沖擊荷載與火災聯合作用下SFRC 梁的力學行為*

張仁波，金 瀏，杜修力，竇國欽

（北京工業大學城市與工程安全減災教育部重點實驗室，北京 100124）

工程結構受到恐怖襲擊、意外爆炸等威脅甚至造成傷亡的事例時常出現，不僅對荷載直接作用的人員及物品造成殺傷和毀壞，而且將引發構件和結構的強烈振動與破損，甚至會使得工程結構因關鍵構件的毀壞而喪失承載平衡，致使發生局部或整體坍塌。在可燃物集中的城市環境內，建筑物內的爆炸或沖擊往往導致火災等次生災害，爆炸（沖擊）和火災高溫聯合作用會對工程結構產生更為嚴重的破壞[1]。典型的火災和沖擊（爆炸）聯合作用下工程結構的破壞，如2001 年美國“9·11 事件”中世貿大廈“雙塔”及2015 年天津港爆炸[2]致使的高層結構破壞。然而，在過去的幾十年里，研究者往往針對這兩種荷載對結構的影響分別進行研究[3-7]。由于兩種荷載本身及其作用下結構反應的差異，單獨研究遠遠不能滿足工程設計分析要求。

任曉虎等[8-9]對火災作用下及作用后的鋼管混凝土構件進行了落錘沖擊試驗，表明火災下鋼管混凝土梁仍具有良好的抗沖擊性能。Pan 等[10]和Zhai 等[11]綜合采用實驗、數值模擬及理論解析手段，對火災后鋼筋混凝土構件的抗爆性能進行了全面分析，發現鋼筋混凝土構件承載能力顯著下降，延性增強。針對爆炸（沖擊）與火荷載聯合作用下鋼、鋼筋混凝土構件的抗火性能，方秦等[1,12]、趙建魁等[13]和Ruan 等[14]進行了數值模擬，Morita 等[15]進行了實驗研究，均發現爆炸（沖擊）荷載作用將降低梁的耐火能力。Choi 等[16]考慮預應力約束與爆裂剝落效應，對沖擊或爆炸引發的火災下的雙向預應力混凝土板進行了數值模擬，結果與實驗吻合良好。綜上可知，國內外對于火災與沖擊荷載聯合作用下構件的力學性能的研究主要針對普通鋼或鋼筋混凝土構件，且比較零散，缺乏系統性，與工程設計計算的實際需求仍有較大距離。

另一方面，作為一種新型的多相復合材料，鋼纖維混凝土具有較高的抗拉、抗彎及抗疲勞強度和較好的延性，適合應用于可能遭受極端荷載的工程結構。文獻[17] 中開展了鋼纖維混凝土(steel fiber reinforced concrete, SFRC)梁的抗沖擊性能實驗，結果表明鋼纖維的加入可以減小梁中箍筋的應變，使其中的鋼筋發揮更好的作用，并可以抑制裂縫的發生與開展，從而改變梁的開裂形態，提高其抗沖擊能力。本文在此基礎上，采用四點彎曲實驗裝置和裝配式電爐對沖擊損傷SFRC 梁進行恒載高溫實驗，觀測其抗火性能，以豐富沖擊與火災聯合作用下構件性能的實驗數據；并開展三維宏/細觀有限元數值模擬，為進一步研究多災變條件下SFRC 構件的力學行為奠定基礎。

1 實驗概況

1.1 試件設計

共進行了4 根鋼纖維混凝土配筋梁的沖擊實驗和抗火實驗。如圖1 所示，每根實驗梁長2.8 m，凈跨L 為2.4 m，截面尺寸為400 mm×200 mm（高×寬），縱向鋼筋采用HRB400 級鋼筋，箍筋采用HPB300 級鋼筋，混凝土設計強度為C60，保護層厚度為30 mm。試件采用鋼模澆注，人工振搗，在室溫下人工施水養護28 天。如表1 所示，為了探討鋼纖維摻量的影響，采用了0、1%、2%和3%四種鋼纖維體積分數，實測鋼纖維基本性能見表2。

圖 1 SFRC 梁尺寸及配筋情況（單位：mm）Fig. 1 Dimensions and reinforcement layout of SFRC beams (unit: mm)

表 1 鋼纖維混凝土配合比Table 1 Mix proportions of the steel fiber concrete

表 2 鋼纖維物理性質Table 2 Physical properties of the steel fibers

1.2 實驗裝置

與文獻[17] 相同，鋼纖維混凝土梁沖擊實驗是在湖南大學高性能落錘沖擊試驗機上完成的，如圖2(a)所示。高性能落錘試驗機由落錘提升和控制系統、錘體、觸發裝置和夾支鉸支座以及電阻式位移計等組成，通過電阻式位移計可以測得SFRC 梁構件在落錘沖擊過程中的彎曲變形。為了保證梁在沖擊損傷后，仍具有一定的承載能力，本次實驗中，錘重為393 kg，落錘下落高度由文獻[17]的3 m 減小為1.5 m，由此可得沖擊速度為5.4 m/s，沖擊能量為5.7 kJ。

沖擊實驗后SFRC 梁的抗火實驗采用圖2(b)所示的裝配式電爐進行加熱，同時采用四點彎曲實驗裝置對梁進行加載，兩個加載點之間的距離為0.5 m。電爐加熱裝置由底座、金屬外殼、保溫材料、爐襯、電熱絲和溫度控制系統等組成。

圖 2 實驗裝置Fig. 2 Experimental set-up

1.3 實驗方法

實驗分2 個階段進行：第一階段落錘沖擊實驗，第二階段恒載升溫實驗。第一階段先在落錘設備上將錘頭提升至1.5 m 高度處，釋放落錘對SFRC 梁進行沖擊；隨后將梁移至四點彎曲加載裝置上施加恒定靜力荷載直至梁的變形保持穩定。之后保持恒載不變，架設高溫電爐，按照ISO834 國際標準升溫曲線[18]加熱升溫，每隔30 s記錄跨中位移、溫度變化。圖3 給出了實測升溫曲線與標準升溫曲線的對比。由圖可知，二者除初期升溫速率、最高溫度略有差異外，實測升溫曲線的基本走勢、穩定性與標準曲線較為符合，考慮到電爐最大功率的限制，可以認為調試所得電爐升溫曲線能夠滿足火災實驗工況的要求。

圖 3 實測升溫曲線與標準升溫曲線Fig. 3 Fire curves of SFRC beams and ISO 834 curve

根據GB/T 9978.1-2008《建筑構件耐火試驗方法》[19]規定，抗彎構件喪失承載能力的判定準則為：D = L2/(400d)或dD/dt = L2/(9 000d)（后者變形量超過L/30 之后應用），其中：D 為極限彎曲變形量，L 為試件的凈跨度，d 為試件截面上抗壓點與抗拉點之間的距離。對于本文SFRC 梁，L=2 400 mm，d=332 mm，因而計算可得其喪失承載能力判定標準為變形量達到46.2 mm 或變形速率達到2.1 mm/min（變形量超過60 mm 后應用），此時認為試件破壞，進行減荷、停爐處理。

2 沖擊實驗結果

經歷較低能量的沖擊荷載作用（錘重393 kg，沖擊速度為5.4 m/s）后，SFRC 梁的開裂形態、整體變形、沖擊力與支反力及其中鋼筋的應變時程分別如圖4～圖10 所示。

2.1 開裂形態

由圖4(a)可知，4 根梁沖擊點附近均有混凝土被局部壓碎，然而，由于鋼纖維摻量不同，各試件的開裂形態并不完全相同。在沖擊荷載作用過程中，試件B-0（未摻鋼纖維）沖擊點下方首先出現彎曲裂縫，并向上發展接近梁頂，緊接著在支座附近迅速形成了較為對稱的4 條明顯的剪切裂縫，裂縫上段均向沖擊點集中并接近梁頂。試件B-1 開裂形態與B-0 相近，亦為剪切斜裂縫和彎曲裂縫并存。對于試件B-2和B-3，鋼纖維摻量比較大，混凝土基體的抗拉及抗剪強度增大，支座周圍并未產生通常所見的剪切裂縫，梁底部分出現很多細小彎曲裂縫，大多僅限于1/2 梁高范圍內，并未進一步伸長擴展。并且，除跨中部分外，其他區域的裂縫更加分散，寬度較小，長度較短，表現出較好的耗能特征。總之，沖擊荷載作用下，跨中裂縫較少或較細，與靜力加載作用下彎曲裂縫主要形成于跨中不同。另外，沖擊荷載作用后，各試件的整體變形有較大程度的恢復（見下文分析），但各試件表面的主裂縫寬度均已超過規范[20]規定的最大裂縫寬度限值，說明梁經歷了塑性變形過程。然而，與前期工作[17]相比，寬度超過限值的裂縫較少，可以認為本次實驗中梁的損傷較輕，梁的承載能力損失較小。

圖 4 沖擊與火荷載作用后SFRC 梁的開裂形態Fig. 4 Crack patterns of the SFRC beams after impact loading and fire exposure

2.2 整體變形

由圖5 沖擊荷載作用下各試件的跨中位移時程曲線可知，沖擊過程中出現了位移為負值的情況，即梁向上反彈超過原靜止水平位置的現象，與前期實驗[17,21]明顯不同。在前期實驗中，由于沖擊能量較大（錘重393 kg，沖擊速度7.6 m/s），梁迅速進入塑性變形階段，沖擊過程中試件位移均為正值。對于本文工況，雖然梁表面局部的混凝土明顯開裂，但梁在加載過程中出現較大程度反彈，最終殘余位移僅為L/2 500～L/1 100（L 為梁的凈跨），說明梁的整體變形基本可以恢復，仍然具有較好的承載能力。

圖 5 沖擊荷載作用下SFRC 梁跨中撓度時程曲線Fig. 5 Mid-span deflection-time curves of the SFRC beams under impact loading

圖 6 跨中撓度最大時SFRC 梁的撓度分布Fig. 6 Deflection distribution along the SFRC beams when the maximum mid-span displacement occurs

此外，由圖6 可知，當跨中位移達到最大值時，各梁的撓曲線與靜態三點彎曲加載下的撓曲線具有一定的差異，即沖擊作用下梁跨中兩側L/6 范圍內的撓度較大，這是由于沖擊加載作用下，沖擊點附近梁的變形速度較大，未及時傳遞到其他區域，表現出較為明顯的沖切特征。并且，這種差異隨著鋼纖維摻量增加而減小，說明其剛度增大，整體性增強。

2.3 沖擊力和支反力

圖7 和圖8 分別給出了沖擊荷載作用下各梁的沖擊力與支反力時程曲線。可以看出，與前文工作[17,21]相比，沖擊力峰值明顯較小，而支反力峰值較大。結合梁的表面開裂與整體變形情況知，對于本文工況，由于沖擊速度較低，支座抵抗的沖擊荷載比例較高，而由梁的慣性承擔的比例較低。另外，由于樣本較少，加上數據的隨機性與離散性，鋼纖維摻量對沖擊力與支反力的影響未呈現明顯規律。

圖 7 沖擊力時程曲線Fig. 7 Time history of impact force

圖 8 支反力時程曲線Fig. 8 Time history of reaction force

2.4 鋼筋應變

圖 9 沖擊荷載作用下縱筋應變時程Fig. 9 Time histories of strains within the longitudinal rebars during the impact loading process

觀察圖9 和圖10 鋼筋的應變時程可知，在沖擊荷載作用下，梁中的縱筋與箍筋應變均經歷了較為劇烈的變化。并且，與圖5 相比，多處鋼筋的應變峰值出現的時刻稍早于跨中位移峰值。這是由于沖擊荷載作用是一個動態的過程，落錘接觸試件后，沖擊點首先發生變形開裂，進而向梁的兩端擴展，從而使不同位置處的混凝土與鋼筋產生不同程度的變形，但是由于沖擊荷載作用的時間極短，因而不同位置鋼筋應變峰值出現的時刻亦非常接近。

圖 10 沖擊荷載作用下箍筋應變時程Fig. 10 Time histories of stirrup strains under impact loads

由圖9 可發現，多處位置的縱筋應變為拉應變（正值），而梁上側靠近沖擊點位置（EL1 和EL2）的架立筋由于荷載的作用產生壓應變（負值）。對于素混凝土梁（B-0），多處縱筋應變超過鋼筋的屈服應變；而對于SFRC 梁，隨著鋼纖維摻量的增加，縱向鋼筋中的拉應變峰值不同程度減小，說明鋼纖維的加入使能量在梁中更加分散，降低了縱筋承受的拉應力，從而減小了縱筋的拉應變，表現為SFRC 梁的彎曲裂縫更加分散，裂縫寬度較小。

對于箍筋應變（圖10），同樣表現為素混凝土梁（B-0）中箍筋的應變峰值大于SFRC 梁，并且多處應變達到屈服應變，這是由于素混凝土抗剪強度較低，容易產生剪切裂縫（如圖4(a)），需要箍筋承擔的剪應力比較大。而對于SFRC 梁，鋼纖維增大了混凝土的抗剪強度，梁中的裂縫以彎曲裂縫為主，箍筋承擔的剪應力也相應較小，從而產生較小的剪應變。這與前期工作[17]的結論是一致的。

3 高溫實驗結果

沖擊加載后，將梁移至四點彎曲加載裝置上進行常溫預加載，來保證實驗設備和采集系統的正常工作。預加載的值取為常溫下按規范計算所得的試件承載力的30%～60%，相應的荷載-跨中位移曲線如圖11 所示。隨后，正式加載至試件承載力（分別為341、341、350 和354 kN），保持荷載恒定，架設電爐，在高溫恒載作用下試件破壞模式如圖4(b)所示，相應的變形情況如圖12 所示。

3.1 預加載過程

觀察圖11 可發現，靜態預荷載加載初期，SFRC梁的荷載-位移曲線斜率出現小幅降低，之后曲線大致線性發展，從而反映出前期的沖擊荷載對梁造成了一定損傷，但損傷程度較輕。

3.2 破壞模式

圖 11 靜態預加載下SFRC 梁荷載-位移曲線Fig. 11 Load-displacement curves of SFRC beams under static pre-loading

在恒載升溫過程中，從30 min 至120 min，試件在支座及跨中處出現大片潮濕區并伴有水蒸氣冒出。隨后部分試件出現局部混凝土爆裂現象。最終，如圖4(b)所示，混凝土表面酥松呈現灰白色，布滿高溫導致的龜裂裂縫。并且，試件裂縫分布比較集中，裂縫寬度較大，說明由于鋼纖維和混凝土材料本身力學性能以及二者之間粘結性能在高溫下的軟化，鋼纖維的增韌作用已不顯著。由于之前的沖擊加載類似于三點加載，而高溫恒載為四點加載，導致梁的裂縫發展發生改變：試件支座附近沖擊荷載造成的剪切裂縫有所閉合，而靜態加載點之間純彎段的裂縫擴展明顯。對于素混凝土試件B-0，其破壞主要是沖擊荷載造成的彎曲裂縫繼續發展。試件B-1 由于鋼纖維摻量較低，破壞模式與B-0 相似。隨著鋼纖維摻量增加，試件B-2 和B-3 的主裂縫為斜裂縫，這亦是在沖擊裂縫的基礎上繼續擴展而形成的。盡管各試件的裂縫主要分布在純彎段，其破壞模式與常溫靜載下彎曲破壞相似，然而下文從跨中位移的發展來看，升溫達到一定時間后，各試件的變形急劇增大，破壞發生比較突然，屬于脆性破壞。

圖 12 火災作用下沖擊損傷SFRC 梁的位移時程Fig. 12 Deflections of impact-damaged SFRC beams subjected to fire

3.3 整體變形

在恒載高溫實驗階段，各試件的位移均隨時間呈非線性變化（圖12）。實驗初期，由于溫度較低，對混凝土和鋼筋力學性能影響較小，試件變形增長緩慢；隨著溫度升高，SFRC 梁跨中撓度增長明顯加快。最終在加熱140 min 后，各試件均出現位移急劇增大的現象，跨中位移已達到GB/T 9978.1-2008《建筑構件耐火試驗方法》[19]規定的承載能力喪失判定標準。4 根梁喪失承載力的時間分別為150 min、143 min、144 min 和152 min，可以認為沖擊能量較小時，沖擊荷載作用后SFRC 梁仍具有良好的抗火性能。對比各試件，除了梁B-3 外，各試件的位移發展過程并未呈現明顯差異，說明在本文所涉及的工況下，低摻量的鋼纖維對沖擊荷載損傷梁抗火性能的影響很小。而鋼纖維摻量較大（試件B-3）時，可延緩SFRC 梁破壞發生的時刻，從而提高其抗火性能。

對比圖12 各圖可知，高溫恒載作用下梁中各測點位移差別較大，其中測點II 由于距跨中較近，其位移發展與跨中相似；而測點III 由于靠近支座，在梁失穩破壞前，位移較小。并且，失穩前梁的水平位移大致隨時間線性增長，梁破壞后，水平位移迅速增大。由于梁破壞后整體變形較大，此時各梁的水平位移發展未表現出一致規律。

4 宏/細觀數值模擬

為了進一步研究沖擊損傷鋼纖維混凝土梁的抗火性能，本節在前期實驗工作及數值模擬工作[22]的基礎上，采用有限元方法對前述沖擊實驗及恒載高溫實驗進行三維宏/細觀數值模擬。沖擊加載過程的模擬與前期工作[22]相同，而恒載高溫實驗模擬中溫度荷載及力學荷載的施加采用順序耦合方式進行，即認為梁的應力/位移受溫度影響，而溫度傳導過程不受應力/位移影響。因而，先分別進行熱傳導模擬和沖擊加載模擬，得到梁內部的溫度場和沖擊加載后梁中每個單元的應力應變狀態；接著以沖擊加載模擬結果為初始狀態，進行四點彎曲加載后保持荷載恒定，同時導入溫度場，考慮材料彈性模量、強度等隨溫度的變化，得到高溫作用和力學荷載共同作用下梁的反應。

4.1 有限元模型

數值模擬中的有限元幾何模型如圖13 所示，SFRC 梁的形狀和尺寸均與實驗中一致。在沖擊模擬及恒載高溫模擬中，除鋼筋采用梁單元進行離散外，混凝土、落錘及支承系統均采用八節點六面體減縮積分單元離散。在熱傳導模擬中，則將兩種單元替換為相應的熱傳導單元。為了更好地模擬SFRC 梁的力學及傳熱行為并提高計算效率，在網格敏感性分析的基礎上，將混凝土及鋼筋的網格尺寸取為10 mm，其他部分平均網格尺寸為30 mm。簡便起見，與文獻[22-23]的工作相同，暫不考慮鋼筋與混凝土之間的粘結-滑移行為，假定二者完好粘結。對于細觀尺度模型，如圖13 所示，考慮混凝土細觀結構非均質性對其表觀性能的影響，將其視為由骨料、砂漿與界面過渡區組成的三相復合材料，每一相具有各自獨立的力學性能[24]。

圖 13 SFRC 梁宏/細觀有限元計算模型Fig. 13 Macro-/meso-scale FE model of the SFRC beam

4.2 材料本構模型及參數

在宏觀模型中，混凝土材料的力學行為采用由Lubliner 等[25]提出并由Lee 等[26]改進的塑性損傷模型來描述，該模型假定混凝土的主要破壞機制為拉伸開裂與壓縮碾碎，已被廣泛應用于單調加載，周期性往復加載和低圍壓下動力加載問題的模擬分析中[22]。在細觀模型中，砂漿與界面的力學性能亦采用上述塑性損傷模型進行描述。考慮到在高溫或高應變率下，骨料的強度仍大于砂漿或界面，這里假定骨料為彈性[24]。

對于鋼纖維混凝土，與文獻[22]相同，這里未顯式考慮鋼纖維的影響，而是將其彌散于混凝土中，即鋼纖維混凝土抗壓強度選用實測值，抗拉強度根據JG/T 472-2015《鋼纖維混凝土》[27]，結合基體混凝土強度、鋼纖維類型及摻量來確定。

鋼筋的力學行為采用雙折線彈塑性模型[28]來描述，在硬化階段，其硬化模量取為初始彈性模量的1%[22]。其余部分如落錘及支承系統，其力學行為假定為彈性，材料參數與鋼相同。

在沖擊加載模擬中，考慮應變率對混凝土和鋼筋強度的影響，動態強度增大因子DIF 按照歐洲混凝土委員會[29]建議的經驗公式選用，詳見文獻[22]。

圖 14 高溫下材料力學性能軟化曲線Fig. 14 Degradation of material mechanical properties at elevated temperatures

熱傳導模擬過程中，混凝土和鋼筋的熱工參數（密度、導熱系數和比熱容）按CECS 200:2006《建筑鋼結構防火技術規范》[30]建議的公式計算。

在高溫下，混凝土及鋼材的力學性能均會發生軟化，這里考慮二者彈性模量及強度的軟化，歐洲標準化委員會[31]建議的混凝土和鋼筋在高溫下的強度(fC和fS)及彈性模量(EC和ES)與常溫取值的比值隨溫度的變化關系如圖14。

4.3 模擬結果

以B-2 梁為例，按上述有限元模型計算所得的SFRC 梁在沖擊荷載及高溫恒載作用后的破壞模式、跨中位移時程曲線及溫度變化如圖15～圖18。由圖15 可知，沖擊荷載作用后，由于沖擊能量較小，SFRC 梁宏觀模擬結果中未見明顯開裂，僅梁底應變較大，這與實驗過程中梁整體變形大部分恢復，裂縫細小分散且多位于梁底的現象相符合。火災作用后，模擬所得SFRC 梁純彎段底部沖擊損傷裂縫繼續發展，并進一步向梁頂延伸，這亦與實驗觀察吻合。而在細觀模擬結果中，無論沖擊荷載作用后還是火災作用后，梁中均觀察到裂縫，裂縫形狀比較曲折，且其分布比宏觀模擬結果更接近實驗結果，這是由于細觀模擬可以更直觀地反映混凝土材料內部的非均質性，從而可得到更真實生動的開裂形態。

圖 15 數值模擬B-2 梁破壞模式與實驗結果的對比Fig. 15 Comparison of the simulated failure patterns with experiment observations for B-2

觀察圖16 可見，宏/細觀模擬所得的沖擊荷載作用后SFRC 梁的跨中位移峰值比實驗值低12%左右，而殘余位移與實驗值的差異為10%，誤差均在可接受的范圍（小于20%[32]）之內。另外，模擬結果中也觀察到了梁的反彈現象。因而，盡管模擬結果與實驗值在落錘沖擊后的梁自由震蕩階段存在一定差異，仍可認為本文三維宏觀與細觀尺度有限元模擬均可再現沖擊荷載作用下SFRC 梁的動力響應。并且，在高溫恒載階段，模擬所得的溫升曲線與跨中位移時程亦與實驗測量結果吻合較好（圖17 和圖18），說明了本文熱-力“順序”耦合方法的有效性。由圖17(b)還可知，宏觀與細觀模擬所得的溫度分布總體十分接近，但由于細觀模型考慮了混凝土材料的非均質性，二者在局部存在細微差異。

圖 16 沖擊作用下B-2 梁跨中位移時程模擬值與實驗值對比Fig. 16 Comparison of the simulated mid-span deflections with the experimental ones for B-2 under impact

圖 17 火災作用下B-2 梁溫度分布Fig. 17 Temperature distribution of beam B-2 under fire

圖 18 高溫下B-2 梁跨中位移時程曲線模擬值與實驗值對比Fig. 18 Comparison of the simulated mid-span deflections with the experimental values for B-2 at high temperature

此外，對完好（未受沖擊荷載）SFRC 梁的恒載高溫行為進行了數值模擬，其跨中位移時程曲線與沖擊損傷SFRC 梁的對比見圖18。可知，完好SFRC 梁的破壞時刻比沖擊損傷梁晚6 min，且完好梁在加載后期位移發展十分迅速，說明其破壞發生更加突然，由此知預先沖擊荷載作用削弱了SFRC 梁的整體剛度和抗火性能，但削弱程度有待進一步開展實驗與數值模擬進行研究。并且，與溫度場模擬結果相似，宏觀與細觀模擬所得的跨中位移時程曲線差異很小，說明宏/細觀模型均可反映梁的整體變形。

5 結 論

（1）在5.7 kJ 沖擊能量下，SFRC 梁在沖擊荷載作用下局部混凝土開裂，梁整體殘余變形僅為L/2 500～L/1 100，耐火時間比未受沖擊梁減少約5%；

（2）在沖擊荷載作用下，隨著鋼纖維摻量增加，混凝土基體抗剪強度增大，SFRC 梁的開裂形態由彎剪裂縫并存向以彎曲裂縫為主轉變；

（3）能量較低時，沖擊力峰值較小而支反力峰值較大；沖擊損傷SFRC 梁在高溫恒載作用下裂縫分布較為集中，且發生脆性破壞；

（4）本文三維有限元方法所得的梁的整體變形與實驗結果的差異為12%左右，說明其可以合理有效地再現沖擊荷載與火災高溫聯合作用下SFRC 梁的力學行為；

（5）細觀數值模型可反映混凝土材料內部結構的非均質性，從而得到更真實的開裂形態，并可考察各細觀組分的影響，具有其優越性。

值得注意的是，本文僅進行了低能量沖擊下4 根SFRC 梁的抗火性能實驗，實際上，當能量較大時，沖擊荷載將對梁造成更嚴重的破壞，從而影響其傳熱與力學性能。并且，本文僅考慮了先沖擊加載后火災升溫這一荷載順序，由于兩種荷載作用本身的巨大差異，改換加載順序將導致不同的結果。因而需要在后續工作中開展更多的實驗，并結合理論分析與數值模擬等手段對這些問題進行系統深入的研究。