呂俊利，呂京京，蔡永遠(yuǎn)，仲崇強(qiáng)

(1.山東建筑大學(xué)土木工程學(xué)院，濟(jì)南 250101；2.建筑結(jié)構(gòu)加固改造與地下空間工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，濟(jì)南 250101)

目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)壓型鋼板組合梁與平板組合梁這類傳統(tǒng)形式的組合梁進(jìn)行了大量的火災(zāi)試驗(yàn)研究與理論分析。

早在1995年，英國(guó)Cardington BRE實(shí)驗(yàn)室完成了壓型鋼板混凝土組合樓蓋的火災(zāi)試驗(yàn)[1―3]，結(jié)果表明壓型鋼板組合樓板在火災(zāi)中產(chǎn)生更大的變形，而結(jié)構(gòu)沒(méi)有喪失承載能力。提出了火災(zāi)作用下樓板的薄膜效應(yīng)以及鋼梁的懸鏈線效應(yīng)等重要結(jié)論。受Cardington火災(zāi)試驗(yàn)以及早期國(guó)內(nèi)鋼結(jié)構(gòu)建筑多采用壓型鋼板混凝土樓蓋系統(tǒng)的影響，國(guó)內(nèi)學(xué)者對(duì)壓型鋼板組合梁和平板組合梁進(jìn)行了較系統(tǒng)的火災(zāi)試驗(yàn)研究和理論分析[4―14]。結(jié)果表明：壓型鋼板組合梁雖然有栓釘存在，火災(zāi)中壓型鋼板和鋼梁結(jié)合界面會(huì)產(chǎn)生不同程度的分離，整體性差，在火災(zāi)中的承載能力顯著降低，產(chǎn)生較大變形，并建立了考慮懸鏈線效應(yīng)和薄膜效應(yīng)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(guò)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(qiáng)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(gòu)件試驗(yàn)和數(shù)值模擬中研究了栓釘連接件高溫性能和相對(duì)滑移的影響，結(jié)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(jié)果說(shuō)明：火災(zāi)過(guò)程中，組合梁中樓板形式的不同，組合梁在火災(zāi)中的行為有顯著差異。

近幾年，隨著裝配式建筑的推廣，出現(xiàn)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(yīng)用。疊合板組合梁是混凝土疊合樓板與鋼梁通過(guò)抗剪連接件連接形成的組合梁。其中，疊合板底部由多塊預(yù)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(tǒng)形式組合梁承載力高、剛度大、截面高度小等優(yōu)點(diǎn)，且工業(yè)化程度高，符合裝配式建筑發(fā)展方向。但是疊合板中存在大量的新舊混凝土結(jié)合界面以及預(yù)制板拼縫，導(dǎo)致疊合板組合梁火災(zāi)行為明顯不同于傳統(tǒng)形式組合梁。

本文的研究對(duì)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(yù)制板拼接而成，預(yù)制板之間存在拼縫。然而，目前對(duì)于這種新型組合梁火災(zāi)試驗(yàn)研究仍處于空白狀態(tài)。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(zāi)中的力學(xué)行為和破壞形態(tài)會(huì)有顯著差別，再加上疊合板中存在大量的新舊混凝土結(jié)合界面以及預(yù)制板拼縫，這些因素會(huì)導(dǎo)致疊合板組合梁在火災(zāi)中的行為明顯不同于傳統(tǒng)形式組合梁。為此，本文對(duì)四塊足尺分離式疊合板組合梁的火災(zāi)行為開(kāi)展試驗(yàn)研究與數(shù)值模擬分析，試驗(yàn)結(jié)果可以為該類新型組合梁的進(jìn)一步理論分析提供參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

本文設(shè)計(jì)并制作了四個(gè)足尺分離式疊合板組合梁試件，編號(hào) SCB-1~SCB-4，組合梁全長(zhǎng)為4800 mm，凈跨4500 mm，栓釘直徑16 mm，高度80 mm。板內(nèi)鋼筋均采用HRB400級(jí)，直徑8 mm。預(yù)制板均厚60 cm，后澆層厚度分為60 cm和80 cm，混凝土等級(jí)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(shù)如表1所示。組合梁的幾何尺寸和構(gòu)造如圖1所示。

1.2 試驗(yàn)方案

1.2.1 邊界條件

試驗(yàn)?zāi)M兩邊簡(jiǎn)支的連接方式，根據(jù)試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)[15―16]，試件一端為滾動(dòng)鉸支座，一端為固定鉸支座，放置于水平火災(zāi)實(shí)驗(yàn)爐。支座形式通過(guò)墊板、鋼滾軸和限位鋼筋實(shí)現(xiàn)，如圖2(a)和圖2(b)所示，試驗(yàn)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(jù)荷載規(guī)范選用均布荷載為2.0 kN/m2，每個(gè)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(shù)Table 1 Main parameters of specimens

圖1 試件構(gòu)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(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)測(cè)量?jī)?nèi)容有：組合梁豎向位移(D1~D7)，梁端鋼梁與混凝土板的相對(duì)滑移(D8~D9)；鋼梁、混凝土板、板內(nèi)鋼筋的溫度以及爐溫。每個(gè)試件板內(nèi)共設(shè)置了 7個(gè)測(cè)試截面(A~H)，每個(gè)測(cè)試截面沿板高度方向布置了6個(gè)測(cè)點(diǎn)，板厚140 mm為7個(gè)測(cè)點(diǎn)。鋼梁跨中位置的上翼緣、腹板中間和下翼緣設(shè)有3個(gè)測(cè)點(diǎn)。測(cè)試截面A、B、C內(nèi)分別設(shè)有兩個(gè)鋼筋測(cè)點(diǎn)。如圖4與圖5所示。

圖4 溫度測(cè)點(diǎn)布置圖Fig.4 Layout of temperature measurement points

圖5 位移測(cè)點(diǎn)布置圖Fig.5 Layout of displacement measurment points

1.3 爐內(nèi)試件布置及升溫曲線

試驗(yàn)中主要模擬烴類燃料燃燒火災(zāi)場(chǎng)景，根據(jù)試驗(yàn)具體設(shè)計(jì)情況，試驗(yàn)所用火災(zāi)實(shí)驗(yàn)爐的尺寸為5000 mm×4900 mm×1200 mm，組合梁下表面受火，爐內(nèi)布置情況如圖6所示。試驗(yàn)采用iso-834升溫曲線，升溫持續(xù)時(shí)間為90 min。通過(guò)設(shè)于爐內(nèi)四周的4個(gè)熱電偶測(cè)量實(shí)際爐溫。試驗(yàn)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(yàn)結(jié)果及其分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

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

試驗(yàn)采用自然冷卻的方式降溫，完全冷卻后組合梁所呈現(xiàn)出的主要破壞特征：兩端混凝土板翹起情況明顯，見(jiàn)圖8(a)；鋼梁撓曲現(xiàn)象明顯，但未發(fā)生屈曲，見(jiàn)圖8(b)；板底局部混凝土爆裂現(xiàn)象明顯，見(jiàn)圖8(c)；板側(cè)局部拼縫附近的新舊混凝土結(jié)合界面出現(xiàn)水平裂縫，以及后澆層的豎向裂縫，見(jiàn)圖8(d)；組合梁兩端疊合板與鋼梁上翼緣相對(duì)滑移依次為 2.3 mm、1.8 mm、2.6 mm、2.8 mm，均在1 mm~3 mm內(nèi)，見(jiàn)圖8(e)；組合梁板頂中間出現(xiàn)縱向裂縫，見(jiàn)圖8(f)。分析應(yīng)為兩方面原因：一是板面施加的均布荷載所帶來(lái)的板面負(fù)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(yīng)

四個(gè)組合梁各測(cè)點(diǎn)溫度場(chǎng)分布相似，以組合梁SCB-1的測(cè)點(diǎn)溫度響應(yīng)為例，如圖9所示。測(cè)試截面A與C是疊合板內(nèi)非拼縫位置截面溫度分布，溫度分布大致相同，給出了測(cè)試截面A的溫度場(chǎng)分布曲線；測(cè)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(cè)試截面B的溫度分布曲線；測(cè)試截面D與E溫度場(chǎng)分布大致相同，給出了測(cè)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(chǎn)生明顯的溫度應(yīng)力。TC1與TC2溫度明顯高于同一測(cè)試截面內(nèi)的其余測(cè)點(diǎn)，高溫對(duì)板截面40 mm以內(nèi)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(duì) TC3~TC6測(cè)點(diǎn)溫度影響較小，從TC3開(kāi)始溫度變化明顯滯后，最高溫度基本在100 ℃~150 ℃內(nèi)變化。

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

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

由鋼梁跨中位置的溫度場(chǎng)梯度分布來(lái)看，變化規(guī)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(shí)在測(cè)試截面 A、B、C內(nèi)布置了測(cè)量板內(nèi)上下層鋼筋的測(cè)點(diǎn)。測(cè)試截面B為拼縫位置截面，測(cè)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(nèi)上下層鋼筋溫度要高于非拼縫位置，預(yù)制板拼縫的存在導(dǎo)致局部鋼筋溫度變化明顯。

2.3 位移響應(yīng)

端點(diǎn)與三分點(diǎn)豎向位移變化規(guī)律與跨中位移相同，但跨中位置更能體現(xiàn)位移變化規(guī)律，如圖10給出了四個(gè)試件跨中豎向位移隨受火時(shí)間的變化曲線。各試件跨中最大位移與殘余位移具體見(jiàn)表2。

熱力耦合作用下，分析圖10與表2可得出如下結(jié)果：

1)對(duì)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(yàn)結(jié)果卻表明兩者位移差距較小，說(shuō)明栓釘間距的改變對(duì)撓曲變形影響不大。

2)對(duì)比 SCB-1與 SCB-3，混凝土后澆層厚度對(duì)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(duì)火災(zāi)中組合梁的撓曲變形影響較小。

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

4)四個(gè)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(lái)影響，但它們的殘余應(yīng)變差別最大僅為6.1%，可見(jiàn)這些影響因素對(duì)試件冷卻后位移的恢復(fù)量影響不大。

圖9 SCB-1時(shí)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(zāi)試驗(yàn)高溫下持續(xù)90 min，分離式疊合板組合梁最大豎向位移達(dá)到約 L/19(接近規(guī)范要求的 L/20)。同時(shí)，疊合板出現(xiàn)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(shù)值分析

受火災(zāi)試驗(yàn)條件和試驗(yàn)費(fèi)用的限制，進(jìn)行足尺試件火災(zāi)試驗(yàn)的難度大、周期長(zhǎng)，難以獲得有效數(shù)據(jù)。數(shù)值分析逐漸成為對(duì)其火災(zāi)行為進(jìn)行分析的一種較為經(jīng)濟(jì)且重要的方法。

3.1 模型參數(shù)

3.1.1 熱工參數(shù)和本構(gòu)模型

試件初始溫度為 20 ℃，受火面介質(zhì)溫度采用實(shí)測(cè)爐溫，對(duì)流換熱系數(shù)為 40 W/(m2·℃)，綜合輻射系數(shù)為0.5[17]。非受火面介質(zhì)溫度取20 ℃。此外，導(dǎo)熱系數(shù)、比熱等采用文獻(xiàn)[18―19]，材料的彈性模量、本構(gòu)關(guān)系等采用文獻(xiàn)[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(shí)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(chǎng)分析

數(shù)值模型給出了SCB-1的測(cè)試截面A和鋼梁跨中位置升溫段內(nèi)溫度場(chǎng)模擬結(jié)果，數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比如圖11所示。

由圖11可知，數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果總體吻合良好。其可用于疊合板組合梁的溫度場(chǎng)分析。

圖11 SCB-1溫度值模擬值與試驗(yàn)值對(duì)比Fig.11 Comparison of predicted and tested temperatures of SCB-1

3.3 變形分析

受火過(guò)程中組合梁的跨中變形、時(shí)間模擬值與試驗(yàn)值對(duì)比結(jié)果如圖12所示。數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果總體吻合良好。

如圖13為試件跨中位移模擬值曲線對(duì)比，根據(jù)的不同設(shè)計(jì)參數(shù)分析如下：

1)栓釘間距：對(duì)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(fā)生劣化，栓釘間距小的組合梁通過(guò)栓釘傳入混凝土板中的熱量多，材料劣化更為嚴(yán)重，出現(xiàn)了 SCB-2的位移量大于 SCB-1現(xiàn)象。

2)后澆層厚度：對(duì)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(qiáng)了組合梁的整體抗彎剛度，整體差值在 20 mm左右。

3)搭接長(zhǎng)度：對(duì)比 SCB-1與 SCB-4，SCB-4的擱置長(zhǎng)度小于SCB-1，位移量的差值達(dá)到62 mm，原因是擱置長(zhǎng)度影響疊合板與鋼梁的整體性，一定范圍內(nèi)擱置長(zhǎng)度越大組合梁整體工作性越好，更能發(fā)揮出混凝土疊合板對(duì)組合梁整體抗彎強(qiáng)剛度的增強(qiáng)作用。

模擬結(jié)果較試驗(yàn)結(jié)果位移變化量更大一些，但兩者總體趨勢(shì)和結(jié)果基本吻合，均表明搭接長(zhǎng)度對(duì)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(yàn)值對(duì)比Fig.12 Comparison of predicted and tested mid-span deflection

圖13 跨中變形模擬值對(duì)比Fig.13 Comparison of predicted mid-span deformation

4 結(jié)論

本文開(kāi)展了分離式疊合板組合梁的抗火試驗(yàn)研究，對(duì)溫度和跨中位移變化規(guī)律以及搭接預(yù)制板接長(zhǎng)度、預(yù)制板拼縫和栓釘間距對(duì)組合梁整體工作性的影響進(jìn)行了分析。同時(shí)對(duì)分離式疊合板組合梁的溫度場(chǎng)、變形性能進(jìn)行了數(shù)值模擬，具體得出以下結(jié)論：

(1)火災(zāi)中，疊合板后澆層與預(yù)制板結(jié)合界面未發(fā)生明顯破壞，仍能共同承受荷載。但由于結(jié)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(xiàn)出了良好的整體工作性。板面負(fù)彎矩作用區(qū)域內(nèi)出現(xiàn)的縱向裂縫，削弱了組合梁的抗火性能，建議加強(qiáng)板面負(fù)彎矩作用區(qū)內(nèi)的配筋，有助于提高組合梁的抗火性能。

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

(4)數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合良好，證明了數(shù)值模型的有效性和可行性。