Comportamiento sísmico del acero

Scientific Reports volumen 13, Número de artículo: 1322 (2023) Citar este artículo

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En la ingeniería real, se crean circunstancias de límites de fuego no uniformes, incluido el fuego de un solo lado, el fuego de dos lados vecino o relacionado y el fuego de tres lados, debido a las diferentes ubicaciones de las columnas. En este artículo, se investigó el comportamiento sísmico de elementos SRCFST sometidos a fuego no uniforme mediante el método de simulación de elementos finitos. En primer lugar, se investigaron la curva P-Δ, el coeficiente de ductilidad, la rigidez y la disipación de energía de los miembros después de un fuego no uniforme. A medida que disminuye el número de superficies de fuego, disminuye la temperatura máxima de sobrecalentamiento en el centro de la sección, disminuye el daño, disminuye la degradación de la rigidez y aumenta la capacidad de disipación de energía. A continuación, se calculó la distribución de carga de cada componente en el miembro SRCFST utilizando un incendio de tres lados como ejemplo, los resultados muestran que los tubos de acero juegan el papel más dominante en el comportamiento sísmico después del incendio, seguidos por las secciones de acero y el hormigón en menor medida. . Por último, se realizó un estudio paramétrico de las variables clave que influyen en el coeficiente de ductilidad.

Es muy probable que los tubos de acero rellenos de hormigón reforzado con acero (SRCFST) se utilicen en ingeniería debido a sus excepcionales cualidades mecánicas. Las formas típicas de las secciones transversales se muestran en la Fig. 1. Para mejorar el método de diseño de este tipo de miembro y promover su aplicación, los académicos han realizado una extensa investigación sobre las propiedades mecánicas de las columnas SRCFST a temperatura ambiente. Los miembros SRCFST comprimidos axialmente fueron objeto de una investigación experimental realizada por Wang et al.1,2,3,4, que reveló que los huesos de acero podrían aumentar significativamente la ductilidad y la capacidad portante de las columnas. Xu et al.5 realizaron un análisis de elementos finitos en columnas cortas de compresión axial SRCFST. Basado en la teoría del equilibrio último, Ding et al.6 desarrollaron una ecuación de capacidad de carga mientras presionaban axialmente columnas cortas SRCFST. Zhu et al.7,8 crearon una fórmula condensada para la relación real entre la longitud y la esbeltez y la capacidad portante elastoplástica de las columnas largas de compresión axial SRCFST basándose en el enfoque del módulo tangencial teórico. Prueba de presión de polarización unidireccional en columnas SRCFST, Wang et al.9 examinaron el mecanismo de fuerza y ​​la morfología del daño. El concreto de alta resistencia autocompactante con secciones internas de acero fue objeto de una investigación de prueba de excentricidad10, que reveló que la excentricidad era el elemento que afectaba la capacidad de carga de estos componentes. Se presentó un modelo de predicción para la capacidad de soportar cargas de SRCFST11, después de que realizaron cálculos numéricos sobre la gestión y sostenibilidad de SRCFST dentro de la carga compensada y descubrieron que el modelo en el Eurocódigo 4 subestimaba significativamente la capacidad de soportar una carga de este tipo. de miembro En un examen de elementos finitos del comportamiento de flexión del SRCFST, Wang et al.12 descubrieron que el acero perfilado de ajuste interno evitaba la migración del eje positivo y el crecimiento de grietas de flexión en el hormigón. Zhao et al.13 crearon un método de medición para tubos de acero rellenos de hormigón de alta resistencia reforzados con acero de componentes formados por compresión. Posteriormente, se examinaron consecutivamente las características mecánicas de columnas de concreto de acero y tubería de acero acopladas internamente expuestas a cortante14 y torsión15. Wang et al.16,17 utilizaron procedimientos de prueba y cálculos numéricos para explorar las características mecánicas de la exposición de SRCFST a cargas complejas de compresión-torsión y compresión-flexión-corte, además de las tensiones primarias en los miembros. Debido a la adición de acero perfilado, la rigidez, la carga máxima y el rendimiento de deformación de los elementos SRCFST demostraron ser mejores que los de las columnas CFST convencionales por Xu et al.18 en su estudio del rendimiento de histéresis de dichos elementos. De acuerdo con la investigación de Xian et al.19,20, el material tiene una excelente resistencia al impacto en la respuesta dinámica de las columnas SRCFST bajo carga de impacto horizontal por sección, velocidad de impacto y dirección del impacto, el material exhibe una excelente resistencia al impacto. En los últimos años también se ha visto un aumento en el número de hallazgos de estudios sobre la resistencia al fuego y el diseño resistente al fuego de tales componentes. Han et al.21,22,23 llevaron a cabo un estudio de elementos finitos de la resistencia al fuego de elementos SRCFST bajo fuego no uniforme y durante todo el proceso de fuego. Meng et al.24,25 realizaron una investigación experimental sobre la resistencia al fuego de este tipo de componentes. La capacidad de carga residual de SRCFST también se calculó numéricamente26 después de un incendio estándar ISO-834, y también propusieron una fórmula para predecir el índice de resistencia residual de las columnas de hormigón de tubo de acero y acero de sección interna cuadrada combinada bajo diversas técnicas de exposición al fuego. Han et al.27 investigaron el desempeño sísmico posterior al incendio de SRCFST y descubrieron que los miembros de SRCFST se desempeñaron mejor desde el punto de vista sísmico que los miembros regulares de CFST sometidos a fuego.

Formas de sección transversal de SRCFST.

En la ingeniería real, debido a las diversas ubicaciones de las columnas, se generará fuego de un solo lado, fuego de dos lados relativo o cercano, y fuego de tres lados, y otras circunstancias de límites de fuego no uniformes, como se muestra en la Fig. 2 La estructura del edificio que no se ha derrumbado después del incendio debe ser reforzada y reparada, y si requiere protección sísmica, también se debe prestar atención a si su desempeño sísmico cumple con esos criterios.

Diagrama esquemático de condiciones de fuego no uniformes.

Como resultado, es esencial investigar el comportamiento sísmico de las columnas tubulares de acero rellenas de hormigón reforzado con acero después de diferentes condiciones de contorno de fuego, ya que el fuego no uniforme es un tipo típico de fuego en ingeniería. En esta investigación, se utilizó el método de simulación de elementos finitos para analizar el desempeño sísmico de los componentes SRCFST expuestos a fuego no uniforme por ABAQUS. En primer lugar, se analizó el campo de temperatura durante el fuego no uniforme. En segundo lugar, se calculan las curvas de histéresis, líneas de esqueleto, coeficientes de ductilidad, rigidez, disipación de energía y otros índices sísmicos de este tipo de barra. Finalmente, bajo el ejemplo de fuego en tres lados, se examinó la contribución del tubo de acero, el acero perfilado y el concreto al desempeño sísmico post-incendio, y se examinó paramétricamente el coeficiente de ductilidad.

El método de análisis de acoplamiento térmico secuencial se aplica en esta investigación para crear primero el modelo de campo de temperatura y luego el modelo de campo mecánico. Las características térmicas del acero y el hormigón tienen un impacto significativo en la precisión de los resultados de los cálculos numéricos en el modelo de campo de temperatura. Luego de una revisión exhaustiva de la literatura, la mayoría de los investigadores emplean Lie28 sugerido por la simulación de las características térmicas del concreto y el acero para determinar el campo de temperatura más cercano a la prueba, por lo que este artículo también aplica el mismo modelo térmico. El concreto se calienta hasta alrededor de 100 °C cuando el agua se evapora y absorbe calor, lo que afecta el campo de temperatura, por lo tanto, en esta investigación se utiliza la fórmula Han29 reportada para la capacitancia corregida y el calor específico del concreto a 100 °C, esto significa que se espera que el contenido de agua en el concreto sea del 5% y que todo se evapore a 100 °C, como se muestra en las Ecs. (1) y (2):

donde ρc' y cc' representan el peso volumétrico y el calor específico del hormigón cuando se tiene en cuenta el vapor de agua; ρc y cc representan el peso volumétrico y el calor específico del hormigón del núcleo cuando no se tiene en cuenta el vapor de agua; ρw y cw representan el peso volumétrico y el calor específico del agua, respectivamente.

Se utiliza una línea de doble pliegue para simular la relación tensión-deformación del acero después del enfriamiento natural a alta temperatura, y la expresión específica es la ecuación. (3):

La siguiente fórmula (4) se utiliza para establecer el límite de rendimiento después de la alta temperatura:

donde Tmax es la temperatura más alta de la historia.

En la fase elástica, el módulo de elasticidad es \(E_{{{\text{sp}}}} (\mathop T\nolimits_{\max } ){ = }E_{{\text{s}}} = 2,06 \times 10^{5}\) MPa, y en la fase de fortalecimiento, es \(E_{{{\text{sp}}}}^{^{\prime}} (\mathop T\nolimits_{\max } ){ = 0}{\text{.01}}E_{{\text{s}}} (\mahop T\nolimits_{\max } ) = 2.06 \times 10^{3}\) MPa.

Al modificar la tensión máxima y la deformación máxima del modelo de relación tensión-deformación del hormigón con núcleo de tubo de acero a temperatura ambiente sobre la base de la ecuación presentada por Lin30 en forma de ecuación, se logra la relación tensión-deformación del hormigón con núcleo después de alta temperatura (5).

donde \(x{ = }\frac{\varepsilon }{{\varepsilon {}_{0}}},y = \frac{\sigma }{{\sigma_{0} }},\sigma_{0} = \frac{{f_{{\text{c}}}^{^{\prime}} }}{{1 + 2,4(T_{\max } - 20)^{6} \times 10^{ - 17} }},\varepsilon_{0} = (1300 + 12.5f_{{\text{c}}}^{^{\prime}} ) \times 10^{ - 6} \times [1 + (1500T_{\max } + 5T_{\máximo }^{2} ) \times 10^{ - 6} ],\)

\(f_{{\text{c}}}^{^{\prime}} \;\) es la resistencia a la compresión axial del cilindro de concreto a temperatura ambiente, Tmax es la temperatura más alta jamás experimentada, ξ es el efecto de restricción coeficiente, \(\xi = \frac{{A_{{\text{s}}} f_{{\text{y}}} }}{{A_{{\text{c}}} f_{{{\ text{ck}}}} }}\). La pendiente de la línea tangente de la curva de relación tensión-deformación más allá del origen se utiliza para calcular el módulo de elasticidad del hormigón del núcleo después de altas temperaturas.

Los problemas de transferencia de calor del componente SRCFST son en realidad problemas de conducción de calor no estacionarios sin una fuente de calor interna. Las condiciones de fuego investigadas en este trabajo son aquellas en las que la radiación térmica y la convección transfieren calor desde el exterior de la estructura a los elementos de la columna. La tercera categoría de condiciones de contorno, la curva de calentamiento ISO-834, que explica los efectos de la convección y la radiación en los límites de los componentes, regula cómo cambia la temperatura durante el proceso de calentamiento por fuego. Para la superficie del fuego, el coeficiente de transferencia de calor se toma como 25 W/(m∙ °C) y el coeficiente de radiación integrada se toma como 0,5; para la superficie sin fuego, el coeficiente de transferencia de calor se toma como 9 W/(m∙ °C)31 y se supone que la constante de Stefan-Boltzmann es 5,67×10–8 W/(m3∙K4) con un cero absoluto de − 273 °C29. En el modelo de cálculo del campo de temperatura, se asume la transmisión total de calor, sin tener en cuenta la resistencia al calor de contacto entre el acero y el hormigón, y se emplean restricciones de "lazo" entre el tubo de acero y el hormigón, hormigón y acero perfilado. En el modelo de cálculo de campo mecánico, el tubo de acero y el hormigón, el acero perfilado y el hormigón utilizan el contacto "superficie a superficie", donde la dirección media utiliza el contacto duro, el modelo de fricción Cullen operativo tangencial y el coeficiente de fricción es 0,6. La figura 3 muestra las etapas de carga de los componentes y las condiciones de contorno. El procedimiento de carga se divide en tres etapas: primero, calentamiento de la superficie de fuego de los miembros de la columna; segundo, extremos de columna articulados con carga axial constante aplicada en la parte superior; y tercero, carga de desplazamiento recíproco aplicada en la luz. La carga controlada por fuerza, la carga controlada por desplazamiento32 y la carga controlada híbrida por fuerza-desplazamiento son las tres categorías principales de reglas experimentales de carga estática propuestas que ahora están en uso. En este documento, se selecciona la carga controlada por desplazamiento, es decir, el desplazamiento durante la carga se usa como cantidad de control, y la carga cíclica se realiza de acuerdo con un cierto aumento de desplazamiento, y la amplitud de desplazamiento objetivo se obtiene con referencia a JGJ/T 101– 201533 como 0.25Δy, 0.5Δy, 0.75Δy, 1Δy, 1.5Δy, 2.0Δy, 3.0Δy, 4.0Δy, 5.0Δy, 6.0Δy, 7.0Δy, 8.0Δy, Δy es el desplazamiento de rendimiento de la columna, y cada etapa es ciclado tres veces respectivamente. El tubo de acero, el acero perfilado, el hormigón y tanto el campo mecánico como el térmico utilizan unidades C3D8R. La temperatura y los campos mecánicos se engranan consistentemente.

Proceso de carga y condiciones de contorno.

Se realizaron cálculos numéricos para las pruebas de fuego no uniforme de columnas de tubos de acero rectangulares de hormigón en la literatura34 y la prueba de histéresis de columnas de tubos de acero cuadrados rellenas de hormigón después del fuego en la literatura30. Los parámetros de prueba se enumeran en las Tablas 1 y 2, y las Figs. 4 y 5 muestran las curvas de comparación entre las dos pruebas.

Comparación de curvas experimentales y calculadas.

Curvas de histéresis P-Δ tras la exposición al fuego.

La curva de relación entre el tiempo refractario y la deformación axial se muestra en la Fig. 4. Se puede demostrar que los resultados de la simulación numérica del límite de resistencia al fuego bajo fuego no uniforme están cerca de la prueba.

La Figura 5 muestra la curva de histéresis P-Δ de los miembros CFST después del fuego, y se puede ver que la forma y el tamaño del bucle de histéresis después del fuego también concuerdan perfectamente con el experimento. Si bien existe alguna diferencia entre la curva de la prueba y la curva obtenida por cálculo numérico, esto se debe a que el cálculo numérico está idealizado, mientras que el proceso de prueba tendrá errores iniciales, etc. La Figura 6 muestra la comparación entre los resultados del cálculo numérico de el modo de falla del miembro S3 y los resultados de la prueba, en los que se puede observar que ambos están en flexión integral. En resumen, el método de modelado tiene un cierto grado de confiabilidad.

Modos de falla del experimento S3 y simulación numérica.

Después de establecer diferentes modos de exposición al fuego, los miembros estándar que se muestran en la Tabla 3 se diseñaron utilizando el modelo mencionado anteriormente, considerando los requisitos de GB50936-201435 y JGJ138-200136, además de las dimensiones compartidas del proyecto real. Esto fue seguido por el modelo de análisis de desempeño sísmico de los miembros de SRCFST.

Las nubes de temperatura de la sección transversal del tramo de columna en diferentes momentos después de diferentes métodos de exposición al fuego se muestran en las Figs. 7, 8, 9 y 10. Como se puede observar, cuando el fuego es uniforme, la distribución del campo de temperatura es biaxialmente simétrica, tres lados del fuego, fuego de un solo lado, el campo de temperatura es uniaxialmente simétrico, el lado adyacente del fuego, el campo de temperatura no es simétrico.

Nubes de temperatura transversales en varias etapas del incendio en las cuatro superficies.

Nubes de temperatura transversales en varias etapas del incendio en tres superficies.

Nubes de temperatura transversales en varias etapas del incendio en las dos superficies.

Nubes de temperatura transversales en varias etapas del incendio en una sola superficie.

La figura 11 muestra las curvas de variación de la anchura y la temperatura a lo largo de la sección en diferentes momentos y en diferentes circunstancias de incendio. Tres lados del fuego, una superficie de fuego más grande, una superficie de fuego más caliente en la parte trasera y dos lados del fuego después de eso. La temperatura de la parte trasera es la más baja, casi a temperatura ambiente, cuando se aplica fuego a un lado. La temperatura de la superficie del contrafuego aumenta gradualmente a medida que se extiende el período de calentamiento porque el calor de la superficie del fuego se transfiere continuamente a la superficie del contrafuego. Esto sucede incluso si la temperatura en el lado del fuego es muy alta y la temperatura en el lado del contrafuego es comparativamente baja. La distribución del campo de temperatura es desigual debido a la temperatura comparativamente alta en el lado receptor del fuego y la temperatura relativamente baja en el lado del contrafuego. Esto tendrá dos consecuencias en las características mecánicas de la pieza, a saber, diferente excentricidad y deflexión adicional, lo que dará como resultado propiedades de fuego no uniformes que varían de propiedades de fuego uniformes.

Curvas temperatura-profundidad.

Las características de capacidad portante, ductilidad y capacidad de disipación de energía de las estructuras y miembros de la edificación se incluyen en el desempeño sísmico. Estas cualidades son esenciales para determinar qué tan bien funcionarán las estructuras de los edificios en caso de grandes terremotos y son cruciales para determinar qué tan resistentes son a los sismos. Los resultados del cálculo utilizado en este estudio para determinar los índices sísmicos de este tipo de elementos después de un incendio son los siguientes.

La Figura 12 muestra el modo de falla del miembro SRCFST bajo carga recíproca después de un fuego no uniforme, y se puede ver que el modo de falla de la columna es el mismo independientemente de la condición límite del fuego. Primero, ocurre pandeo por compresión en la columna, y luego, durante la descarga y la carga inversa, la sección abombada se aplana nuevamente y produce pandeo por compresión en el otro lado. Con el aumento del desplazamiento de carga y descarga, el fenómeno de abombamiento se amplifica, pero este tipo de elemento todavía tiene una buena capacidad de carga.

Modo de falla de miembros SRCFST después de carga recíproca bajo fuego no uniforme.

La Figura 13 ilustra el diagrama de la nube de esfuerzos de la sección transversal del tramo de cada componente en el miembro SRCFST después del incendio de tres lados. El campo de temperatura en el eje asimétrico forma una asimetría de pérdida de material debido a la asimetría de temperatura, formando así un campo de material no homogéneo en la sección transversal del miembro, lo que hace que el centro de la fuerza conjunta de la sección transversal se desplace y forme distancia excéntrica adicional. Las tensiones en el acero perfilado interior y el tubo de acero periférico son mayores bajo la influencia combinada de la temperatura y la carga alternativa que las tensiones en el hormigón, lo que demuestra que el tubo de acero y el acero perfilado soportan la mayor parte de la carga.

Nube de tensión en la sección del vano de la columna SRCFST después del fuego en tres superficies.

Las curvas de histéresis P-Δ de los miembros SRCFST después de fuegos uniformes y no uniformes se muestran en la Fig. 14. Está claro que los miembros están en la etapa elástica en este punto ya que la relación P-Δ de las columnas está cerca de un línea recta y no se forma bucle de histéresis evidente cuando la deformación lateral es menor. El área contenida por el bucle de histéresis crece progresivamente a medida que aumenta el desplazamiento lateral, y todas las curvas de histéresis son bastante completas sin ningún problema de pinzamiento notable. Debido a que las propiedades del material del acero se recuperaron después del enfriamiento natural, aumentó la capacidad de contribución del tubo de acero exterior y el acero perfilado interior a la capacidad de carga y ductilidad después del fuego. El efecto de restricción del tubo de acero exterior sobre el hormigón del núcleo puede evitar que el hormigón se dañe, el acero perfilado puede retrasar o inhibir parcialmente la generación de grietas diagonales en el hormigón del núcleo, el hormigón del núcleo mejora la estabilidad del tubo de acero exterior y el acero perfilado, que puede prevenir eficazmente la caída de la fuerza causada por el pandeo de la tubería de acero y el acero perfilado. La interacción entre el tubo de acero, el acero perfilado y el núcleo de hormigón es lo que otorga a estas piezas su importante potencial para disipar energía. Por el contrario, cuando los cuatro lados están expuestos al fuego, el elemento sufre daños cuando la amplitud de desplazamiento supera los 58,2 mm y el tamaño del bucle de histéresis disminuye como resultado del aumento del número de superficies de fuego, la alta temperatura de sobrecalentamiento y la grave degradación del material. En comparación con un incendio de cuatro lados, la superficie del incendio disminuye, lo que también afecta la temperatura máxima histórica, la degradación del material, el tamaño del ciclo de histéresis de los miembros y la carga máxima de cada ciclo de histéresis.

Curvas de histéresis de relaciones P-Δ.

La Figura 15 muestra las curvas de histéresis momento-curvatura de las secciones transversales de las columnas SRCFST. Puede verse que las formas de las curvas de histéresis M-φ de los miembros SRCFST después del fuego son más completas, excepto por los cuatro lados del fuego. La curva de histéresis P-Δ es comparable a la ley distintiva de M-φ de los elementos SRCFST en diversas situaciones de incendio; cuando el número de superficies de fuego disminuye, el área del bucle de histéresis crece y el área del bucle de histéresis M-φ se aplica a un lado, es mayor y más completo. Además, se puede concluir a partir de la curva de histéresis M-φ que las columnas SRCFST tienen un excelente desempeño sísmico en exposición al fuego.

Curvas de histéresis de relaciones M-φ.

La Figura 16 muestra la línea del esqueleto P-Δ de un miembro SRCFST típico después de tener en cuenta varios eventos de incendio. La ley de variación de la línea del esqueleto de los miembros es esencialmente la misma en las cuatro circunstancias operativas. La capacidad de carga última de la pieza disminuye a medida que aumenta la superficie de fuego. La capacidad de carga máxima de un incendio de cuatro lados es un 13,54% inferior a la de un incendio de tres lados, y la capacidad de carga máxima de un incendio de tres lados es un 5,03% inferior a la de un incendio de dos lados, mientras que la capacidad de carga máxima de un incendio de tres lados es un 5,03% inferior a la de un incendio de dos lados, mientras que La capacidad de carga de un fuego de dos caras es un 7% menor que la de un fuego de una cara. Como se puede observar, la línea del esqueleto se ve menos afectada por las fluctuaciones de temperatura a medida que se reduce el número de superficies de fuego y la carga lateral recíproca se vuelve más crítica como factor regulador. Además, se puede observar que el disparo no uniforme hace que la línea del esqueleto descienda en un ángulo algo mayor. Esto se debe a que, en estas tres circunstancias de fuego, la sección del centro de resistencia de la muestra está desplazada hacia la superficie sin cocer, y la línea de acción de la fuerza horizontal no pasa por el centro de resistencia de la sección, lo que da como resultado la excentricidad.

Curvas de esqueleto de relaciones P-Δ.

La rigidez de la línea de corte, que se determina usando la siguiente fórmula (6), se usa para representar la rigidez de los especímenes36:

donde Pj es el valor de carga puntual pico positivo y negativo durante el primer ciclo del nivel j, y Δj es el desplazamiento correspondiente. Los resultados del cálculo se muestran en la Fig. 17. Es evidente que, independientemente de las circunstancias del incendio, los efectos combinados del fuego y la tensión cíclica hacen que la rigidez disminuya constantemente. La contribución de la acción de la temperatura a la degradación de la rigidez del miembro es más sensible al comienzo de la carga. En comparación con las llamas de cuatro lados, la rigidez aumentó cuando Δ = 2,2 mm en un 2,84 %, 12,03 % y 41,51 % para fuegos de tres lados, lados adyacentes y uno solo, respectivamente. En consecuencia, la rigidez aumenta a medida que disminuye el número de superficies de fuego. Para llamas de tres lados, lados adyacentes y un solo lado, respectivamente, la rigidez aumenta en un 7,31 %, 18,92 % y 26,12 % cuando Δ = 25 mm en comparación con fuegos de cuatro lados. La diferencia en la rigidez de los miembros con varios tipos de fuego disminuye rápidamente a medida que aumenta la fuerza recíproca, el impacto de la temperatura en la rigidez de las columnas disminuye y la carga lateral ejerce el control.

Degradación de la rigidez.

La capacidad de deformación de un componente es su ductilidad, que suele estar representada por el coeficiente de ductilidad, que se describe así36,37,38,39:

donde Δy denota el desplazamiento de fluencia y Δu el desplazamiento último. Se usó la técnica sugerida por Park et al.40 para calcular el desplazamiento de fluencia, y los resultados del cálculo se muestran en la Tabla 4. Como se puede ver, la carga de fluencia y la carga máxima de los miembros son mucho más significativas después de varias operaciones no realizadas. técnicas de fuego uniforme que después de fuego uniforme, y el valor aumentado aumenta a medida que disminuye el número de superficies de fuego de los especímenes. Las cargas de fluencia de las muestras después del fuego en tres lados, fuego en lados vecinos y fuego en un lado aumentaron un 12,59 %, 21,62 % y 28,71 %, respectivamente, mientras que las cargas máximas aumentaron un 14,84 %, 22,29 % y 31,52 %, respectivamente, en comparación con los miembros quemados uniformemente. Esto se debe principalmente a que los fuegos que alcanzan altas temperaturas degradan drásticamente las cualidades mecánicas del acero y el hormigón. Además, a medida que crece la cantidad de superficies de fuego, la sección transversal del campo de temperatura de sobrecalentamiento del componente se expande, lo que provoca daños posteriores al desastre más graves. El coeficiente de ductilidad es más significativo cuando el fuego se usa en un lado, más bajo cuando se usa en los cuatro lados, y la diferencia entre los coeficientes de ductilidad cuando el fuego se aplica en los lados vecinos y en los tres lados no es muy significativa. El fuego de tres lados, el fuego de un lado adyacente y el fuego de un solo lado tenían coeficientes de ductilidad más altos que el fuego uniforme, aumentando en un 43,4 %, 52,6 % y 84,2 %, respectivamente. En el caso de fuego no uniforme, el número de superficies de fuego provoca un aumento en el desplazamiento de fluencia del miembro, un cambio relativamente pequeño en el desplazamiento último y una caída en el coeficiente de ductilidad.

Una estructura está expuesta a un terremoto, que introduce energía en la estructura y hace que absorba y libere energía continuamente. La capacidad de los miembros para disipar energía determina qué tan bien se comporta sísmicamente el sistema cuando pasa a la condición elástico-plástica. La capacidad de un elemento estructural para disipar energía está determinada por el área que abarca su curva de histéresis carga-deformación, y la acumulación de esta área indica la disipación de energía elástico-plástica de la estructura en términos de su magnitud. La figura 18 muestra la curva de energía disipada E versus desplazamiento lateral Δ. Es evidente que a medida que aumenta el número de superficies de fuego, el consumo de energía de histéresis acumulada de cada muestra disminuye. Sin embargo, el consumo de energía de histéresis se minimiza cuando el fuego es uniforme, ya que esto hace que la sección de la columna experimente altas temperaturas de sobrecalentamiento, deterioro severo del material y daño prematuro de los miembros. Además, está claro que cuando el desplazamiento lateral es menor, el elemento se encuentra esencialmente en una condición elástica y que la región rodeada por el bucle de histéresis es pequeña, lo que da como resultado un bajo consumo de energía. El elemento entra en la fase plástica cuando aumenta el desplazamiento lateral, se expande el área del bucle de histéresis y aumenta la disipación de energía.

Disipación de energía.

Las curvas de histéresis P-Δ y las líneas de esqueleto de cada componente se calcularon para tres lados expuestos al fuego para evaluar el nivel de contribución de cada elemento al desempeño sísmico de los miembros SRCFST después del incendio, como se ilustra en las Figs. 19 y 20. Como puede Como se puede observar, los tubos de acero tienen las curvas de histéresis más altas, las cargas máximas más excelentes bajo todos los niveles de carga, las fases elásticas más rígidas y las mejores capacidades de disipación de energía. El acero perfilado ocupa el segundo lugar y el hormigón el último. Esto se debe a que, después del incendio, la temperatura de la periferia del tubo de acero aumentó rápidamente y se transfirió al centro de la sección. Como resultado de las condiciones naturales de enfriamiento, las propiedades materiales del acero se han recuperado desde entonces, permitiéndole soportar la mayor parte de la carga recíproca. El concreto sirve como una capa protectora natural para el acero perfilado, lo que reduce la temperatura de la sección, previene el pandeo local temprano y protege las secciones interiores de acero y el tubo de acero de la periferia contra daños. Además, dado que el tubo de acero actúa como una barrera contra la formación de fisuras oblicuas en el hormigón, este tipo de componente sigue funcionando bien sísmicamente incluso después de un incendio debido a la interacción sinérgica entre el tubo de acero, el acero perfilado y el hormigón.

Curvas de histéresis de relaciones P-Δ.

Curvas de esqueleto de relaciones P-Δ.

El coeficiente de ductilidad μ se emplea como índice sísmico para el ejemplo de fuego de tres lados para examinar más a fondo la ley del efecto de cada parámetro en el comportamiento sísmico de los elementos de hormigón con secciones internas de acero después del fuego no uniforme. Luego se lleva a cabo un análisis paramétrico para cada parámetro en el rango de parámetros comúnmente usados ​​en ingeniería; los parámetros principales son el tiempo de calentamiento, la relación de presión axial, la relación de esbeltez y la tasa de contenido de acero. La Tabla 5 muestra los valores precisos.

El efecto de la relación de compresión axial sobre el coeficiente de ductilidad de tres lados de los miembros SRCFST después de un incendio se muestra en la Fig. 21a. Es evidente que la relación de compresión axial tiene una influencia global más significativa. Cuando la relación de compresión axial es 0,3, 0,5 o 0,8, en comparación con la relación de compresión axial de 0,1, los coeficientes de ductilidad se reducen en un 13,13 %, 44,15 % y 61,15 %, respectivamente. Por lo tanto, es esencial regular las restricciones de la relación de presiones axiales de los miembros mientras se realiza el diseño estructural.

Análisis de los parámetros del coeficiente de ductilidad.

Cuando la duración del fuego es inferior a 90 min, el coeficiente de ductilidad del espécimen normalmente tiende a aumentar a medida que se prolonga el tiempo de fuego, como se muestra en la Fig. 21b. Esto se debe a que un tiempo de combustión más largo hace que aumente la deformación última por compresión de las columnas, lo que hace que el hormigón sufra daños por aplastamiento retardado y mejore la ductilidad. Debido a la alta temperatura máxima histórica de la sección del miembro y la severa degradación de las características del material, el coeficiente de ductilidad cae cuando el período de fuego es mayor a 90 min.

La Figura 21c ilustra cómo la relación entre la longitud y la esbeltez afecta el coeficiente de ductilidad de los componentes SRCFST después del fuego en tres lados. El coeficiente de ductilidad cae drásticamente a medida que aumenta la relación de esbeltez. El coeficiente de ductilidad se reduce en un 65,4 % para λ = 30 en comparación con λ = 10, en un 52,8 % para λ = 50 en comparación con λ = 30 y en un 38,2 % para λ = 70 en comparación con λ = 50. Por lo tanto, la relación de longitud de la columna los miembros deben seleccionarse razonablemente al diseñar la estructura para evitar daños prematuros a los miembros debido a la relación de longitud excesiva.

La influencia del contenido de acero en el coeficiente de ductilidad es mínima, como se muestra en la Fig. 21d, donde el coeficiente de ductilidad tiende a disminuir a medida que aumenta la proporción de acero perfilado.

A medida que aumenta la proporción de tubos de acero, el coeficiente de ductilidad tiende a disminuir, cuando αt es 0.08, 0.15 y 0.2, respectivamente, el coeficiente de ductilidad aumenta en 7.86 %, 11.10 % y 21.43 %, como se muestra en la Fig. 21e. Esto se debe a que el tubo de acero contribuye más a la rigidez y la capacidad de carga después del fuego, ya que más acero aumenta la rigidez y reduce la ductilidad.

El efecto de la resistencia a la compresión del concreto sobre el factor de ductilidad de desplazamiento µ se muestra en la Fig. 21f. Se puede observar que la evolución de la resistencia a compresión del hormigón sobre el coeficiente de ductilidad tiende a aumentar primero y luego a disminuir. El factor de ductilidad aumenta gradualmente a medida que aumenta la resistencia a la compresión del hormigón cuando fcu es inferior a 60 MPa; por ejemplo, sube un 53,7% cuando fcu está entre 20 y 40 MPa y un 13,8% cuando fcu está entre 40 y 60 MPa. El coeficiente de ductilidad disminuye cuando fcu supera los 60 MPa, y 80 MPa es un 15 % menos dúctil que 60 MPa. Sin embargo, el efecto global de la resistencia a la compresión del hormigón sobre el coeficiente de ductilidad por desplazamiento es insignificante.

Como se muestra en la Fig. 21g, cuando el límite elástico de la tubería de acero es inferior a 390 MPa, el coeficiente de ductilidad aumenta ligeramente con el aumento del límite elástico. El coeficiente de ductilidad comienza a disminuir cuando el límite elástico de la tubería de acero aumenta por encima de 390 MPa. En general, no hay mucho impacto en el coeficiente de ductilidad debido al límite de elasticidad del tubo de acero.

La relación entre el límite elástico y el coeficiente de ductilidad del acero perfilado se muestra en la Fig. 21h. La ductilidad mejoró un 7,7 % para fys = 345 MPa en comparación con fys = 235 MPa, 2,1 % para fys = 390 MPa en comparación con fys = 345 MPa y 1,4% para fys = 420 MPa en comparación con fys = 390 MPa. Es evidente que el coeficiente de ductilidad aumenta marginalmente, pero solo ligeramente, a medida que aumenta el límite de fluencia.

Con el aumento del espesor de la capa protectora, el coeficiente de ductilidad del elemento después del fuego tiende a aumentar. La figura 21i muestra que la ductilidad del miembro con a = 5 mm se incrementa en un 21,43% con respecto a la columna desnuda, la del miembro con a = 10 mm se incrementa en un 14,12% con respecto a la del miembro con a = 5 mm, y la del miembro de a = 15 mm se incrementa un 3,4% respecto a la del miembro de a = 10 mm. El crecimiento se ralentiza progresivamente a medida que aumenta el espesor de la capa protectora porque, una vez alcanza un espesor particular, la temperatura de sobrecocción de la sección transversal se estabiliza y las cualidades del material no se deterioran significativamente como resultado del fuego. Para garantizar la seguridad y fiabilidad de los componentes del proyecto, la instalación de una capa de protección contra incendios es el método más sencillo.

En este artículo se presentó la simulación numérica del desempeño sísmico de tubos de acero rectangulares rellenos de concreto reforzado con acero después de la exposición a fuego no uniforme. Las conclusiones se obtuvieron de la siguiente manera:

(1) Elementos tubulares de acero rectangulares rellenos de hormigón reforzado con acero de los cuatro lados del fuego uniforme, el campo de temperatura es biaxialmente simétrico, tres lados del fuego, fuego de un solo lado, el campo de temperatura es uniaxialmente simétrico, el lado adyacente del fuego, el campo de temperatura no es simétrico. A medida que disminuye el número de superficies de fuego, la temperatura de sobrecalentamiento en el centro de la sección disminuye. Debido a la falta de homogeneidad de la distribución del campo de temperatura, el fuego no uniforme tiene dos impactos en las propiedades mecánicas de los miembros, a saber, una mayor deflexión y otra excentricidad. Como resultado, las características mecánicas después del fuego varían de las del fuego uniforme.

(2) El aumento de la superficie de fuego da como resultado una disminución de la capacidad de carga del miembro durante varios regímenes de fuego, una mayor degradación de la rigidez, una disminución del coeficiente de ductilidad y una capacidad reducida para disipar energía.

(3) Después del fuego no uniforme bajo una carga recíproca, la tubería de acero soporta la carga más significativa, la sección de acero está en segundo lugar y el hormigón en tercer lugar. Sin embargo, la presencia de hormigón mejora la estabilidad de la tubería de acero y del acero perfilado. Evita el pandeo prematuro del tubo de acero y del acero perfilado, por lo que los componentes interactúan para que este tipo de elementos tengan un mejor comportamiento sísmico después del fuego.

(4) El coeficiente de ductilidad se reducirá considerablemente cuando crezca la relación de presión axial y la relación de longitud a esbeltez, por lo que el valor debe administrarse rigurosamente al construir la estructura. La forma más efectiva de garantizar la seguridad de los elementos estructurales es proporcionar protección contra incendios, ya que el coeficiente de ductilidad de las piezas cubiertas con capas protectoras aumenta significativamente después de un incendio.

Por la presente declaramos que todos los datos generados o analizados durante este estudio están incluidos en este artículo publicado (y sus archivos de información complementaria).

Área de sección de hormigón (m2)

Área de sección de acero perfilado (mm2)

Área de sección del tubo de acero (mm2)

Ancho de la sección transversal (mm)

Longitud de la sección transversal (mm)

Longitud de la muestra (mm)

Disipación de energía (J)

Rigidez secante

Relación de tubo de acero

Relación de acero perfilado

Tiempo de calentamiento (min)

Espesor del tubo de acero (mm)

Límite elástico del tubo de acero (MPa)

Resistencia a la compresión cúbica del hormigón (MPa)

Límite elástico del acero perfilado (MPa)

Relación de compresión axial de la columna

Espesor de la capa protectora (mm)

Coeficiente de ductilidad de la columna

Desplazamiento de falla (mm)

Desplazamiento de rendimiento (mm)

Desplazamiento último (mm)

Desplazamiento correspondiente a Pj bajo el primer ciclo del nivel j (mm)

Carga de rendimiento (kN)

Resistencia última (kN)

Carga de falla (kN)

Carga máxima bajo el primer ciclo del nivel j (kN)

Excentricidad de carga

Cargas que actúan sobre elementos sometidos a fuego (kN)

Fuerza axial aplicada a la columna después del fuego (kN)

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Esta investigación fue financiada por los Fondos Especiales para la Construcción del Grupo de Investigación de Conservación del Agua y la Escuela de Ingeniería de Energía Hidroeléctrica, Universidad Agrícola de Gansu (No. Gaucwky-03), el Programa de la Fundación de Ciencia y Tecnología Juvenil de la Provincia de Gansu, China (Proyectos No. 21JR7RA851), el Fondo de Innovación Científica y Tecnológica de la Universidad Agrícola de Gansu (GSAU-STS-2021-26).

Facultad de Conservación del Agua e Ingeniería Hidroeléctrica, Universidad Agrícola de Gansu, Lanzhou, 730070, China

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Laboratorio clave de prevención y mitigación de desastres en ingeniería civil de la provincia de Gansu, Universidad Tecnológica de Lanzhou, Lanzhou, 730050, China

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Escuela de Ingeniería Civil, Universidad de Qinghai, Qinghai, 810016, China

Yan Hong Bao

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Conceptualización, YH; metodología, YH e Y.-HB; software, YH; validación, YH; redacción—preparación del borrador original, YH; redacción—revisión y edición, YH e Y.-HB; supervisión, YH e Y.-HB

Correspondencia a Yi Han.

Los autores declaran que no tienen intereses financieros en competencia ni relaciones personales conocidas que pudieran haber influido en el trabajo informado en este documento.

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Reimpresiones y permisos

Han, Y., Bao, YH. Comportamiento sísmico de tubos de acero rectangulares rellenos de hormigón reforzado con acero después de la exposición a fuego no uniforme. Informe científico 13, 1322 (2023). https://doi.org/10.1038/s41598-023-28517-z

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Recibido: 01 Agosto 2022

Aceptado: 19 de enero de 2023

Publicado: 24 enero 2023

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-023-28517-z

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