張 崗，王翠娟

(長安大學 交通行業(yè)舊橋檢測與加固重點試驗室，西安 710064)

目前，各種結構火災時有發(fā)生，鐵路橋梁火災也不可忽視，受到了設計維護及研究人員的廣泛關注?；馂暮髽蛄航Y構承載力降低主要有兩方面原因［1-7］:火災荷載作用下混凝土和鋼筋材料性能、工作性能劣化;鐵路橋梁結構承載重量大，發(fā)生火災后，在重載作用下容易坍塌。著名學者對火災下各種形式的柱以及多種組合結構做了深刻的研究，進行了大量的試驗，并提出了火災后混凝土結構的加固方案及安全評價方法。鋼筋混凝土 T梁承載能力強，應用廣泛，然而一旦發(fā)生火災，在重荷載作用下非常危險。本文在各國試驗的基礎上，引入William-Warnker五參數強度模型和非線性本構關系，分析了鋼筋混凝土T梁火災下的截面溫度分布，研究了高溫下的撓度時變效應及破壞形式。

1 工程背景

圖1為箱梁結構截面尺寸及構造。由圖1(a)可知，某混凝土箱形截面簡支梁，跨長均為16.0 m，截面頂板寬度為3.2 m，底板寬度為1.7 m，梁截面高度為1.7 m，腹板高度為1.3 m，懸臂板端部厚度為0.3 m，懸臂板根部厚度為0.4 m，頂板厚度為0.15 m，底板厚度為0.28 m，上部倒角為30 cm×20 cm，下部倒角為20 cm×20 cm。由圖1(b)可知，C為混凝土保護層厚度，在計算中C取不同的值分析其對火荷載作用下箱梁跨中撓度的影響程度。

圖1 箱梁結構截面尺寸及構造(單位:cm)

2 熱溫模式

國際標準化組織(ISO834)建議的建筑構件抗火試驗曲線如圖2所示，其計算表達式為

式中，T0表示試驗爐內的初始溫度(℃);T(t)表示燃燒開始后t min時試驗爐的空氣平均溫度(℃)。

如圖2所示，ISO834標準火災溫度—時間曲線，升溫過程單調，無論燃燒時間多長，溫度呈對數曲線光滑上升，始終沒有衰減熄滅過程。作為一個計算標準，它在結構構件的抗火試驗、高溫性能分析或抗火極限驗算中統(tǒng)一應用，可保證結構具有一致的抗火性能，并可對不同結構進行損傷計算和抗火安全性及火后評價。針對強外熱場景的設定，對于強熱區(qū)的抗火計算和焰圍域的溫度，選擇式(1)進行分析。

3 SFM箱形截面梁分析

3.1 分析模型

圖3為鋼筋混凝土箱形截面簡支梁火災模型。如圖3所示，混凝土采用 C50，主拉鋼筋采用Ⅲ級鋼，詳細尺寸參見圖1。采用整跨受熱模式，箱室外側(除頂板頂面)和翼緣板底面升溫(按標準火災ISO834升溫曲線加熱)，所受均布荷載為 q kN/m(不含自重)，計算火災高溫200 min不同保護層厚度和不同荷載等級下鋼筋混凝土箱形截面簡支梁的變形狀況;分析其撓度時變效應過程，確定耐火極限。

圖2 標準火災溫度—時間曲線

表1為鋼筋混凝土箱形截面簡支梁火災模型設計參數。

圖3 火災場鋼筋混凝土箱形截面簡支梁模型

表1 火災模型梁設計參數

3.2 高溫場分析

圖4為火災高溫場鋼筋混凝土箱形截面梁隨火延時間的溫度分布云圖。分析圖4說明:由于箱梁外側和翼緣板下側受火，所以迎火側溫度相對其它部位較高;從箱形截面外側到內側，火災溫度逐漸降低，呈明顯的梯度分布;隨著火災時間的延伸，高溫層逐漸向內擴展，擴展寬度遞增，由于混凝土箱梁腹板、底板厚度較小，火災高溫時間過長，高溫會穿透腹板和底板，使得整個箱室的溫度升高，從而改變了整個箱室內部的環(huán)境溫度。

圖4(c)和圖4(d)給出了火災高溫場鋼筋混凝土箱形截面梁和實心截面梁隨火延時間的等溫線，具有空腔薄壁結構熱傳導的特色。根據流固耦合熱傳導模式可知，封閉空腔結構中的氣體對流熱耦合效應具有影響，混凝土箱形截面屬于空腔薄壁結構，空腔內氣體有熱對流傳導作用，能夠改變空腔附近的溫度分布形狀，擴展等溫線分布的寬度，空腔截面近腔處等溫線值比同等條件下實心截面等溫線偏高。由此看出，在火災高溫場中，空腔薄壁結構截面的溫度擴展效應較實心截面顯著，從而導致明顯的力學效應，空腔薄壁截面結構的變形大于同等條件下實心截面結構的變形。

圖4 火災模型截面溫度梯度分布

3.3 形變分析

圖5為不同保護層厚度相應荷載比下鋼筋混凝土箱形截面簡支梁跨中撓度時程曲線。分析圖5說明，火延20 min內跨中撓度基本無變化、火延20 min后跨中撓度大約呈緩拋物線下降，整個火延期內混凝土箱形截面簡支梁跨中撓度時程曲線隨火災時間的延伸呈非線性增長趨勢，隨荷載比的增加而增大，撓度時程曲線增大的程度隨保護層厚度增加而減小。由圖5(a)可知，混凝土保護層為3 cm、荷載比ζ=1.0時，火延時間100 min跨中撓度為90 mm、150 min跨中撓度值為140 mm、200 min跨中撓度值為220 mm;荷載比 ζ=1.5時，火延時間 100 min跨中撓度為 100 mm、150 min跨中撓度值為170 mm、200 min跨中撓度值為260 mm;荷載比ζ=2.0時，火延時間100 min跨中撓度為150 mm、150 min跨中撓度值為210 mm、200 min跨中撓度值為320 mm。

由圖5(b)可知，混凝土保護層為4 cm、荷載比ζ=1.0時，火延時間100 min跨中撓度為70 mm、150 min跨中撓度值為120 mm、200 min跨中撓度值為170 mm;荷載比ζ=1.5時，火延時間100 min跨中撓度為90 mm、150 min跨中撓度值為 150 mm、200 min跨中撓度值為220 mm;荷載比 ζ=2.0時，火延時間 100 min跨中撓度為120 mm、150 min跨中撓度值為180 mm、200 min跨中撓度值為250 mm。

由圖5(c)可知，混凝土保護層為5 cm、荷載比ζ=1.0時，火延時間100 min跨中撓度為60 mm、150 min跨中撓度值為100 mm、200 min跨中撓度值為150 mm;荷載比ζ=1.5時，火延時間100 min跨中撓度為80 mm、150 min跨中撓度值為 130 mm、200 min跨中撓度值為180 mm;荷載比 ζ=2.0時，火延時間 100 min跨中撓度為90 mm、150 min跨中撓度值為 150 mm、200 min跨中撓度值為210 mm。

圖6為火災高溫200 min不同保護層厚度各荷載等級下鋼筋混凝土箱形截面簡支梁跨中撓度比較。由圖6可知，火災高溫200 min時，鋼筋混凝土箱形截面簡支梁撓度隨荷載比的增加呈線性增長趨勢，荷載比＜1.0時，跨中撓度隨荷載比變化平緩;荷載比為2.0時，跨中撓度顯著增大。當保護層厚度分別為5 cm和4 cm時，鋼筋混凝土箱形截面簡支梁火災高溫200 min，荷載比ζ=1.0時、跨中撓度值不大于170 mm，荷載比ζ=1.5時、跨中撓度值不大于210 mm，荷載比 ζ=2.0時、跨中撓度值不大于250 mm;保護層厚度為3 cm時，鋼筋混凝土箱形截面簡支梁火災高溫200 min，荷載比ζ=2.0時，跨中撓度值為320 mm，其值遠大于混凝土保護層為4 cm和5 cm相應荷載等級的撓度值，大約為混凝土保護層4 cm和5 cm相應荷載比的撓度值的1.5倍。提高混凝土保護層厚度，可減小火災高溫場鋼筋混凝土箱形截面簡支梁的跨中撓度，有效控制火災高溫場鋼筋混凝土箱形截面簡支梁的變形。

圖5 不同保護層厚度各荷載比撓度時程曲線

圖6 200 min不同保護層厚度各荷載等級撓度比較

4 結論

1)熱傳導及熱輻射的速度與測點至混凝土表面的距離相關，測點靠近混凝土表面，升溫快;遠離混凝土表面，升溫緩慢。

2)混凝土箱形截面梁隨火災場溫度的升高，高溫度區(qū)會穿透混凝土薄壁層，致使箱梁的有效區(qū)域完全破壞;并且，混凝土箱形截面屬于空腔薄壁結構，空腔內氣體有熱對流傳導作用，能夠改變空腔附近截面的溫度分布，擴展等溫線分布的寬度，比實心截面等溫線偏高。

3)整跨受熱模式下鋼筋混凝土簡支箱梁跨中撓度時程曲線隨荷載等級的增加呈非線性變化趨勢，撓度時程曲線增大的程度隨保護層厚度增加而減小，火延時間對鋼筋混凝土簡支梁跨中撓度有較大影響。因此，控制火災時間或者提高混凝土保護層厚度，可有效控制火災高溫場鋼筋混凝土橋梁的撓度值。

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