二次受火疊合板組合梁抗火性能研究

王梓酈呂俊利 邢建亓勇祝健

(1.山東建筑大學 土木工程學院，山東 濟南 250101；2.山東建筑大學 建筑結構加固改造與地下空間工程教育部重點實驗室，山東 濟南 250101；3.山東建筑大學工程鑒定加固研究院有限公司，山東 濟南 250013；4.山東建筑大學 資產處，山東 濟南 250101)

0 引言

疊合板組合梁是在傳統(tǒng)鋼—混凝土組合梁的基礎之上發(fā)展出的一種新型組合梁，其按照翼緣板形式的不同可分為分離式疊合板組合梁和整體式疊合板組合梁[1-2]。分離式疊合板組合梁各預制底板之間沿梁的縱向無約束；整體式疊合板組合梁在相鄰預制底板之間留有一定長度的搭接鋼筋，通過澆筑混凝土后澆層將各預制底板連接成為一個整體。疊合板組合梁除了具有鋼-混凝土組合梁的所有優(yōu)點外，還具有節(jié)省支模工序和模板、施工速度快等優(yōu)點[3]，在建筑結構領域具有廣闊的應用前景。

目前，學者們對平板組合梁與壓型鋼板組合梁的抗火性能進行了大量研究。對受約束的平板組合梁研究表明[4-6]，組合梁的抗火性能與其在整體結構中所處的位置有關，約束形式不同，裂縫發(fā)展趨勢也就不同；約束越強，裂縫發(fā)展越復雜。王銀志等[7]提出平板組合梁的腹板和下翼緣溫度、壓型鋼板組合梁的鋼梁溫度均可按現(xiàn)行規(guī)范進行計算。MIRZA 等[8]提出翼板形式不同的組合梁在火災下的力學性能和破壞模式差別顯著。王衛(wèi)永等[9]提出現(xiàn)有對組合梁抗火性能的研究多集中于理論分析，試驗數(shù)量及試件類型較少。KODUR 等[10]提出鋼梁和混凝土之間的粘結會影響高溫下組合梁的臨界溫度和破壞模式。仲崇強等[11]對簡支疊合板組合梁進行抗火試驗發(fā)現(xiàn)，疊合板疊合面的存在對試件的溫度場無明顯影響，在熱力耦合作用下疊合板組合梁與現(xiàn)澆組合梁的變形程度以及變形恢復率基本相似。呂俊利等[12-16]對簡支和受約束的疊合板組合梁研究發(fā)現(xiàn)，疊合板組合梁受火后預制板與后澆層結合界面未發(fā)生明顯分離，仍能共同承受荷載，但組合梁的抗彎剛度明顯降低。實際結構中組合梁為高次超靜定，在負彎矩區(qū)段會出現(xiàn)鋼梁受壓混凝土受拉的不利情況，且疊合板組合梁中存在大量新舊混凝土結合界面，使其在火災中的行為明顯不同于傳統(tǒng)形式的組合梁。建筑物火災中復燃現(xiàn)象時有發(fā)生，但目前關于疊合板組合梁二次受火的研究仍處于空白狀態(tài)。基于此，文章對一次受火后的兩跨疊合板組合梁進行恒載升溫試驗研究，分析不同翼板形式的疊合板組合梁在二次受火時的性能。

1 試驗概況

1.1 試件設計

按照GB 50010—2010《混凝土結構設計規(guī)范》[17]、GB 50017—2017《鋼結構設計標準》[18]、CECS 226—2007《栓釘焊接技術規(guī)程》[19]設計并制作兩跨連續(xù)梁，組合續(xù)梁平面圖如圖1(a)所示，剖面圖如圖1(b)所示，KJA 為整體式疊合板組合梁，KJB 為分離式疊合板組合梁。單個組合梁尺寸為4 300 mm×1 600 mm×120 mm。試件采用C30 混凝土澆筑，預制底板與后澆層均為單層雙向配筋，鋼筋等級為HRB400，直徑為8 mm；栓釘直徑為16 mm，熔焊后的高度為80 mm。鋼梁采用Q345B 熱軋H型鋼，規(guī)格為HN250×125×6×9。

圖1 試件尺寸及配筋圖/mm

1.2 約束條件

按照試驗要求，在試驗爐中依次布置基礎梁與鋼柱，以實現(xiàn)對試件的鉸接約束。鋼柱采用Q345 熱軋H 型鋼，柱1、3 高1 180 mm，而柱2 高1 060 mm。鋼梁端部腹板通過M22 摩擦型高強螺栓與兩側鋼柱端板相連，節(jié)點詳圖如圖2(a)和(b)所示。基礎梁由獨立基礎和基礎連梁構成，獨立基礎為矩形，截面尺寸500 mm×300 mm，獨立基礎平面圖如圖2(c)所示，基礎連梁截面尺寸為300 mm×300 mm，獨立基礎與鋼柱通過錨栓連接，節(jié)點詳圖如圖2(d)所示。試驗過程中基礎梁和鋼柱均包裹防火隔熱巖棉，避免直接受火。框架圖如圖3 所示。

圖2 試件幾何尺寸及構造圖/mm

圖3 框架圖

1.3 試驗爐改造

試驗在山東建筑大學火災試驗爐中進行，試驗爐外壁為鋼筋混凝土墻體，內壁為防火隔熱巖棉。試件在爐內養(yǎng)護完成后，根據試驗要求與試驗爐實際情況，對原有試驗爐進行分隔改造。沿中軸線方向砌筑支撐磚墻，為了方便鋪設擋火板，在墻體兩側對稱砌筑12 個墻垛。試件在爐內的布置如圖4所示。

圖4 試件布置圖

1.4 升溫及加載方案

按照GB/T 50152—2012《混凝土結構試驗方法標準》[20]、GB/T 9978.8—2008《建筑構件耐火試驗方法》[21]采用恒載升溫的方法進行二次受火試驗。恒載利用質量為20 kg 的鑄鐵加載塊在疊合板板頂施加3.5 kN/m2的均布荷載來實現(xiàn)。沿疊合板組合梁跨度方向均勻排布3 排加載塊，加載塊布置示意圖及其現(xiàn)場布置如圖5 所示。荷載布置完成后按照GB/T 9978.8—2008[21]中的ISO—834 標準升溫曲線進行升溫，本次試驗共升溫85 min。

圖5 加載塊布置圖

1.5 溫度及位移測點布置

為了測量火災全過程不同截面處的溫度和位移，在疊合板組合梁上布置熱電偶和差動式位移傳感器。每一處熱電偶組測量同一位置不同截面高度的溫度分布，熱電偶組布置如圖6(a)所示。其中，A～C 熱電偶組用于測量疊合板中混凝土、鋼筋和鋼梁的溫度分布，D、E 熱電偶組用于測量疊合板中混凝土、鋼筋的溫度分布，具體布置圖如圖6(b)和(c)所示。差動式位移傳感器用來測量試件的豎向位移，每個試件共布置5 個位移測點，柱2 上方布置一個位移測點，如圖7 所示，兩試件測點位置及數(shù)量均相同。

圖6 溫度測點布置圖/mm

圖7 位移測點布置圖/mm

1.6 二次受火前試件狀態(tài)

第一次受火試驗共升溫55 min，升溫及加載方案與第二次受火試驗相同。待試件冷卻至室溫后對試件進行卸載，觀察疊合板組合梁的變形情況，以便進行二次受火試驗。二次受火試驗前試件狀態(tài)如圖8 所示，殘余位移見表1。

圖8 二次受火前試件狀態(tài)圖

表1 二次受火前組合梁殘余位移表 單位:mm

2 試驗過程及結果分析

2.1 試驗過程及分析

二次受火試驗共分為2 個階段，從點火到停火為升溫段，持續(xù)85 min，從停火后到試件冷卻至室溫為降溫段。試驗過程中，觀察了疊合板板頂?shù)牧芽p開展情況，如圖9 所示。

圖9 二次受火后疊合板板頂裂縫示意圖/mm

試件KJA 在升溫19 min 時，第一次受火后出現(xiàn)的裂縫繼續(xù)發(fā)展，出現(xiàn)了新裂縫①。升溫28 min時，試件跨中出現(xiàn)肉眼可見的向下變形，測得2 測點的位移為52 mm。升溫51 min 時，試件板頂出現(xiàn)多條橫向分布的水漬如圖10(a)所示。升溫80 min時，水漬基本消失。待試件冷卻至室溫，觀察到板面中軸線處的縱向裂縫②延伸、擴展如圖10(b)所示。跨中橫向裂縫數(shù)量增多，原有裂縫向外擴展并延伸至疊合板板側。疊合板板底后澆拼縫處輕微開裂，局部混凝土爆裂如圖10(c)所示。鋼梁腹板與下翼緣扭轉變形嚴重，如圖10(d)所示。

柱2 上方疊合板在升溫23 min 時出現(xiàn)水漬，產生新裂縫。升溫54 min 時，③裂縫明顯擴展如圖10(e)所示。隨著溫度逐漸升高，大量水蒸氣從裂縫處逸出。待試件冷卻至室溫，觀察到柱2 上方疊合板出現(xiàn)斜裂縫，橫向裂縫④擴展、增多，最寬處可達7 mm。跨中橫向裂縫延伸至疊合板板側如圖10(f)所示，柱2 兩側鋼梁腹板和下翼緣局部屈曲如圖10(g)所示。

圖10 二次受火后疊合板組合梁試驗現(xiàn)象圖

試件KJB 在升溫26 min 時出現(xiàn)了新裂縫⑤。升溫56 min 時，試件上表面出現(xiàn)多條橫向分布的水漬如圖10(h)所示，升溫80 min 時板面水漬基本消失。待試件冷卻至室溫，觀察到板面中軸線處縱向裂縫⑥由柱3 向柱2 延伸、貫通。試件跨中出現(xiàn)橫向通長裂縫⑦延伸至疊合板板側后又繼續(xù)向板底延伸，預制板與后澆層明顯分離如圖10(i)所示。跨中疊合板板底拼縫處的裂縫寬度增大，裂縫最大寬度處達5 mm 如圖10(j)所示。鋼梁腹板與下翼緣扭轉變形較KJA 更為嚴重，如圖10(k)所示。二次受火后組合梁板頂狀態(tài)如圖10(l)所示。

通過試驗現(xiàn)象對比分析發(fā)現(xiàn)，隨著溫度升高，鋼材彈性模量逐漸降低，鋼梁的承載力下降，且鋼材膨脹量高于混凝土，鋼梁受到較大的附加壓力；鋼梁上、下翼緣溫度不同，梁端產生附加負彎矩，導致柱2 兩側鋼梁腹板和下翼緣局部屈曲。KJB 跨中預制板與后澆層交界面處明顯分離，預制板拼縫處出現(xiàn)較大裂縫；而KJA 僅交界面處出現(xiàn)輕微裂縫，呈現(xiàn)出較好的整體性，并未受到新舊混凝土結合面的影響。由于試件為兩跨連續(xù)梁，梁端約束不完全一致，跨中除柱2 以外上部混凝土也為組合梁提供約束，導致組合梁兩端變形程度、裂縫開展方式不一致。

第一次受火后產生裂縫的區(qū)域在二次受火時仍是應力最大的部位，且隨著溫度升高，材料性能進一步劣化，結構內力重新分布，因此原有裂縫會繼續(xù)發(fā)展、增多。KJB 跨中板頂出現(xiàn)橫向通長裂縫⑦，而KJA 并未出現(xiàn)，究其原因在于裂縫⑦位于KJB 兩預制板拼縫處，與KJA 相比，其整體性較差，且二次受火使試件抗壓能力降低，再加上外部荷載產生的彎矩作用，促成了裂縫⑦。梁端的“八”字形裂縫則是由于高溫下鋼梁和混凝土膨脹量不同所產生的剪應力造成。板頂中軸線處縱向裂縫貫通是由于升、降溫時疊合板內栓釘與周圍混凝土溫度不一致，且膨脹量不同所致，并向柱2 延伸發(fā)展，最終在溫度應力與荷載共同作用下，縱向裂縫貫通。鋼梁上翼緣與疊合板之間沒有出現(xiàn)相對滑移，整體剛度較大，抵抗變形的能力相對較強，最終只有鋼梁的腹板與下翼緣出現(xiàn)整體扭轉。而鋼梁端部靠近節(jié)點板附近區(qū)域由于受到柱和上部混凝土的約束，限制了鋼梁的變形，在溫度應力和外荷載產生的彎矩共同作用下鋼梁腹板與下翼緣局部屈曲、扭轉程度較一次受火后顯著增大。

2.2 溫度場分析

2.2.1 爐溫溫度場分析

試件KJA 與KJB 同時進行火災試驗，爐溫-時間曲線如圖11 所示，升溫初期爐溫迅速升高，升溫6 min 時平均爐溫達到了轟然溫度600 ℃，較好地模擬了火災的轟然現(xiàn)象。隨后，爐溫由發(fā)展期轉為全面燃燒的旺盛期。升溫85 min 后停止升溫，此時爐溫達到了1 001.5 ℃，升溫段與ISO—834 標準升溫曲線[21]擬合良好。停火后爐溫快速下降，進入衰減期。

圖11 實際升溫曲線與標準升溫曲線對比圖

2.2.2 混凝土板溫度分析

疊合板組合梁混凝土板內各測點溫度時間曲線如圖12(a)和(d)所示，如圖所示兩組合梁溫度變化趨勢基本一致，由于混凝土導熱性較差，疊合板同一測點組沿不同高度存在較大溫度梯度。靠近板頂附近測點在溫度達到100 ℃時，板內自由水和結合水開始出現(xiàn)遷移和蒸發(fā)，熱量大量散失，出現(xiàn)溫度平臺階段，如圖12(c)和(d)所示。本試驗為二次受火，靠近板頂處后澆層在首次受火后部分自由水蒸發(fā)，因此溫度平臺較短；而靠近板底處測點首次受火后部分區(qū)域混凝土發(fā)生爆裂，內部水分基本散失，因此沒有出現(xiàn)溫度平臺階段。由于水分的蒸發(fā)使混凝土內部出現(xiàn)孔隙和裂縫，導致粗骨料受熱膨脹破裂，再加上粗骨料和周圍水泥漿體的熱工性能不同，使疊合板內部產生溫度應力。由此可見，水分的遷移蒸發(fā)對疊合板組合梁二次受火時的溫度分布具有重要影響。

停火時，疊合板跨中受火面測點KJA—B1、KJB—B1 溫度分別為764、748 ℃；背火面測點KJA—B5、KJB—B5 溫度分別為203、226 ℃。疊合板同一測點組平均溫差為541.5 ℃，溫度梯度較大。因此，沿疊合板厚度方向將產生較大的溫度應力，疊合板板頂?shù)臋M向裂縫就是在溫度應力和荷載產生的彎矩共同作用下產生的。此外，由于混凝土具有熱惰性，疊合板內混凝土測點在降溫階存在降溫滯后現(xiàn)象，特別是在背火面尤為明顯，降溫滯后平均為37 min。跨中背火面測點KJA—B5、KJB—B5 分別在停火后33、27 min 達到峰值溫度240、259 ℃。

將圖12(c)與(d)對比可知，兩組曲線升降溫趨勢基本一致，但分離式疊合板預制板內測點溫度明顯高于整體式疊合板。究其原因在于，二次受火使原有裂縫擴展增多，而分離式疊合板整體性稍差，疊合面處、預制板拼縫處開裂導致其溫度上升較快。同一測點組中預制板內測點在二次受火時溫度較高，存在較大溫度梯度，而后澆層中測點在二次受火時溫度較低，各測點溫度基本趨于一致，沒有明顯的溫度梯度。

圖12 疊合板板內溫度-時間曲線圖

兩組合梁B 組測點與E 組測點的對比分析發(fā)現(xiàn)，B 組測點具有明顯的溫度梯度，而E 組測點后澆層中溫度基本趨于一致。究其原因，B 組測點處混凝土一次性澆筑完成，整體性較好。而E 組測點位于疊合板疊合面處，預制板養(yǎng)護完成后才澆筑后澆層。預制板板頂雖做了拉毛處理，但由于疊合面部分區(qū)域在一次受火后預制板與后澆層分離，導致疊合板組合梁的整體性、粘接力、混凝土的強度均降低。再加上二次受火時預制板底面直接受火，其內部水分先行蒸發(fā)，帶走大量熱量，隨后后澆層內水分才逐漸蒸發(fā)。因此，上部后澆層內測點溫度偏低，且沒有明顯的溫度梯度。由此表明，預制板在疊合板組合梁二次受火時發(fā)揮了阻止熱量向上傳遞的作用。

板內鋼筋溫度受到外部包裹混凝土溫度的影響，同一測點組上下兩層鋼筋溫差較大，原因在于混凝土為非均質材料，導熱性較差，隨著時間增長，疊合板內溫度梯度增加，沿疊合板厚度方向產生較大的溫度應力，導致疊合板內上下兩層鋼筋存在較大溫度梯度。

2.2.3 鋼梁溫度分析

KJA 與KJB 的鋼梁溫度-時間曲線發(fā)展趨勢基本相同，以KJA 為例，如圖13 所示，升溫過程中鋼梁溫度顯著高于其正上方疊合板溫度，二者存在較大溫度梯度，因此，疊合板對鋼梁的熱膨脹產生了限制。

圖13 KJA A 組測點與爐溫曲線圖

鋼梁上下翼緣、腹板溫度與爐溫變化趨勢基本一致，但鋼梁下翼緣、腹板溫度略高于上翼緣溫度，這是由于鋼梁下翼緣和腹板升溫不受混凝土板的影響，而鋼梁上翼緣在升溫過程中向上方混凝土板傳遞熱量所致。

升溫60 min 時，上翼緣、腹板、下翼緣溫度分別為741、830、850 ℃，上、下翼緣間溫差達到109 ℃，存在較大溫度梯度。由于鋼梁各截面溫度分布不均勻，導致鋼梁變形速率增大，但周圍未受火鋼柱有效約束了鋼梁的變形，此階段鋼梁內部應力重分布較為劇烈，產生了如前所述的變形。對于單一鋼梁構件，在此溫度下鋼材性能已嚴重退化，鋼梁早已破壞[22-23]。然而，由于兩跨連續(xù)梁的超靜定性，疊合板組合梁在二次受火時不會發(fā)生整體破壞。停火后的降溫階段，由于混凝土板的降溫滯后性，其溫度高于鋼梁溫度，導致混凝土對鋼梁的收縮產生了限制，因此鋼梁出現(xiàn)較大扭轉。

2.3 試件位移變形

兩試件各位移測點豎向位移-時間關系曲線如圖14 所示，其中1、3 為距梁端1/4 處測點，2、4、5 為跨中四等分處測點，KJ1 為柱2 正上方測點，并規(guī)定豎向位移以向下為正、向上為負。

圖14 各試件位移變化曲線圖

兩組合梁的位移-時間曲線發(fā)展趨勢基本一致，從開始試驗至數(shù)據采集結束大致經歷了線性上升階段、平臺階段、非線性上升階段、下降段階段、穩(wěn)定階段等5 個階段。由于首次受火后組合梁材料性能已經退化，再加上升溫初期0 ～5 min 內試件溫度迅速上升，試件剛度呈線性降低，導致組合梁的位移迅速增大。在第5 min 時KJA 與KJB 2 測點位移分別達到了38、47 mm 平均爐溫達到了587.6 ℃，兩組合梁B1 處溫度測點分別為130.2、195.2 ℃，B5 處溫度測點分別為15.6、15.2 ℃，板底和板頂平均溫差為147 ℃，由于首次受火后板內自由水已部分蒸發(fā)，在熱膨脹和截面溫度梯度的共同作用下位移絕對值顯著增大。5 ～20 min 曲線出現(xiàn)了短暫的平臺階段，表明此階段試件在溫度應力和上部荷載的共同作用下內力重分布比較劇烈，而周圍未受火鋼柱的存在有效約束了試件的豎向撓曲變形。20 min 后位移又呈增大趨勢，這是由于隨著溫度的持續(xù)升高，混凝土板內溫度膨脹應力持續(xù)增大，試件剛度劣化，變形具有增大趨勢。但板內水分持續(xù)蒸發(fā)，疊合板升溫速率下降，導致變形速率逐漸降低。與初期相比，其位移變化較緩慢。

停火后一瞬間因爐內溫度突然下降，位移平均恢復約5 mm。停火后2 min，由于混凝土的降溫滯后性，疊合板內溫度還在緩慢上升導致組合梁位移繼續(xù)增大，直到90 min，兩組合梁位移均達到峰值，跨中D2 測點位移分別為132、146 mm。由于KJA為整體式疊合板組合梁，相鄰預制底板之間互相綁扎的搭接鋼筋與后澆層的嵌固作用限制了組合梁的向下?lián)锨冃危琄JB 為分離式疊合板組合梁，預制底板之間沿梁的縱向無約束，整體性較差，導致KJB預制板拼縫處嚴重開裂，甚至部分預制底板與后澆層分離，因此與KJA 相比，KJB 跨中測點位移較大。

隨后，在自然冷卻條件下試件位移逐漸恢復，平均恢復20 mm。最后位移逐漸趨于穩(wěn)定狀態(tài)，呈現(xiàn)出最終位移變化。KJA 的跨中最大位移為132 mm，冷卻之后的殘余變形為106 mm，變形恢復比例為19.7%，KJB 的跨中最大位移為146 mm，冷卻之后的殘余變形為120 mm，變形恢復比例為17.8%。兩試件變形恢復比例相近，表明預制板的不同連接方式對兩跨連續(xù)疊合板組合梁二次受火時的變形恢復率影響不大。

點火后柱2 上方測點KJ1 在荷載產生的負彎矩與溫度應力共同作用下持續(xù)向上變形，在升溫第85 min時達到-7.3 mm。停火后位移開始緩慢恢復，隨著溫度降低，位移逐漸趨于平穩(wěn)。直至數(shù)據采集結束，KJ1 恢復到試驗前高度。

3 結論

對鉸接約束下不同翼板形式兩跨疊合板組合梁的二次受火性能進行研究，主要得出以下結論:

第一次受火后產生裂縫的區(qū)域在二次受火時仍是應力最大的部位，翼板形式不同的兩跨連續(xù)疊合板組合梁，變形恢復率基本一致，疊合板板底與鋼梁上翼緣均未發(fā)生相對滑移。但預制板拼縫的存在使分離式疊合板組合梁在二次受火時的溫度高于整體式疊合板組合梁，且變形更為嚴重，此外二次受火后兩疊合板組合梁板頂?shù)牧芽p發(fā)展趨勢不同；水分的遷移蒸發(fā)對疊合板組合梁二次受火時的溫度分布具有重要影響；預制板在疊合板組合梁二次受火時發(fā)揮了阻止熱量向上傳遞的作用。