜率随着n的减小而降低。这是因为小荷载比试件(n < 0.5)在无防火涂料时耐火极限相对较大，材料强度利用更充分，所以防火涂料厚度相同时，小荷载比试件耐火极限提高比例即te/t0小于大荷载比试件(n≥0.5)。图21(h)显示随着混凝土强度的增大，曲线斜率逐渐降低，是因为混凝土强度大的试件，混凝土部分承担的荷载比例也较大，钢管性能劣化后仍能有效承担荷载，材料强度利用也更充分，从而耐火极限较大，所以防火涂料厚度相同时，和混凝土强度较大的试件耐火极限提高比例即te/t0较小。
基于以上参数分析，通过非线性数值回归方法得到了钢管混凝土异形柱偏心荷载作用下防火涂料厚度的计算公式，如式(4)~式(6)所示：
d=knkcλT(tet0−1) (4) kn=21.75n3−19.79n2−0.7n+2.34 (5) kc=−21.65(fck30)2+76.63(fck30)−19.61 (6) 式中：t0根据文献[34]计算；荷载比n取值范围为0.3~0.7，混凝土强度fck取值范围为20.1~50.2，即C30~C80。
图23对比了有限元和公式计算的不同模型的耐火极限结果，可以看出，两者结果吻合良好，误差大部分在10%以内，证明了公式的可靠性和有效性。
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图 23 有限元和公式计算耐火极限结果对比Figure 23. Comparison of the fire resistances between FE results and the calculation method由表3可知，未考虑防火涂料脱落的有限元结果与试验结果的平均误差约为19.19%。同时由试验结果可知，防火涂料厚度对耐火极限的影响是线性变化的，故考虑将计算的得到的防火涂料厚度增大20%，即在式(4)的基础上乘以一个安全系数ks=1.2，则修正后钢管混凝土异形柱在偏心荷载作用下防火涂料厚度ds的计算公式如下：
ds=ks×d (7) 根据文献[34]计算出无防火涂料试件的耐火极限约为16 min，采用式(4)~式(7)对有防火涂料试件的耐火极限进行计算，并与试验结果进行对比，如图24所示。可以看出，公式计算的耐火极限与试验结果误差较小且均略小于试验结果，偏于安全。
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图 24 耐火极限公式计算结果与试验值对比Figure 24. Comparison of the fire resistances between the calculation method and test results6 结论
对多腔室钢管混凝土异形柱在偏心荷载作用下的耐火性能进行了试验研究。基于试验建立了热-力耦合有限元模型，并进行了参数分析。根据试验和有限元模拟研究，得出以下结论：
(1)火灾作用下，承受偏心荷载的钢管混凝土异形柱均发生整体压弯破坏。受拉侧防火涂料和内部混凝土均出现横向裂缝，受压侧防火涂料由于钢管发生局部屈曲而出现剥落现象，相应位置内部混凝土被压溃。
(2)随着防火涂料厚度的增加，试件耐火极限也随之增大，基本呈线性变化趋势；当防火涂料厚度大于16 mm时，试件可满足柱构件一级耐火等级的要求；防火涂料厚度相同时，截面形状对试件耐火极限影响较小。
(3)钢管混凝土异形柱试件各腔室中心混凝土温度的高低与受火面数量相关，受火面数量越多，中心混凝土温度越高；防火涂料越厚，试件达到耐火极限时内部混凝土平均温度越高；防火涂料的脱落会造成局部温度场的迅速升高，从而导致试件耐火极限降低。
(4)通过有限元参数分析得到了不同防火涂料厚度条件下，各参数对te/t0的影响规律。发现荷载比和混凝土抗压强度对防火涂料厚度tcoa-te/t0关系曲线有一定影响，基于此提出了钢管混凝土异形柱在偏心荷载作用下防火涂料厚度的计算公式。
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图 2 试件截面尺寸及加工示意图 /mm
Figure 2. Cross-sectional dimension and schematic diagram of fabrication of specimens
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图 10 各试件炉内温度-时间曲线
Figure 10. Temperature-time curves of the furnace chamber for specimens
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图 13 试件LM-100-50-16温度-时间曲线
Figure 13. Temperature-time curves of specimen LM-100-50-16
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图 14 相同位置钢管和混凝土温度对比(TM-100-50-8)
Figure 14. Comparisons of steel and concrete temperature curves at the same position (TM-100-50-8)
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图 15 不同试件相同位置测点温度-时间曲线
Figure 15. Temperature-time curves of same positions for different specimens
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图 19 试件LM-100-50-16有限元和试验温度场对比
Figure 19. Comparison of the temperature distribution of the FE and test results of LM-100-50-16
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图 21 参数对不同厚度防火涂料试件耐火极限的影响
Figure 21. Effects of parameters on the fire resistance of models with different coating thickness
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图 23 有限元和公式计算耐火极限结果对比
Figure 23. Comparison of the fire resistances between FE results and the calculation method
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图 24 耐火极限公式计算结果与试验值对比
Figure 24. Comparison of the fire resistances between the calculation method and test results
表 1 试件设计参数
Table 1 Details of specimens
序号 试件编号 截面形状 柱高H/mm 钢管壁厚ts/mm 含钢率αs/(%) 偏心距e/mm 防火涂料厚度tcoa/mm 荷载比n 试验中施加的轴力Nf/kN 1 TM-100-50-0 T形 1500 3.0 10.2 50 0 0.5 1000 2 TM-100-50-8 T形 1500 3.0 10.2 50 8 0.5 1000 3 TM-100-50-16 T形 1500 3.0 10.2 50 16 0.5 1000 4 LM-100-50-0 L形 1500 3.0 10.2 50 0 0.5 920 5 LM-100-50-8 L形 1500 3.0 10.2 50 8 0.5 920 6 LM-100-50-16 L形 1500 3.0 10.2 50 16 0.5 920 注：以2号试件“TM-100-50-8”为例，T表示试件截面形状，M表示试件加劲形式为多腔式(Multi-cell)，100表示柱肢厚度/mm，50表示偏心距/mm，8表示防火涂料厚度/mm。 
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表 2 钢管材料力学性能
Table 2 Mechanical properties of steel tube
类别 牌号 屈服强度fy /MPa 极限强度fu /MPa 弹性模量E/MPa 钢管 Q235 369 446 204 874
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表 3 试件耐火极限
Table 3 Fire resistances of specimens
试件编号 防火涂料厚度
tcoa /mm耐火极限tR /min 误差/(%) 试验 模拟 TM-100-50-0 0 28 33 17.86 TM-100-50-8 8 108 128(未脱落) 18.52 112(脱落) 0.04 TM-100-50-16 16 178 208(未脱落) 16.85 182(脱落) 0.02 LM-100-50-0 0 31 34 9.68 LM-100-50-8 8 118 136(未脱落) 19.05 121(脱落) 0.03 LM-100-50-16 16 179 219(未脱落) 22.35 176(脱落) 0.02
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表 4 参数分析取值
Table 4 Parameter values of the FE models
参数 取值 默认 防火涂料厚度tcoa/mm 0, 2, 4, 6, 8 — 荷载比n 0.3, 0.4, 0.5, 0.6, 0.7 0.5 长细比λ 12, 18, 24, 29 18 柱肢厚B/mm 120, 150, 200, 240 200 柱肢宽厚比D/B 2, 3, 4 3 荷载偏心率e/r0 0, 0.5, 1, 2 0.5 含钢率αs/(%) 5, 9, 12, 18 5 钢材屈服强度fy/MPa 235, 345, 390, 420 235 混凝土抗压强度fck/MPa 20.1, 26.8, 38.5, 50.2 20.1 荷载角θ/(°) 0, 45, 90, 135, 180 0 截面形状 T形, L形 T形
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[1] 韩林海, 宋天诣, 谭清华. 钢-混凝土组合结构抗火设计原理研究[J]. 工程力学, 2011, 28(增刊 2): 54 − 66. HAN Linhai, SONG Tianyi, TAN Qinghua. Fire resistance design of steel-concrete composite structures [J]. Engineering Mechanics, 2011, 28(Suppl 2): 54 − 66. (in Chinese)
[2] 王文达, 陈润亭. 方钢管混凝土柱-外环板式组合梁节点在地震损伤后的耐火性能分析[J]. 工程力学, 2021, 38(3): 73 − 85. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2020.04.0259 WANG Wenda, CHEN Runting. Analysis on the fire resistance of square concrete filled steel tubular column to composite beam with outer ring plate connections after earthquake damage [J]. Engineering Mechanics, 2021, 38(3): 73 − 85. (in Chinese) doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2020.04.0259
[3] 李佳奇, 王蕊, 赵晖, 等. 外包不锈钢中空夹层钢管混凝土柱耐火性能研究[J]. 工程力学, 2020, 37(10): 125 − 133. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.11.0679 LI Jiaqi, WANG Rui, ZHAO Hui, et al. Study on the fire performance of concrete-filled double-skin tubular columns with external stainless steel tubes [J]. Engineering Mechanics, 2020, 37(10): 125 − 133. (in Chinese) doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.11.0679
[4] WU B, ZANG J B. Effect of embedded steel stirrups on fire behavior of square steel tubular columns filled with recycled lump concrete [J]. Engineering Structures, 2020, 211: 110446. doi: 10.1016/j.engstruct.2020.110446
[5] HE A, LIANG Y, ZHAO O. Behaviour and residual compression resistances of circular high strength concrete-filled stainless steel tube (HCFSST) stub columns after exposure to fire [J]. Engineering Structures, 2019, 203: 109897.
[6] ESPINOS A, ROMERO M L, SERRA E, et al. Circular and square slender concrete-filled tubular columns under large eccentricities and fire [J]. Journal of Constructional Steel Research, 2015, 110: 90 − 100. doi: 10.1016/j.jcsr.2015.03.011
[7] 王志滨, 张健斌, 林志平, 等. 异形钢管混凝土柱的耐火性能研究[J]. 建筑钢结构进展, 2021, 23(6): 54 − 60. doi: 10.13969/j.cnki.cn31-1893.2021.06.007 WANG Zhibin, ZHANG Jianbin, LIN Zhiping, et al. A study on the fire resistance of special-shaped concrete-filled steel tubular columns [J]. Progress in Steel Building Structures, 2021, 23(6): 54 − 60. (in Chinese) doi: 10.13969/j.cnki.cn31-1893.2021.06.007
[8] ESPINOS A, ROMERO M L, SERRA E, et al. Experimental investigation on the fire behaviour of rectangular and elliptical slender concrete-filled tubular columns [J]. Thin Walled Structures, 2015, 93: 137 − 148. doi: 10.1016/j.tws.2015.03.018
[9] YANG H, LIU F Q, GARDNER L. Performance of concrete-filled RHS columns exposed to fire on 3 sides [J]. Engineering Structures, 2013, 56: 1986 − 2004. doi: 10.1016/j.engstruct.2013.08.019
[10] 毛文婧, 王文达, 王景玄. 三面受火的内配型钢方钢管混凝土柱火灾全过程分析[J]. 工程力学, 2016, 33(增刊 1): 143 − 149. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2015.05.S011 MAO Wenjing, WANG Wenda, WANG Jingxuan. Performance analysis of concrete-filled square steel tubular columns with internal profiled steel under three-face fire conditions [J]. Engineering Mechanics, 2016, 33(Suppl 1): 143 − 149. (in Chinese) doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2015.05.S011
[11] SONG Q Y, HAN L H, ZHOU K, et al. Fire resistance of circular concrete-filled steel tubular (CFST) column protected by intumescent coating [J]. Journal of Constructional Steel Research, 2018, 147: 154 − 170. doi: 10.1016/j.jcsr.2018.03.038
[12] 杨帆, 魏国强, 杜长虹. 方钢管混凝土柱-钢梁T形件连接节点耐火性能数值分析[J]. 建筑钢结构进展, 2021, 23(4): 73 − 84. doi: 10.13969/j.cnki.cn31-1893.2021.04.009 YANG Fan, WEI Guoqiang, DU Changhong. Fire performance of t-stub connections between square concrete filled steel tubular column and steel beam [J]. Progress in Steel Building Structures, 2021, 23(4): 73 − 84. (in Chinese) doi: 10.13969/j.cnki.cn31-1893.2021.04.009
[13] 尹亮, 倪照鹏, 叶继红, 等. 厚型涂料保护的钢管混凝土巨型柱防火性能研究[J]. 建筑结构学报, 2015, 36(增刊 1): 305 − 309. YIN Liang, NI Zhaopeng, YE Jihong, et al. Study on fire protection performance of CFST mega-columns protected by thick coated fire retardant coatings [J]. Journal of Building Structures, 2015, 36(Suppl 1): 305 − 309. (in Chinese)
[14] YANG Y L, YANG H, ZHANG S M. Compressive behavior of T-shaped concrete filled steel tubular columns [J]. International Journal of Steel Structures, 2010, 10(4): 419 − 430. doi: 10.1007/BF03215849
[15] 屠永清, 严敏杰, 刘林林. 多室式钢管混凝土T形构件纯弯力学性能研究[J]. 工程力学, 2012, 29(9): 185 − 192. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2010.12.0899 TU Yongqing, YAN Minjie, LIU Linlin. Study on mechanical properties of multi-cell T-shaped concrete filled steel tubes subjected to pure bending [J]. Engineering Mechanics, 2012, 29(9): 185 − 192. (in Chinese) doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2010.12.0899
[16] ZUO Z L, CAI J, YANG C, et al. Eccentric load behavior of L-shaped CFT stub columns with binding bars [J]. Journal of Constructional Steel Research, 2012, 72: 105 − 118. doi: 10.1016/j.jcsr.2011.11.003
[17] 杨远龙, 王玉银, 张素梅, 等. 钢筋加劲T形截面钢管混凝土柱抗震性能试验研究[J]. 建筑结构学报, 2012, 33(4): 104 − 112. YANG Yuanlong, WANG Yuyin, ZHANG Sumei, et al. Experimental research on seismic behavior of T-shaped concrete-filled steel tube columns with reinforcement stiffeners [J]. Journal of Building Structures, 2012, 33(4): 104 − 112. (in Chinese)
[18] 吕学涛, 米振伟, 王微微, 等. 非均匀火灾作用下T形薄壁钢管混凝土柱耐火极限[J]. 辽宁工程技术大学学报(自然科学版), 2018, 37(2): 365 − 370. doi: 10.11956/j.issn.1008-0562.2018.02.023 LYU Xuetao, MI Zhenwei, WANG Weiwei, et al. Fire resistance study of T-shaped CFT columns with steel bar stiffeners in non-uniform fires [J]. Journal of Liaoning Technical University (Natural Science), 2018, 37(2): 365 − 370. (in Chinese) doi: 10.11956/j.issn.1008-0562.2018.02.023
[19] 王微微, 吕学涛, 麻辉. 带肋薄壁L形钢管混凝土柱温度场研究[J]. 防灾减灾工程学报, 2016, 36(3): 420 − 424, 431. WANG Weiwei, LYU Xuetao, MA Hui. Temperature distribution analysis of L-shaped thin-walled concrete-filled steel tubes with steel bar stiffeners [J]. Journal of Disaster Prevention and Mitigation Engineering, 2016, 36(3): 420 − 424, 431. (in Chinese)
[20] 赵炳震, 陈志华, 郑培壮, 等. ALC板防护下的方钢管混凝土组合异形柱耐火试验[J]. 天津大学学报, 2017, 50(9): 931 − 938. ZHAO Bingtian, CHEN Zhihua, ZHENG Peizhuang, et al. Fire resistance experiment on SCFRT column insulated with ALC board [J]. Journal of Tianjin University (Science and Technology), 2017, 50(9): 931 − 938. (in Chinese)
[21] GB/T 50081−2002, 普通混凝土力学性能试验标准[S]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2003. GB/T 50081−2002, Standard for test method of mechanical properties on ordinary concrete [S]. Beijing: China Architecture and Building Press, 2003. (in Chinese)
[22] GB/T 228.1−2010, 金属材料拉伸试验 第1部分: 室温试验方法[S]. 北京: 中国标准出版社2010. GB/T 228.1−2010, Metallic materials-Tensile testing-Part 1: Method of test at room temperature [S]. Beijing: China Standard Press, 2002. (in Chinese)
[23] GB/T 9978.1−2008, 建筑构件耐火试验方法第1部分: 通用要求[S]. 北京: 中国标准出版社, 2008. GB/T 9978.1−2008, Fire-resistance tests-Elements of building construction-Part 1: General requirements [S]. Beijing: China Standard Press, 2008. (in Chinese)
[24] GB 50016−2014, 建筑设计防火规范[S]. 北京: 中国计划出版社, 2014. GB 50016−2014, Code for fire protection design of buildings [S]. Beijing: China planning press, 2014. (in Chinese)
[25] Eurocode 4. EN 1994-1-2: 2005, Design of composite steel and concrete structures—Part 1-2: General rules—structural fire design [S]. Brussels: European Committee for Standardization, 2005.
[26] 杨有福, 韩林海. 矩形钢管混凝土柱的耐火性能和抗火设计方法[J]. 建筑结构学报, 2004, 25(1): 25 − 35. doi: 10.3321/j.issn:1000-6869.2004.01.004 YANG Youfu, HAN Linhai. Fire performance and design method of concrete-filled steel rectangular hollow section columns [J]. Journal of Building Structures, 2004, 25(1): 25 − 35. (in Chinese) doi: 10.3321/j.issn:1000-6869.2004.01.004
[27] LIU F, GARDNER L, YANG H. Post-fire behaviour of reinforced concrete stub columns confined by circular steel tubes [J]. Journal of Constructional Steel Research, 2014, 102: 82 − 103. doi: 10.1016/j.jcsr.2014.06.015
[28] TAN Q H, HAN L H, YU H X. Fire performance of concrete filled steel tubular (CFST) column to RC beam joints [J]. Fire Safety Journal, 2012, 51: 68 − 84. doi: 10.1016/j.firesaf.2012.03.002
[29] 刘佳琪. 钢管束混凝土柱-墙组合构件耐火性能研究[D]. 北京: 清华大学, 2018. LIU Jiaqi. Fire performance of concrete filled steel tubular column-wall structures [D]. Beijing: Tsinghua University, 2018. (in Chinese)
[30] 刘用. 采用角钢连接件的U形钢-混凝土组合梁抗弯与抗火性能[D]. 哈尔滨: 哈尔滨工业大学, 2019. LIU Yong. Flexural behaviour and fire resistance of composite beams with u-shaped steel girder and angle connectors [D]. Harbin: Harbin Institute of Technology, 2019. (in Chinese)
[31] 屠永清, 文千山. L形钢管混凝土柱轴压承载力计算[J]. 建筑结构学报, 2013, 34(增刊 1): 314 − 320. TU Yongqing, WEN Qianshan. Bearing capacity calculation of L-shaped concrete filled steel tubular columns subjected to axial compression [J]. Journal of Building Structures, 2013, 34(Suppl 1): 314 − 320. (in Chinese)
[32] 余敏. 钢管混凝土结构在常高温及冲击下连续性理论的研究[D]. 哈尔滨: 哈尔滨工业大学, 2011. YU Min. Research on the consecutive theory of concrete-filled steel members under normal to high temperature and impact load [D]. Harbin: Harbin Institute of Technology, 2011. (in Chinese)
[33] GB 50936−2014, 钢管混凝土结构技术规范[S]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2014. GB 50936−2014, Technical code for concrete filled steel tubular structures [S]. Beijing: China Architecture and Building Press, 2014. (in Chinese)
[34] LIU J P, WEI X, YANG Y L, et al. Fire resistance of T-shaped concrete-filled steel tubular columns under eccentric compression [J]. Journal of Constructional Steel Research, 2021, 187: 106973. doi: 10.1016/j.jcsr.2021.106973
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期刊类型引用(2)
1. 段泊池，杨冬冬，刘发起，杨华. 带有防火保护的圆钢管约束钢筋混凝土柱抗火性能分析与设计. 工程力学. 2024(06): 118-129 . 
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2. 廖荣国. 高层建筑纳米硅粉防火耐热混凝土应用性能研究. 广东建材. 2024(11): 30-33 . 百度学术
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