姚偉發(fā)　 黃　僑　 張娟秀

(東南大學(xué)交通學(xué)院,南京 210096)

鋼混組合梁的火災(zāi)試驗(yàn)及剩余承載力

姚偉發(fā) 黃僑 張娟秀

(東南大學(xué)交通學(xué)院,南京 210096)

摘要:完成了3根試驗(yàn)梁的火災(zāi)試驗(yàn),測(cè)試了鋼-混組合梁受火時(shí)的溫度場(chǎng)、撓度變形和裂縫分布情況,并對(duì)受火后的3根試驗(yàn)梁分別展開靜載試驗(yàn),實(shí)測(cè)了其剩余承載力和破壞形態(tài).基于高溫后混凝土強(qiáng)度表達(dá)式和溫度場(chǎng)分布函數(shù),推導(dǎo)出高溫后的混凝土受壓區(qū)高度計(jì)算公式.結(jié)果表明,恒載作用下,3根試驗(yàn)梁的豎向撓度隨受火時(shí)間的增長(zhǎng)而明顯增加.簡(jiǎn)支T梁和箱梁的頂板混凝土未見明顯裂縫,連續(xù)箱梁負(fù)彎矩區(qū)的頂板混凝土出現(xiàn)數(shù)條橫向貫通裂縫,裂縫寬度隨構(gòu)件受火時(shí)間的增長(zhǎng)而增大.箱梁的混凝土頂板溫度上升較慢,其耐火性能優(yōu)于T梁.所提的剩余承載力計(jì)算方法具有良好的精度.

關(guān)鍵詞:鋼-混組合梁;火災(zāi)試驗(yàn);溫度場(chǎng);剩余承載力

目前,引起橋梁火災(zāi)的常見原因包括橋下堆積的輪胎、模板、木材等易燃物燃燒,橋下電纜、電線起火,易燃物品運(yùn)輸車在橋下發(fā)生交通事故時(shí)導(dǎo)致的火災(zāi)等.由交通事故、自然災(zāi)害及其他緣由所引發(fā)的橋梁火災(zāi)往往給橋梁帶來(lái)較大損壞,導(dǎo)致橋梁整體承載力下降[1-2],嚴(yán)重時(shí)甚至引起橋梁垮塌.

國(guó)外對(duì)鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)的抗火性能研究始于20世紀(jì)初,主要研究材料高溫下和高溫后的力學(xué)性能、溫度場(chǎng)、火災(zāi)下及火災(zāi)后的極限承載力等[3-4].國(guó)內(nèi)學(xué)者則主要針對(duì)鋼-混組合板[5]、鋼管混凝土結(jié)構(gòu)[6-8]、型鋼混凝土梁[9-12]進(jìn)行研究,提出了相關(guān)的實(shí)用設(shè)計(jì)方法.但是關(guān)于鋼-混組合梁抗火性能的研究較少,尤其是高溫后鋼-混組合梁的剩余力學(xué)性能和剩余承載力計(jì)算方法仍有待進(jìn)一步研究.

本文通過(guò)3根鋼-混組合梁的火災(zāi)試驗(yàn),測(cè)試火災(zāi)下試驗(yàn)梁的撓度變形、截面溫度分布和裂縫分布情況以及火災(zāi)后試驗(yàn)梁的加載破壞形態(tài)和剩余承載力等.然后,基于高溫后混凝土強(qiáng)度表達(dá)式和溫度場(chǎng)分布函數(shù),建立了一種具有高精度的高溫后鋼-混組合梁的剩余承載力計(jì)算方法.

1考慮熱傳導(dǎo)的鋼-混組合梁計(jì)算理論

1.1基本假定

火災(zāi)后鋼-混組合梁的剩余承載力計(jì)算基于如下假定:

1) 高溫后的剪力連接件仍具有良好的抗剪承載力,能保證組合梁充分發(fā)揮抗彎性能;

2) 位于塑性中性軸以下的受拉區(qū)混凝土已開裂,忽略受拉區(qū)混凝土的抗拉強(qiáng)度;

3) 位于塑性中性軸以上的受壓區(qū)混凝土應(yīng)力達(dá)到高溫后混凝土的抗壓強(qiáng)度平均值;

4) 鋼梁的受壓區(qū)和受拉區(qū)均進(jìn)入塑性狀態(tài),其應(yīng)力分別達(dá)到考慮高溫影響后的鋼材抗壓和抗拉屈服強(qiáng)度[13];

5) 鋼-混組合梁的混凝土上翼緣板為單向受火混凝土板,且溫度沿板寬方向均勻分布[12].

1.2截面溫度場(chǎng)及材料高溫后力學(xué)性能

基于構(gòu)件內(nèi)部的熱傳導(dǎo)微分方程,考慮相應(yīng)的初始條件和邊界條件,求解火災(zāi)過(guò)程中構(gòu)件內(nèi)部的溫度場(chǎng)[11].參考標(biāo)準(zhǔn)加熱條件下四面受火柱的截面溫度場(chǎng)計(jì)算方法,建立標(biāo)準(zhǔn)加熱條件下單向受火混凝土板截面溫度場(chǎng)分布函數(shù):

Tl=Tf(1-ξ)exp(-2.7ξ)

(1)

式中,Tf為混凝土板受火面的溫度;Tl為混凝土板內(nèi)距受火面垂直距離l處的溫度;ξ=l/L為混凝土板內(nèi)任意位置l距受火面的垂直相對(duì)距離,其中L為假想0 ℃溫度線距受火面的垂直距離.

對(duì)于式(1),在定義域0≤ξ≤1內(nèi)進(jìn)行高精度擬合,得到擬合方程:

(2)

根據(jù)判定系數(shù)和擬合標(biāo)準(zhǔn)差,計(jì)算得溫度場(chǎng)的擬合優(yōu)度為0.991,說(shuō)明式(2)具有高擬合精度.

為了便于理論推導(dǎo),采用文獻(xiàn)[13]建議的高溫后混凝土強(qiáng)度和鋼材強(qiáng)度折減系數(shù)表達(dá)式,對(duì)0～200 ℃情況下的混凝土抗壓強(qiáng)度進(jìn)行少量調(diào)整,得到高溫后混凝土的強(qiáng)度折減系數(shù)表達(dá)式:

(3)

式中,Tm為經(jīng)歷的最高溫度;fcu和fcu,T分別為常溫下和經(jīng)歷最高溫度Tm后的軸心抗壓強(qiáng)度.

1.3考慮截面溫度場(chǎng)的混凝土受壓區(qū)

為了便于進(jìn)行理論計(jì)算,首先假設(shè)一條0 ℃溫度線(實(shí)際并不存在).對(duì)于梁下受火的情況,鋼-混組合梁經(jīng)歷高溫后的剩余承載力計(jì)算圖見圖1.圖中,125 ℃溫度線為火災(zāi)中溫度達(dá)到125 ℃的位置;t為125 ℃溫度線到混凝土翼緣板上緣的距離;d為混凝土翼緣板的厚度;x為抗彎極限狀態(tài)下混凝土受壓區(qū)高度;Tx為溫度場(chǎng)中x處的溫度;fc,T為混凝土經(jīng)歷高溫后的抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值.

火災(zāi)后混凝土翼緣板的溫度分布可分為如下2種類型:① 梁下受火時(shí)間較長(zhǎng),橋面溫度高于環(huán)境溫度,假想0 ℃溫度線位于混凝土翼緣板之上(見圖1).② 梁下受火時(shí)間較短,翼緣板靠近橋面部分區(qū)域仍然保持常溫,假想0 ℃溫度線可能位于混凝土翼緣板之中,無(wú)法通過(guò)火災(zāi)現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研來(lái)確定0 ℃溫度線的具體位置.因此,采用125 ℃溫度線作為計(jì)算和現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研的關(guān)鍵溫度線.

圖1　組合梁溫度場(chǎng)及受壓區(qū)應(yīng)力分布

高溫后混凝土的受壓區(qū)應(yīng)力分布和受壓區(qū)合力計(jì)算可以分為以下3種情況進(jìn)行討論:

1) 當(dāng)混凝土受壓區(qū)高度x≤t時(shí),受壓區(qū)的混凝土強(qiáng)度未受到火災(zāi)影響,只有受拉區(qū)的鋼梁受到高溫影響,可按照普通的鋼-混組合梁塑性計(jì)算方法進(jìn)行計(jì)算.混凝土受壓區(qū)的合力可描述為

C=fcbx

(4)

式中,fc為抗壓強(qiáng)度平均值;b為混凝土板寬.

2) 當(dāng)混凝土受壓區(qū)高度t

(5)

式中,ξ1=(d-x)/L;ξ2=ξ125, 其中ξ125為125 ℃溫度線距受火面的垂直相對(duì)距離.式(5)中等號(hào)右邊第1項(xiàng)表示未受高溫影響區(qū)域的抗壓承載力,第2項(xiàng)表示受高溫影響區(qū)域的抗壓承載力.根據(jù)圖1,考慮積分號(hào)的上下限,受壓區(qū)合力可表示為

(6)

且

(7)

則ξ125的顯式計(jì)算公式為

(8)

由式(8)可知, ξ125只與Tf有關(guān).在計(jì)算剩余承載力前,已進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)調(diào)查并獲得125 ℃溫度線到混凝土翼緣板上緣的距離t以及混凝土翼緣板的厚度d,并且可以確定假想0 ℃溫度線距離受火面的相對(duì)距離ξ0=1,根據(jù)關(guān)系方程

(9)

得到假想0 ℃溫度線距離受火面的絕對(duì)距離為

(10)

在進(jìn)行抗彎承載力計(jì)算時(shí),采用式(6)和(7)計(jì)算混凝土的受壓區(qū)高度x,需要編制迭代計(jì)算程序,不利于實(shí)際應(yīng)用.因此,需要對(duì)式(6)進(jìn)行求解,得到受壓區(qū)高度x的計(jì)算公式:

(11)

式中

(12)

(13)

ηξ=bfc(1.174ξ125+0.000 388Tfe-3.72ξ125+

0.000 041 8Tfξ125)

(14)

式中,LambertW()為郎伯W函數(shù).

3) 當(dāng)中性軸位于腹板時(shí),鋼-混組合梁的混凝土翼緣板全截面受壓,混凝土的受壓區(qū)合力為

C=fctb+ηξ-0.000 388bfcTf

(15)

由此可得受壓區(qū)合力大小和受壓區(qū)高度,通過(guò)力和力矩平衡原理,計(jì)算得到高溫后鋼-混組合梁的剩余承載力.

2試驗(yàn)

2.1鋼-混組合梁火災(zāi)試驗(yàn)

共制作3根試驗(yàn)梁,分別標(biāo)記為SCB1,SCB2和SCB3.混凝土抗壓強(qiáng)度平均值為28.6 MPa,鋼板采用Q235鋼材,鋼板厚均為5 mm.試驗(yàn)梁的設(shè)計(jì)參數(shù)見表1.

表1　試驗(yàn)梁的設(shè)計(jì)參數(shù)

試驗(yàn)梁SCB1和SCB2均為梁長(zhǎng)3.8 m的簡(jiǎn)支梁,計(jì)算跨徑為3.4 m.試驗(yàn)梁SCB1的截面形式為T形,SCB2的截面形式為箱形.試驗(yàn)梁SCB3為梁長(zhǎng)4.8 m、計(jì)算跨徑2.0+2.4 m的二跨連續(xù)梁,采用箱形截面.試驗(yàn)梁SCB1的截面構(gòu)造見圖2(a);試驗(yàn)梁SCB2和SCB3采用完全相同的截面構(gòu)造(見圖2(b)).圖中,T1～T4 為混凝土翼緣板溫度測(cè)點(diǎn);w1～w6為鋼梁溫度測(cè)點(diǎn).

(a) 試驗(yàn)梁SCB1

(b) 試驗(yàn)梁SCB2和SCB3

試驗(yàn)梁SCB1和SCB2的受火位置為跨中區(qū)域,試驗(yàn)梁SCB3的受火位置為跨徑2.4 m的跨中區(qū)域.試驗(yàn)梁SCB1和SCB2以跨中截面為溫度場(chǎng)測(cè)試截面,測(cè)點(diǎn)布置見圖2(a).試驗(yàn)梁SCB3以2.4 m跨徑的跨中截面為溫度場(chǎng)測(cè)試截面,測(cè)點(diǎn)布置見圖2(b).

2.2加載方案

加載方案主要包括以下2方面:

1) 火災(zāi)試驗(yàn)中的試驗(yàn)梁加載.加載水平控制在按照塑性方法計(jì)算的構(gòu)件極限承載力的40%以下(含構(gòu)件自重),以模擬橋梁發(fā)生火災(zāi)時(shí)的恒定承載.試驗(yàn)梁采用兩點(diǎn)加載,加載力F1和F2相同.火災(zāi)過(guò)程中,試驗(yàn)梁SCB1,SCB2和SCB3的加載力分別為35,40,60 kN,加載位置見圖3.

2) 火災(zāi)后的試驗(yàn)梁加載.將火災(zāi)后的試驗(yàn)梁吊運(yùn)于靜力試驗(yàn)室中,進(jìn)行分級(jí)加載,從而獲得試驗(yàn)梁的破壞形態(tài)和極限荷載.

(a) 試驗(yàn)梁SCB1和SCB2

(b) 試驗(yàn)梁SCB3

2.3試驗(yàn)現(xiàn)象

火災(zāi)試驗(yàn)過(guò)程中各試驗(yàn)梁的主要現(xiàn)象如下:

1) 隨著溫度的升高,混凝土表面產(chǎn)生大量水汽,表面呈潤(rùn)濕狀態(tài),混凝土板內(nèi)殘余水分蒸發(fā).

2)隨受火時(shí)間的增長(zhǎng)，試件跨中撓度明顯增加，梁端發(fā)生較大轉(zhuǎn)動(dòng)(見圖4(a)).所加靜力荷載快速下降，需持續(xù)加載以保持試驗(yàn)荷載.

3)試驗(yàn)梁SCB1和SCB2的頂板一直未見明顯裂縫，與常溫試驗(yàn)現(xiàn)象相比，未見試件有明顯差別.試驗(yàn)梁SCB3點(diǎn)火升溫10 min左右，在中間支座負(fù)彎矩區(qū)梁段箱梁頂板混凝土出現(xiàn)數(shù)條肉眼可見的橫向貫通裂縫，裂縫寬度隨構(gòu)件受火時(shí)間的增長(zhǎng)而增大，中橫隔板處裂縫發(fā)展為主裂縫，其寬度增大的速度明顯大于其他裂縫.

4)主裂縫隨受火時(shí)間的增加進(jìn)一步發(fā)展，當(dāng)構(gòu)件受火時(shí)間為45 min時(shí)，主裂縫發(fā)展出其他裂縫，板頂混凝土被裂縫分成若干塊狀體；構(gòu)件受火時(shí)間為60 min時(shí)，主裂縫寬度已超過(guò)1 cm，箱梁頂板混凝土被主裂縫分成2部分，梁在中橫隔板處形成明顯折線狀(見圖4(b)).

5) 構(gòu)件受火時(shí)間為32 min時(shí),試驗(yàn)梁SCB1和SCB2的跨中變形分別為13.3和12.7 cm,超過(guò)該梁跨度的1/30.卸載降溫后,試驗(yàn)梁SCB1和SCB2的跨中撓度減小,常溫下測(cè)得的跨中殘余撓度分別為8.8和7.1 cm.試驗(yàn)梁腹板和底板發(fā)生屈曲.

圖4　部分試驗(yàn)梁現(xiàn)象

火災(zāi)試驗(yàn)中各測(cè)點(diǎn)的實(shí)測(cè)溫度見表2.表中,s為升溫時(shí)間.由表可知,鋼梁的溫度上升較快,且溫度分布較為均勻.受鋼箱梁封閉空間影響,相比T梁而言,箱梁的混凝土翼緣板測(cè)點(diǎn)溫度上升較慢,具有更好的抗火性能.

經(jīng)過(guò)高溫后的靜力試驗(yàn)發(fā)現(xiàn),當(dāng)荷載接近極限荷載時(shí),3根試驗(yàn)梁的破壞形態(tài)相似.隨著試驗(yàn)梁變形量的增加,加于梁上的荷載增加幅度變緩,且荷載難以維持.此時(shí),頂板(翼緣板)混凝土下緣出現(xiàn)少量裂縫,并伴隨著密集的混凝土壓潰聲.最終,頂板的上層混凝土被壓潰.試驗(yàn)梁在整個(gè)破壞過(guò)程中表現(xiàn)出較高的延性,鋼梁與上下混凝土翼板之間無(wú)可視的滑移,兩者共同工作,且黏結(jié)性能良好.

表2　試驗(yàn)梁各測(cè)點(diǎn)的實(shí)測(cè)最高溫度　℃

2.4基于截面溫度場(chǎng)的抗彎承載力理論計(jì)算

為確定試驗(yàn)梁SCB1跨中截面頂板混凝土的溫度分布情況,參數(shù)取值如下:Tf=650 ℃；t=0.032m; Tm=675 ℃.

1) 假定受壓區(qū)高度x≤t=0.032m,則T形鋼梁的抗拉承載力為

T=Asfy,T=(1 375+1 600)×232.9=693 110N

(16)

式中,As為鋼梁截面面積;fy,T為鋼梁高溫后的屈服強(qiáng)度.

受壓區(qū)高度為

(17)

由此表明,混凝土受壓區(qū)覆蓋了未受火災(zāi)影響區(qū)域和受火災(zāi)影響區(qū)域.

2) 假定t

0.414

(18)

假想0 ℃溫度線到受火面的垂直距離為

(19)

將L代入式(12),可得混凝土受壓區(qū)高度為

x=0.036 1m>t

(20)

由此表明假定t

混凝土受壓區(qū)的合力作用點(diǎn)距組合梁上緣的距離為

(21)

式中,P1和P2分別為未受高溫影響和受高溫影響區(qū)域合力作用點(diǎn)距上緣的距離;C1和C2分別為未受高溫影響和受高溫影響的合力.

受拉區(qū)鋼梁合力作用點(diǎn)距上緣的距離為

hs=0.245 0m

(22)

由此可知,組合梁的剩余承載力為

Mu=T(hs-P)=693 110×(0.245-

0.017 4)=157.7kN·m

(23)

采用同樣方法分別計(jì)算試驗(yàn)梁SCB2和SCB3的高溫后剩余承載力,參數(shù)取值見表3.表中,Fu為極限荷載理論值,Ft為極限荷載實(shí)測(cè)值.由表可知:① 3根試驗(yàn)梁的極限荷載理論值與實(shí)測(cè)值吻合良好,計(jì)算誤差分別為7%,-4%和-7%,說(shuō)明本文建議的剩余承載力計(jì)算方法具有良好的計(jì)算精度.② 試驗(yàn)梁SCB1的極限荷載理論值大于實(shí)測(cè)值,這是因?yàn)楸疚姆椒ɑ谒苄杂?jì)算方法,過(guò)大地估計(jì)了試驗(yàn)梁的剩余承載力.③ 鑒于鋼箱梁的封閉結(jié)構(gòu),箱梁頂板混凝土的溫度小于翼緣板混凝土的溫度,而溫度測(cè)點(diǎn)只布置于箱梁頂板,過(guò)低估計(jì)了混凝土翼緣板的溫度,導(dǎo)致試驗(yàn)梁SCB2和SCB3的極限荷載理論值小于實(shí)測(cè)值.

3結(jié)論

1) 3根結(jié)構(gòu)體系及截面形式相異的鋼-混組合梁火災(zāi)試驗(yàn)結(jié)果表明:隨受火時(shí)間的增長(zhǎng),恒載作用下試件跨中撓度明顯增加;鋼梁的溫度上升較快,溫度較高,且分布較為均勻;鑒于箱梁的封閉環(huán)境,箱梁混凝土頂板的溫度上升較慢,相比T梁而言耐火性能更好;連續(xù)箱形試驗(yàn)梁SCB3在中間支座負(fù)彎矩梁段頂板混凝土出現(xiàn)數(shù)條橫向貫通裂縫,裂縫寬度隨構(gòu)件受火時(shí)間的增長(zhǎng)而增大.

2) 基于高溫后混凝土強(qiáng)度表達(dá)式和溫度場(chǎng)分布函數(shù),將高溫后混凝土的受壓區(qū)高度和合力作用位置分成3種情況,推導(dǎo)出高溫后的混凝土受壓區(qū)高度計(jì)算公式.

3) 對(duì)經(jīng)歷高溫的3根試驗(yàn)梁進(jìn)行靜載破壞性試驗(yàn),測(cè)試其剩余承載力.理論結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比表明,本文建議的考慮溫度場(chǎng)分布的剩余承載力計(jì)算方法具有良好的計(jì)算精度,且計(jì)算較為簡(jiǎn)便.

參考文獻(xiàn) (References)

[1]馬明雷, 馬如進(jìn), 陳艾榮. 橋面火災(zāi)條件下斜拉橋拉索及全橋結(jié)構(gòu)的安全性能[J]. 華南理工大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2014, 42(10):117-124. DOI:10.3969/j.issn.1000-565X.2014.10.019.

Ma Minglei, Ma Rujin, Chen Airong. Safety of cables and full structure of a cable-stayed bridge exposed to fires on deck[J].JournalofSouthChinaUniversityofTechnology(NaturalScienceEdition), 2014, 42(10):117-124. DOI:10.3969/j.issn.1000-565X.2014.10.019.(in Chinese)

[2]徐玉野, 吳波, 王榮輝, 等. 高溫后鋼筋混凝土梁剩余承載性能試驗(yàn)研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào), 2013, 34(8):20-29.

Xu Yuye, Wu Bo, Wang Ronghui, et al. Experimental study on residual performance of reinforced concrete beams after fire[J].JournalofBuildingStructures, 2013, 34(8):20-29.(in Chinese)

[3]俞博, 葉見曙, 溫天宇. 火災(zāi)下混凝土空心板的溫度場(chǎng)[J]. 東南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2009, 39(3):536-540. DOI:10.3969/j.issn.1001-0505.2009.03.022.

Yu Bo, Ye Jianshu, Wen Tianyu. Temperature field in concrete hollow-slab exposed to fire[J].JournalofSoutheastUniversity(NaturalScienceEdition), 2009, 39(3):536-540. DOI:10.3969/j.issn.1001-0505.2009.03.022.(in Chinese)

[4]徐玉野, 王全鳳. 火災(zāi)后鋼筋混凝土柱的剩余承載力研究[J]. 工程力學(xué), 2010, 27(2): 84-89.

Xu Yuye, Wang Quanfeng. Research on residual strength of reinforced concrete columns after exposure to fire[J].EngineeringMechanics, 2010, 27(2): 84-89. (in Chinese)

[5]Huang Z F,Tan K H,Phng G H. Axial restraint effects on the fire resistance of composite columns encasing I-section steel[J].JournalofConstructionalSteelResearch, 2007, 63(4):437-447. DOI:10.1016/j.jcsr.2006.07.001.

[6]Mena J, Vera S, Correal J F, et al.Assessment of fire reaction and fire resistance of Guadua angustifolia kunth bamboo[J].ConstructionandBuildingMaterials, 2012, 27(1):60-65. DOI:10.1016/j.conbuildmat.2011.08.028.

[7]Kodur V K R, Dwaikat M B. Design equation for predicting fire resistance of reinforced concrete beams[J].EngineeringStructures, 2011, 33(2): 602-614. DOI:10.1016/j.engstruct.2010.11.019.

[8]Liu T C H, Fahad M K, Davies J M. Experimental investigation of behaviour of axially restrained steel beams in fire[J].JournalofConstructionalSteelResearch, 2002, 58(9): 1211-1230. DOI:10.1016/S0143-974X(01)00062-1.

[9]Rafi M M, Nadjai A, Ali F. Fire resistance of carbon FRP reinforced-concrete beams[J].MagazineofConcreteResearch, 2007, 59(4): 245-255. DOI:10.1680/macr.2007.59.4.245.

[10]Guo Qianru, Shi Kaihang, Jia Zili, et al. Probabilistic evaluation of structural fire resistance[J].FireTechnology, 2013, 49(3): 793-811. DOI:10.1007/s10694-012-0293-6.

[11]Wang Z H, Tan K H. Residual area method for heat transfer analysis of concrete-encased I-sections in fire[J].EngineeringStructures, 2006, 28(3): 411-422.DOI:10.1016/j.engstruct.2005.08.013.

[12]李俊華, 劉明哲, 唐躍鋒. 火災(zāi)后型鋼混凝土梁受力性能試驗(yàn)研究[J]. 土木工程學(xué)報(bào), 2011, 44(4): 84-90.

Li Junhua, Liu Mingzhe, Tang Yuefeng. Experimental study on the mechanical properties of steel reinforced concrete beams after exposure to fire[J].ChinaCivilEngineeringJournal, 2011, 44(4): 84-90. (in Chinese)

[13]吳波, 馬忠誠(chéng), 歐進(jìn)萍. 高溫后鋼筋混凝土柱抗震性能的試驗(yàn)研究[J]. 土木工程學(xué)報(bào), 1999, 32(2): 53-58.

Wu Bo, Ma Zhongcheng, Ou Jinping. Experimental study on seismic properties of R.C. columns after high temperature [J].ChinaCivilEngineeringJournal, 1999, 32(2): 53-58. (in Chinese)

Fire experiment and residual strength of steel-concrete composite girders

Yao Weifa Huang Qiao Zhang Juanxiu

(School of Transportation, Southeast University, Nanjing 210096, China)

Abstract:The fire experiments of three test beams were accomplished. The temperature field, the deflection deformation and the cracking distribution of the steel-concrete composite girders exposed to fire were tested. And the residual strengths and the failure modes of these three test beams under static loads were measured. The calculation formula of the compressive zone depth of concrete after fire was deduced based on the strength expression of concrete after fire and the temperature distribution function.The results indicate that the vertical deflections of the three test beams under dead loads in fire increase as the time goes on. The simple supported T-beam and the box girder have no obvious crack at the top of concrete. But as for the continuous box girder, several cut through cracks are observed at the top of concrete in the hogging moment area and the widths of these cracks increase as the time goes on. The temperature at the top of the box girder rises slowly, resulting in better fire resistance compared with the T-girder. The proposed calculation method for the residual strength has high accuracy.

Key words:steel-concrete composite girder; fire experiment; temperature field; residual strength

DOI:10.3969/j.issn.1001-0505.2016.02.019

收稿日期:2015-08-18.

作者簡(jiǎn)介:姚偉發(fā)(1973—)，男，博士生，講師，ywfzjx@163.com.

基金項(xiàng)目:交通運(yùn)輸部西部建設(shè)科技資助項(xiàng)目(2011318812970).

中圖分類號(hào):TU398

文獻(xiàn)標(biāo)志碼:A

文章編號(hào):1001-0505(2016)02-0347-06

引用本文: 姚偉發(fā)，黃僑，張娟秀.鋼-混組合梁的火災(zāi)試驗(yàn)及剩余承載力[J].東南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2016,46(2):347-352. DOI:10.3969/j.issn.1001-0505.2016.02.019.