分離式疊合板組合梁抗火性能研究與數值分析

呂俊利，呂京京，蔡永遠，仲崇強

(1.山東建筑大學土木工程學院，濟南 250101；2.建筑結構加固改造與地下空間工程教育部重點實驗室，濟南 250101)

目前，國內外學者對壓型鋼板組合梁與平板組合梁這類傳統形式的組合梁進行了大量的火災試驗研究與理論分析。

早在1995年，英國Cardington BRE實驗室完成了壓型鋼板混凝土組合樓蓋的火災試驗[1―3]，結果表明壓型鋼板組合樓板在火災中產生更大的變形，而結構沒有喪失承載能力。提出了火災作用下樓板的薄膜效應以及鋼梁的懸鏈線效應等重要結論。受Cardington火災試驗以及早期國內鋼結構建筑多采用壓型鋼板混凝土樓蓋系統的影響，國內學者對壓型鋼板組合梁和平板組合梁進行了較系統的火災試驗研究和理論分析[4―14]。結果表明：壓型鋼板組合梁雖然有栓釘存在，火災中壓型鋼板和鋼梁結合界面會產生不同程度的分離，整體性差，在火災中的承載能力顯著降低，產生較大變形，并建立了考慮懸鏈線效應和薄膜效應的理論模型。平板組合梁由于鋼梁上表面直接與鋼筋混凝土樓板接觸，通過抗剪連接件連接，鋼梁和混凝土樓板整體受力良好，變形較小，具有較強的抗火能力。荷載比是影響組合梁抗火性能的重要因素之一。有的研究者[10―12]在構件試驗和數值模擬中研究了栓釘連接件高溫性能和相對滑移的影響，結果表明：高溫下栓釘抗剪承載力和抗滑移性能隨溫度的升高退化加快。已有研究結果說明：火災過程中，組合梁中樓板形式的不同，組合梁在火災中的行為有顯著差異。

近幾年，隨著裝配式建筑的推廣，出現了一種新型的組合梁-疊合板組合梁，且已在工程中得到廣泛應用。疊合板組合梁是混凝土疊合樓板與鋼梁通過抗剪連接件連接形成的組合梁。其中，疊合板底部由多塊預制板拼接而成，上部為混凝土后澆層。這種新型組合梁不僅具有傳統形式組合梁承載力高、剛度大、截面高度小等優點，且工業化程度高，符合裝配式建筑發展方向。但是疊合板中存在大量的新舊混凝土結合界面以及預制板拼縫，導致疊合板組合梁火災行為明顯不同于傳統形式組合梁。

本文的研究對象是一種分離式疊合板組合梁，分離式指的是疊合樓板的下層由互相分離的預制板拼接而成，預制板之間存在拼縫。然而，目前對于這種新型組合梁火災試驗研究仍處于空白狀態。前文講到，組合梁中鋼梁上部樓板形式的不同，組合梁在火災中的力學行為和破壞形態會有顯著差別，再加上疊合板中存在大量的新舊混凝土結合界面以及預制板拼縫，這些因素會導致疊合板組合梁在火災中的行為明顯不同于傳統形式組合梁。為此，本文對四塊足尺分離式疊合板組合梁的火災行為開展試驗研究與數值模擬分析，試驗結果可以為該類新型組合梁的進一步理論分析提供參考。

1 試驗概況

1.1 試件設計

本文設計并制作了四個足尺分離式疊合板組合梁試件，編號 SCB-1~SCB-4，組合梁全長為4800 mm，凈跨4500 mm，栓釘直徑16 mm，高度80 mm。板內鋼筋均采用HRB400級，直徑8 mm。預制板均厚60 cm，后澆層厚度分為60 cm和80 cm，混凝土等級為C30。鋼梁采用Q235B熱軋工字鋼，尺寸為HN 250 mm×125 mm×6 mm×9 mm。各組合梁主要參數如表1所示。組合梁的幾何尺寸和構造如圖1所示。

1.2 試驗方案

1.2.1 邊界條件

試驗模擬兩邊簡支的連接方式，根據試驗方法標準[15―16]，試件一端為滾動鉸支座，一端為固定鉸支座，放置于水平火災實驗爐。支座形式通過墊板、鋼滾軸和限位鋼筋實現，如圖2(a)和圖2(b)所示，試驗具體情況如圖2(c)所示。

1.2.2 加載方案

在試件上表面均勻放置鑄鐵塊加載，模擬均布荷載，鑄鐵塊重量 20 kg/塊。根據荷載規范選用均布荷載為2.0 kN/m2，每個試件表面需均勻放置126塊，分兩層布置。具體情況如圖3所示。

表1 試件的主要參數Table 1 Main parameters of specimens

圖1 試件構造及幾何尺寸Fig.1 Details and dimensions of test specimens

圖2 支座形式Fig.2 The pattern of support

圖3 加載布置Fig.3 Loading Layout

1.2.3 溫度及位移測點布置

試驗測量內容有：組合梁豎向位移(D1~D7)，梁端鋼梁與混凝土板的相對滑移(D8~D9)；鋼梁、混凝土板、板內鋼筋的溫度以及爐溫。每個試件板內共設置了 7個測試截面(A~H)，每個測試截面沿板高度方向布置了6個測點，板厚140 mm為7個測點。鋼梁跨中位置的上翼緣、腹板中間和下翼緣設有3個測點。測試截面A、B、C內分別設有兩個鋼筋測點。如圖4與圖5所示。

圖4 溫度測點布置圖Fig.4 Layout of temperature measurement points

圖5 位移測點布置圖Fig.5 Layout of displacement measurment points

1.3 爐內試件布置及升溫曲線

試驗中主要模擬烴類燃料燃燒火災場景，根據試驗具體設計情況，試驗所用火災實驗爐的尺寸為5000 mm×4900 mm×1200 mm，組合梁下表面受火，爐內布置情況如圖6所示。試驗采用iso-834升溫曲線，升溫持續時間為90 min。通過設于爐內四周的4個熱電偶測量實際爐溫。試驗分三次完成，第一次是 SCB-1、SCB-3，第二次是 SCB-4，第三次是SCB-2，共獲得三條爐溫曲線，如圖7所示。

圖6 試件布置Fig.6 Layout of specimen

圖7 爐溫曲線Fig.7 Furnace temperature curve

2 試驗結果及其分析

2.1 試驗現象

試件 SCB-1~SCB-4試驗現象以及破壞形式相似，以試件SCB-1為例對受火過程描述主要試驗現象。該試件受火過程中主要試驗現象為：點火后約15 min時，試件兩端出現翹起情況；約20 min時，試件兩端混凝土板側面出現縱向裂縫，混凝土板與鋼梁上翼緣交界面出現橫向裂縫，同時伴有“噼啪”聲響出現；約30 min時，試件表面開始出現水漬；約50 min時，試件表面水漬增多，且試件撓曲現象明顯；約60 min時，水漬開始形成水蒸氣，試件兩端翹起現象明顯；約 70 min時，水漬開始減少；90 min停止加熱。

試驗采用自然冷卻的方式降溫，完全冷卻后組合梁所呈現出的主要破壞特征：兩端混凝土板翹起情況明顯，見圖8(a)；鋼梁撓曲現象明顯，但未發生屈曲，見圖8(b)；板底局部混凝土爆裂現象明顯，見圖8(c)；板側局部拼縫附近的新舊混凝土結合界面出現水平裂縫，以及后澆層的豎向裂縫，見圖8(d)；組合梁兩端疊合板與鋼梁上翼緣相對滑移依次為 2.3 mm、1.8 mm、2.6 mm、2.8 mm，均在1 mm~3 mm內，見圖8(e)；組合梁板頂中間出現縱向裂縫，見圖8(f)。分析應為兩方面原因：一是板面施加的均布荷載所帶來的板面負彎矩的作用；二是高溫下組合梁材料性能劣化。

2.2 溫度響應

四個組合梁各測點溫度場分布相似，以組合梁SCB-1的測點溫度響應為例，如圖9所示。測試截面A與C是疊合板內非拼縫位置截面溫度分布，溫度分布大致相同，給出了測試截面A的溫度場分布曲線；測試截面B與H是疊合板拼縫位置截面溫度分布，溫度分布大致相同，給出了測試截面B的溫度分布曲線；測試截面D與E溫度場分布大致相同，給出了測試截面E的溫度分布曲線；從圖中可以看出，疊合板具有明顯的溫度梯度分布，因此，沿板截面高度將產生明顯的溫度應力。TC1與TC2溫度明顯高于同一測試截面內的其余測點，高溫對板截面40 mm以內范圍的混凝土影響更為明顯，且由于采用分離式拼縫，拼縫位置的溫度要明顯高于非拼縫位置的溫度。高溫對 TC3~TC6測點溫度影響較小，從TC3開始溫度變化明顯滯后，最高溫度基本在100 ℃~150 ℃內變化。

圖8 試件主要破壞特征Fig.8 Main failure characteristics of specimens

測試截面E與F同為鋼梁上方混凝土沿截面高度的溫度場梯度分布，測試截面F較測試截面E溫度低，原因是測試截面F熱電偶分布于試件末端，熱量更易散發至空氣中。

由鋼梁跨中位置的溫度場梯度分布來看，變化規律與爐溫基本一致。鋼梁下翼緣與腹板溫度大致相同，均在800 ℃左右。鋼梁上翼緣與混凝土板接觸，由于混凝土板的吸熱原因，溫度明顯滯后。

同時在測試截面 A、B、C內布置了測量板內上下層鋼筋的測點。測試截面B為拼縫位置截面，測試截面A與C為非拼縫位置截面。從鋼筋溫度分布可以看出，拼縫位置的板內上下層鋼筋溫度要高于非拼縫位置，預制板拼縫的存在導致局部鋼筋溫度變化明顯。

2.3 位移響應

端點與三分點豎向位移變化規律與跨中位移相同，但跨中位置更能體現位移變化規律，如圖10給出了四個試件跨中豎向位移隨受火時間的變化曲線。各試件跨中最大位移與殘余位移具體見表2。

熱力耦合作用下，分析圖10與表2可得出如下結果：

1)對比 SCB-1與 SCB-2，SCB-1的栓釘間距要比SCB-2的栓釘間距大，但是試驗結果卻表明兩者位移差距較小，說明栓釘間距的改變對撓曲變形影響不大。

2)對比 SCB-1與 SCB-3，混凝土后澆層厚度對試件的最大位移影響較小。因此，增加混凝土后澆層的厚度對火災中組合梁的撓曲變形影響較小。

3)對比 SCB-1與 SCB-4，預制板在鋼梁上翼緣的搭接長度組合梁的最大位移影響顯著，相差56 mm。其原因是搭接長度影響疊合板與鋼梁的整體性，搭接長度在一定范圍內越大，組合梁的整體性越強，抗彎性能越好。

4)四個分離式疊合板組合梁試件盡管由于不同影響因素給跨中最大豎向位移帶來影響，但它們的殘余應變差別最大僅為6.1%，可見這些影響因素對試件冷卻后位移的恢復量影響不大。

圖9 SCB-1時間-溫度曲線Fig.9 Time-temperature curve of SCB-1

圖10 跨中位移曲線Fig.10 Mid-span displacement curve

表2 各試件最大位移與殘余位移Table 2 Maximum displacement and residual displacement of each specimen

5)試件在火災試驗高溫下持續90 min，分離式疊合板組合梁最大豎向位移達到約 L/19(接近規范要求的 L/20)。同時，疊合板出現裂縫以及混凝土爆裂情況，但試件仍保持良好的整體工作性。

3 數值分析

受火災試驗條件和試驗費用的限制，進行足尺試件火災試驗的難度大、周期長，難以獲得有效數據。數值分析逐漸成為對其火災行為進行分析的一種較為經濟且重要的方法。

3.1 模型參數

3.1.1 熱工參數和本構模型

試件初始溫度為 20 ℃，受火面介質溫度采用實測爐溫，對流換熱系數為 40 W/(m2·℃)，綜合輻射系數為0.5[17]。非受火面介質溫度取20 ℃。此外，導熱系數、比熱等采用文獻[18―19]，材料的彈性模量、本構關系等采用文獻[19―22]。

3.1.2 單元模型和相互作用

鋼筋采用2D桿單元，其余部件采用3D實體單元。鋼筋、栓釘與疊合板采用Embedded方式，其余部件之間采用Tie方式連接。

3.2 溫度場分析

數值模型給出了SCB-1的測試截面A和鋼梁跨中位置升溫段內溫度場模擬結果，數值模擬結果與試驗結果的對比如圖11所示。

由圖11可知，數值模擬結果與試驗結果總體吻合良好。其可用于疊合板組合梁的溫度場分析。

圖11 SCB-1溫度值模擬值與試驗值對比Fig.11 Comparison of predicted and tested temperatures of SCB-1

3.3 變形分析

受火過程中組合梁的跨中變形、時間模擬值與試驗值對比結果如圖12所示。數值模擬結果與試驗結果總體吻合良好。

如圖13為試件跨中位移模擬值曲線對比，根據的不同設計參數分析如下：

1)栓釘間距：對比 SCB-1與 SCB-2，SCB-2栓釘間距小于SCB-1，位移變化量卻高25 mm，原因是高溫下組合梁材料發生劣化，栓釘間距小的組合梁通過栓釘傳入混凝土板中的熱量多，材料劣化更為嚴重，出現了 SCB-2的位移量大于 SCB-1現象。

2)后澆層厚度：對比SCB-1與SCB-3，SCB-3的后澆層厚度大于SCB-1，后澆層厚度的加大增強了組合梁的整體抗彎剛度，整體差值在 20 mm左右。

3)搭接長度：對比 SCB-1與 SCB-4，SCB-4的擱置長度小于SCB-1，位移量的差值達到62 mm，原因是擱置長度影響疊合板與鋼梁的整體性，一定范圍內擱置長度越大組合梁整體工作性越好，更能發揮出混凝土疊合板對組合梁整體抗彎強剛度的增強作用。

模擬結果較試驗結果位移變化量更大一些，但兩者總體趨勢和結果基本吻合，均表明搭接長度對組合梁的豎向位移變形最為顯著，栓釘間距和后澆層厚度較前者引起的位移量變化較小。

圖12 跨中變形模擬值與試驗值對比Fig.12 Comparison of predicted and tested mid-span deflection

圖13 跨中變形模擬值對比Fig.13 Comparison of predicted mid-span deformation

4 結論

本文開展了分離式疊合板組合梁的抗火試驗研究，對溫度和跨中位移變化規律以及搭接預制板接長度、預制板拼縫和栓釘間距對組合梁整體工作性的影響進行了分析。同時對分離式疊合板組合梁的溫度場、變形性能進行了數值模擬，具體得出以下結論：

(1)火災中，疊合板后澆層與預制板結合界面未發生明顯破壞，仍能共同承受荷載。但由于結合界面和拼縫的存在，組合梁的抗彎剛度明顯降低。

(2)熱力耦合作用下，組合梁表現出了良好的整體工作性。板面負彎矩作用區域內出現的縱向裂縫，削弱了組合梁的抗火性能，建議加強板面負彎矩作用區內的配筋，有助于提高組合梁的抗火性能。

(3)組合梁受火過程中，栓釘間距與后澆層厚度對組合梁的變形影響不大，預制板在鋼梁上翼緣的搭接長度對組合梁變形能力影響顯著。

(4)數值模擬結果與實驗結果吻合良好，證明了數值模型的有效性和可行性。