蘭 濤 賀青青 薛 辰 秦廣沖 門進杰 趙 鈿

(1.中國船舶重工集團國際工程有限公司, 北京 100121; 2.西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院, 西安 710055; 3.中國建筑設(shè)計研究院有限公司, 北京 100089)

0 引 言

在抗震結(jié)構(gòu)體系中,鋼板剪力墻作為抵抗水平剪力的抗側(cè)力構(gòu)件,具有質(zhì)量輕、延性好、耗能能力強、屈曲后強度高等優(yōu)點,在結(jié)構(gòu)體系中扮演著舉足輕重的角色。為了順應(yīng)當(dāng)下建筑行業(yè)的發(fā)展潮流,充分結(jié)合裝配式和鋼板墻兩者的設(shè)計理念,箱板裝配式鋼結(jié)構(gòu)體系應(yīng)運而生,其構(gòu)造如圖1所示。該結(jié)構(gòu)體系是一種新型的裝配式鋼結(jié)構(gòu)體系,由無外圍框架約束的加勁鋼板共同圍成的箱板結(jié)構(gòu),具有生產(chǎn)工業(yè)化、施工裝配化、裝修一體化等特點,能夠充分發(fā)揮并結(jié)合鋼材和裝配式結(jié)構(gòu)各自的優(yōu)勢,大幅度縮短工期,保證施工水平,現(xiàn)已應(yīng)用于實際工程。

圖1 箱板裝配式組合墻Fig.1 Prefabricated box-plate composite wall

對箱板裝配式鋼結(jié)構(gòu)體系住宅模型振動臺試驗研究[1-2]發(fā)現(xiàn):該結(jié)構(gòu)體系在地震作用下具有良好的延性和抗震性能;對箱板裝配式鋼結(jié)構(gòu)體系模塊單元試驗研究[3-4]發(fā)現(xiàn):角部加強時其延性和承載力均有較大提升;通過對箱板式鋼結(jié)構(gòu)開洞模塊單元的試驗和有限元參數(shù)分析結(jié)果[5]表明:洞口的存在會改變試件破壞模式并降低其承載力,但會提升其延性;在箱板裝配式鋼結(jié)構(gòu)體系整體模型振動臺試驗中,9度罕遇地震作用下最大彈塑性層間位移角為1/52,滿足GB 50011—2010《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》[6]的要求,整樓模型沒有發(fā)生嚴重破壞,滿足性能化設(shè)計中性能4的要求,可見其抗震性能優(yōu)異。因為該結(jié)構(gòu)體系為純鋼結(jié)構(gòu),耐火性能較差,文獻[7]通過模擬得到了火災(zāi)下的箱板裝配式組合墻溫度場分布規(guī)律并分析了各組成部分對溫度場分布的影響。為了驗證結(jié)構(gòu)的有效性及耐火性,需要對結(jié)構(gòu)體系的受力構(gòu)件和整體結(jié)構(gòu)在火災(zāi)作用下的受力機理、破壞模式、耐火時間、臨界溫度等抗火性能進行研究,以得到有效經(jīng)濟合理的抗火設(shè)計方法。

為此,將對箱板裝配式組合墻的抗火性能開展相關(guān)分析和研究,包括抗火構(gòu)造設(shè)計、抗火性能的有限元模擬以及參數(shù)分析。

1 組合墻的抗火構(gòu)造設(shè)計

1.1 組合墻的結(jié)構(gòu)設(shè)計和受力性能

1.1.1組合墻的結(jié)構(gòu)設(shè)計

主要對單側(cè)受火時箱板裝配式組合墻足尺分戶墻的抗火性能進行分析,其抗火構(gòu)造設(shè)計和結(jié)構(gòu)分布與溫度場[7]的構(gòu)件相同,區(qū)別是在墻體頂部設(shè)置了剛度無限大的工字型鋼梁,用來模擬樓板傳遞的均布荷載,在底部設(shè)置箱型截面地梁來模擬嵌固端,墻體具體構(gòu)造如圖2所示。

a—抗火墻板正立面; b—1—1剖面。圖2 箱板裝配式組合墻防火構(gòu)造 mmFig.2 Fire-proof structure of box-plate composite walls

1.1.2組合墻的受力性能

趙廷濤的研究[8]發(fā)現(xiàn):地震作用下,厚鋼板剪力墻的加勁肋能較好地約束鋼板變形,隨著地震作用的增大,墻板出現(xiàn)剪切變形,形成拉力帶來承擔(dān)剪應(yīng)力,直到全截面屈服達到極限承載力,其破壞變形見圖3a所示。對于薄鋼板墻,加勁肋的存在限制了拉力帶的發(fā)展,當(dāng)鋼板墻背面覆蓋有混凝土板時,拉力帶主要分布在混凝土板和加勁肋圍成的區(qū)格里,鋼板墻最終發(fā)生屈曲破壞,其破壞變形見圖3b所示。

a—厚鋼板墻; b—薄鋼板墻。圖3 試件屈服破壞Fig.3 Yield failure of specimens

1.2 組合墻抗火構(gòu)造的提出

組合墻的抗火構(gòu)造設(shè)計主要包括被覆厚度、龍骨間距與腹板開孔排數(shù)、覆面板材、鋼板墻厚度和加勁肋數(shù)量,具體介紹如下:

1)被覆厚度的選擇和設(shè)計。被覆厚度主要與填充材料和覆面板材的層數(shù)與厚度有關(guān),被覆厚度過薄時,保護層易在火災(zāi)下脫落,導(dǎo)致鋼材與火直接接觸,降低構(gòu)件的安全性。因此在抗火構(gòu)造設(shè)計中,作為填充材料和覆面板材的巖棉和石膏板普遍應(yīng)用于實際工程,其厚度和層數(shù)至關(guān)重要。為確定其合理的被覆厚度,須要研究不同巖棉厚度、石膏板層數(shù)和厚度下組合墻的抗火性能。

2)龍骨間距和腹板開孔排數(shù)。在抗火構(gòu)造中,輕鋼龍骨能夠維持其在火災(zāi)下的穩(wěn)定性,但同時也使組合墻的抗火、保溫和傳熱性能大大降低。在龍骨腹板處開孔可以增加導(dǎo)熱路徑,從而減小龍骨對組合墻性能的影響,合理的龍骨間距也能有效降低施工強度。因此需要對不同龍骨間距和腹板開孔排數(shù)時組合墻抗火性能進行分析來確定合理的抗火設(shè)計方法。

3)覆面板材種類的選擇。選取覆面板材時不僅要考慮材料的耐火性能、適用性和可獲得性,同時必須考慮經(jīng)濟性。石膏板、玻鎂板和硅酸鈣板物美價廉,應(yīng)用廣泛,但三種板材的熱力學(xué)特性存在差異,因此有必要對此三種不同覆面板材組合墻的抗火性能進行分析,進而選擇合適的覆面板材。

4)鋼板墻高厚比和加勁肋數(shù)量的確定。箱板裝配式組合墻的荷載主要由鋼板和加勁肋承擔(dān),加勁肋限制鋼板在各種荷載工況下的面外變形并承擔(dān)部分水平剪力。故確定合適的鋼板高厚比和加勁肋數(shù)量對組合墻的耐火性能也至關(guān)重要。

2 組合墻耐火極限分析

2.1 組合墻耐火極限的準則

根據(jù)文獻[9]的規(guī)定,耐火極限是指按照國際標準升溫曲線對建筑構(gòu)件進行抗火試驗時,構(gòu)件從開始升溫到失去承載力所需要的時間。其中,墻體承載力極限狀態(tài)的判斷標準[10]為:1)墻體面外變形速率超過規(guī)定的限值dδ/dt=l2/(15hx),其中l(wèi)為墻體的長度,mm;hx為墻體的截面高度,mm;2)墻體的平面外位移達到l/(800hx)。

2.2 組合墻耐火極限有限元模型的建立

在有限元模型中,巖棉、覆面板材和鋼板均采用八結(jié)點實體單元C3D8R;龍骨采用四結(jié)點殼單元S4R,鋼材的本構(gòu)關(guān)系采用Lie-Chabot提出的計算模型[11]。按照GB/T 9978—2008《建筑構(gòu)件耐火試驗方法》[12]規(guī)定的試驗方法,有限元分析中設(shè)置兩個分析步:第一步先將墻體頂部的恒定軸向荷載N以等效均布荷載的形式施加在剛性梁上;第二步將溫度場分析得到的結(jié)果導(dǎo)入力學(xué)模型中進行熱力耦合分析求解耐火極限,分析中,定義初始溫度場為20 ℃,邊界條件為底部固接。

為驗證模型的可行性,首先對陳偉所做的冷成型鋼承重組合墻體抗火試驗[13]中的部分試件進行有限元模擬,試驗構(gòu)件S1、S2、S3、S5的耐火極限試驗值和模擬值如表1所示。模擬值與試驗值最大偏差值為8.1%,最小偏差值為4.3%,所有構(gòu)件的平均偏差值僅為6.2%,可見整體偏差較小,表明建立的有限元模型能夠較精確地計算構(gòu)件的耐火極限。

表1 冷成型鋼承重組合墻體試驗?zāi)Ｐ蜆?gòu)造和耐火極限Table 1 Test model struction and fire resistance limits of cold formed steel load-bearing composite walls

2.3 應(yīng)力分布和破壞機理

了解火災(zāi)下組合墻的應(yīng)力分布和破壞位置是抗火設(shè)計的基礎(chǔ),因此選取不同軸壓比下箱板裝配式組合墻分析其應(yīng)力分布。所選箱板裝配式鋼結(jié)構(gòu)住宅總高度為31.9 m,屬于高層民用建筑,根據(jù)JGJ 3—2010《高層建筑混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》[14],剪力墻設(shè)計中取軸壓比限值為0.5,并同時與軸壓比0.2和0.8的試件進行對比分析,具體試件參數(shù)見表2所示。

表2 試件參數(shù)Table 2 Parameters of specimens

當(dāng)軸壓比為0.2、升溫100 min時,整個鋼板的變形呈“南瓜型”,塑性屈服集中對稱分布在4個角部區(qū)域,加載梁和底部固定端附近區(qū)域出現(xiàn)應(yīng)力集中,鋼板、L型和T型加勁肋的應(yīng)力較小,遠未達到屈服強度。對于邊緣約束鋼板而言,由于約束鋼板非承重構(gòu)件,同時模型只考慮了內(nèi)部的熱傳導(dǎo)效應(yīng),因此在邊緣鋼板邊界中部附近區(qū)域應(yīng)力不大,具體應(yīng)力分布如圖4a所示。當(dāng)軸壓比為0.5時,墻體上下兩端應(yīng)力集中區(qū)域面積增大,逐漸從角部向中部延伸,應(yīng)力較大的區(qū)域也集中分布在墻板中部,L型和T型加勁肋應(yīng)力依然較小,應(yīng)力分布如圖4b所示。當(dāng)軸壓比為0.8時,在相同的升溫時間下,構(gòu)件的應(yīng)力集中區(qū)域從墻體端部發(fā)展到整片墻體,T型加勁肋應(yīng)力較小,鋼板和L型加勁肋均達到屈服強度,邊緣鋼板發(fā)生膨脹變形,應(yīng)力大幅增加,整片墻體基本達到屈服狀態(tài),如圖4c所示。

a—軸壓比0.2; b—軸壓比0.5; c—軸壓比0.8。圖4 箱板裝配式組合墻升溫100 min應(yīng)力分布(正視) PaFig.4 Stress distribution of the wall at 100 min heating(front view)

不同軸壓比下組合墻的應(yīng)力分布俯視圖如圖5所示?？梢钥闯鼋M合墻的變形規(guī)律,即:鋼板的變形以T型加勁肋為軸呈對稱分布,初始升溫階段,組合墻的鋼板產(chǎn)生面外鼓曲,L型加勁肋發(fā)生彎曲,T型加勁肋幾乎沒有任何變形,墻體兩端的邊緣約束向外側(cè)膨脹,此時構(gòu)件的端部側(cè)移較小;隨著升溫時間增加,鋼板上端側(cè)移增大,L型加勁肋發(fā)生彎曲,最終組合墻由于上端受火側(cè)變形過大而發(fā)生破壞。

a—軸壓比0.2; b—軸壓比0.5; c—軸壓比0.8。圖5 箱板裝配式組合墻體升溫100 min的應(yīng)力分布(俯視) PaFig.5 Stress contours of the wall exposed to fire for 100 min(top view)

構(gòu)件在不同軸壓比下升溫300 min時的變形如圖6所示?？芍?隨著軸壓比的增大,組合墻的端部側(cè)向變形增大,鋼板的面外鼓曲較大,加勁肋屈曲,約束邊緣的鋼材幾乎達到全截面屈服,最終墻體發(fā)生失穩(wěn)破壞。

a—軸壓比0.2; b—軸壓比0.5; c—軸壓比0.8。圖6 箱板裝配式組合墻體升溫300 min的變形 mmFig.6 Deformation contours of the wall exposed to fire for 300 min

2.4 組合墻耐火極限參數(shù)分析

為研究巖棉厚度、龍骨間距等各參數(shù)對組合墻耐火極限的影響規(guī)律,選取表3中主要參數(shù)進行耐火極限分析。

表3 組合墻主要參數(shù)取值Table 3 Main parameters of the composite wall

2.4.1巖棉厚度對耐火極限的影響

火災(zāi)下組合墻側(cè)向變形-時間關(guān)系曲線如圖7所示?？芍?火災(zāi)下墻體的側(cè)向變形經(jīng)歷三個階段:水平段、斜上升段和垂直上升段。在升溫初期,曲線為一條水平線,隨著升溫時間的增加,墻體膨脹變形增大,鋼材發(fā)生軟化,側(cè)向變形出現(xiàn)負值。當(dāng)膨脹變形基本穩(wěn)定時,側(cè)向變形逐漸趨向正值,并呈斜上升趨勢,在達到耐火極限后,墻體的側(cè)向變形出現(xiàn)了近乎直線的增長,墻體發(fā)生破壞。

由圖7可見,隨著巖棉厚度的增加,各構(gòu)件升溫初期的水平段基本相同,但出現(xiàn)斜上升段的時間點越來越晚,持續(xù)時間逐漸增加,側(cè)向變形的增加速率也逐漸緩慢,表明增大巖棉厚度可以降低墻體的突發(fā)性破壞。

組合墻耐火極限-巖棉厚度關(guān)系如圖8所示,當(dāng)龍骨間距為1 000 mm、巖棉厚度為 50,100,150 mm時,耐火極限分別為 222,253,314 min,耐火時間分別增加了 31 min 和 61 min,直線斜率k從0.62增加到1.62。由此可知,增加巖棉厚度能夠較大地提升墻體的耐火性能,當(dāng)巖棉厚度超過100 mm后,增加巖棉厚度更加有效。

圖8 組合墻耐火極限-巖棉厚度關(guān)系曲線Fig.8 Relations between fire resistance and thickness of rock wool of the wall

2.4.2龍骨間距對耐火極限的影響

隨著龍骨間距的增大,墻體耐火極限逐漸減小,但幅度不大,如圖9所示。說明龍骨間距對耐火極限的影響并不大。在實際工程中,考慮到施工方便與墻體模數(shù)和尺寸等因素,建議龍骨間距取600 mm,這樣既不影響建筑使用,又能滿足耐火方面的要求。

圖9 組合墻耐火極限-龍骨間距關(guān)系曲線Fig.9 Relations between fire resistance limits and keel spacing of the wall

2.4.3石膏板層數(shù)對耐火極限的影響

組合墻耐火極限與石膏板層數(shù)關(guān)系如表4所示?？芍?當(dāng)巖棉厚度相同時,隨著石膏板層數(shù)的增加,構(gòu)件的耐火極限增大。當(dāng)巖棉厚度為100 mm時,石膏板層數(shù)b1+b2=2+1比b1+b2=1+2的耐火極限增加26 min,說明將更多石膏板放置在受火側(cè)時的抗火性能提高更明顯。當(dāng)巖棉厚度為100 mm,石膏板層數(shù)b1+b2=1+2時,耐火極限為309 min;當(dāng)巖棉厚度為100 mm,石膏板層數(shù)b1+b2=2+2時,耐火極限為368 min;巖棉厚度為150 mm,石膏板層數(shù)為b1+b2=1+2時,耐火極限為363 min。后兩種情況下組合墻的厚度相差40 mm左右,耐火極限卻相近,說明增加石膏板厚度比巖棉更能有效又經(jīng)濟地提升組合墻的耐火極限。

表4 不同石膏板層數(shù)時箱板裝配式組合墻的耐火極限Table 4 Fire resistance limits of prefabricated box-plate composite wall with different layers of gypsum boards

2.4.4龍骨開孔排數(shù)對耐火極限的影響

組合墻耐火極限與龍骨開孔排數(shù)的關(guān)系如圖10所示,墻體耐火極限隨開孔排數(shù)的增加而增大,當(dāng)龍骨間距s=600 mm,開孔排數(shù)m超過5排時,雖然熱傳導(dǎo)路徑延長,但對耐火極限的影響效果卻并不明顯,當(dāng)龍骨間距s=1 000 mm時,構(gòu)件也是如此。因此,在實際應(yīng)用中,要選擇合適的龍骨開孔排數(shù),避免過多開孔,保證結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。

圖10 組合墻耐火極限-龍骨開孔排數(shù)關(guān)系曲線Fig.10 Relations between fire resistance and the row of keel openings of the wall

2.4.5石膏板厚度對耐火極限的影響

組合墻耐火極限與石膏板厚度的關(guān)系如圖11所示。可知:當(dāng)巖棉厚度為50 mm時,石膏板厚度每增加1 mm,背火面和受火面耐火極限平均提高0.6%和1.4%;當(dāng)巖棉厚度為100 mm時,石膏板厚度每增加1 mm,背火面和受火面耐火極限平均提高1.2%和1.8%。由此可知,無論是背火面還是受火面,隨石膏板厚度增加,構(gòu)件的耐火極限均增加。當(dāng)受火面和背火面石膏板總厚度相同時,將較厚的石膏板布置在受火側(cè)能有效提高墻體的耐火極限,如表5所示。

表5 石膏板厚度對組合承重墻耐火極限的影響Table 5 Fire resistance limits of box-plate composite walls with different thicknesses of gypsum boards

a—背火面; b—受火面。 圖11 組合墻耐火極限-石膏板厚度關(guān)系曲線Fig.11 Relations of fire resistance limits and gypsum board thicknesses of the wall

2.4.6覆面板材種類對耐火極限的影響

在不同的石膏板層數(shù)下,玻鎂板的耐火極限均大于其他兩種板材,說明在耐火極限的表現(xiàn)上,玻鎂板要優(yōu)于其他兩種板材,硅酸鈣板與石膏板相差不多,如表6所示。

表6 不同覆面板材種類時組合墻的耐火極限Table 6 Fire resistance limits of box-plate composite walls with different types of cladding sheets

總體來說,在抗火構(gòu)造措施中,選擇優(yōu)質(zhì)的覆面板材、合適的覆面板材層數(shù)和厚度,可以有效而經(jīng)濟地提高組合墻的抗火性能。

2.4.7軸壓比對耐火極限的影響

組合墻耐火極限與軸壓比的關(guān)系如圖12所示?？芍?組合墻的耐火極限隨著軸壓比的增大而線性減小,當(dāng)受火面和背火面石膏板層數(shù)均為1 層,軸壓比為0.3和0.8時,墻體耐火極限分別為283 min和207 min,前者下降約36%,可見軸壓比對墻體耐火極限的影響較大。當(dāng)受火面和背火面石膏板層數(shù)分別為2 層和1 層,軸壓比為0.3和0.8時,耐火極限分別為347 min和307 min,前者下降約13%,可見當(dāng)增加墻體石膏板層數(shù)時,弱化了軸壓比對耐火極限的影響。因此在進行抗火設(shè)計時,可以通過增加石膏板層數(shù)的方式減小軸壓比對耐火極限的影響。

圖12 組合墻耐火極限-軸壓比關(guān)系曲線Fig.12 Relations of fire resistance and axial compression ratio of the wall

2.4.8高厚比對耐火極限的影響

圖13為組合墻耐火極限與高厚比的關(guān)系曲線。可知:墻體的耐火極限在λ<400 時,隨著高厚比的增加,耐火極限增大;λ>400 時則相反;當(dāng)L型加勁肋為4 道時,這種變化規(guī)律更加明顯,λ=400比λ=300,500,600時的耐火極限分別提高35,20,43 min,可見優(yōu)化墻體的結(jié)構(gòu)設(shè)計也可以提高耐火極限。

圖13 組合墻耐火極限-高厚比關(guān)系曲線Fig.13 Relations between fire resistance limits and ratios of height to thickness of the wall

2.5 總結(jié)分析

以巖棉厚度h為100 mm,龍骨間距s為600 mm,石膏板受火面和背火面層數(shù)均為1層且厚度為10 mm,高厚比λ為375,耐火極限為256 min的組合墻為基本構(gòu)件,將各參數(shù)的有限元模擬值與基本構(gòu)件進行對比,分析不同構(gòu)造對耐火極限的影響比例,如圖14所示。

圖14 各因素對組合墻耐火極限的影響比例Fig.14 A histogram for influecing proportions of factors on fire resistance limits of composite walls

由圖14可知:巖棉厚度、石膏板層數(shù)和厚度、軸壓比對耐火極限影響比例均較大,龍骨間距也有一定影響,但考慮到建筑空間的利用,在抗火設(shè)計時主要應(yīng)考慮石膏板層數(shù)和厚度的設(shè)置,巖棉也可酌情考慮。

3 基于耐火極限分析的組合墻抗火構(gòu)造設(shè)計方法

3.1 箱板裝配式組合墻耐火極限設(shè)計算式

結(jié)合上節(jié)對不同參數(shù)下組合墻的耐火極限分析可得,巖棉厚度、石膏板層數(shù)、軸壓比和高厚比對墻體耐火極限影響明顯,龍骨間距和開孔排數(shù)主要根據(jù)建筑功能需求和龍骨截面高度確定,各墻體耐火極限分析得到的有限元分析結(jié)果見表7第6列。

表7 箱板裝配式組合墻耐火極限分析結(jié)果Table 7 Analysis results of fire resistance limits of prefabricated box-plate composite walls

為提出不同耐火等級要求的組合墻耐火極限計算式,將抗火構(gòu)造措施對耐火極限的影響按線性考慮,根據(jù)表7第6列的數(shù)據(jù),采用多項式疊加回歸分析,得到不同抗火構(gòu)造措施下組合墻的耐火極限回歸方程,具體算式如下:

te=113.95+0.92h-121.72n-0.02λ+

65.89b1+39.89b2

(1)

其中的巖棉厚度取值為50 mm

為驗證擬合算式的正確性,利用擬合算式重新計算構(gòu)件的耐火極限,計算值見表7第7列,耐火極限的模擬值和計算值吻合較好,誤差最大僅為6.7%,因此該式可較好地預(yù)測構(gòu)件的耐火極限。

3.2 箱板裝配式組合墻耐火極限設(shè)計方法

GB 50016—2014《建筑設(shè)計防火規(guī)范》[15]規(guī)定:當(dāng)耐火等級為三級時,組合墻耐火極限為120 min,耐火等級為一級時,耐火極限為180 min。為此,將基于有限元分析結(jié)果提出滿足120,180 min耐火極限要求的抗火構(gòu)造設(shè)計。

3.2.1120 min耐火極限

首先根據(jù)JGJ 3—2010[14]確定剪力墻的軸壓比限值為0.5,對非底部加強區(qū)的墻體統(tǒng)一取軸壓比0.3,底部加強區(qū)取0.5。墻體的高厚比和加勁肋要滿足正常使用極限承載力狀態(tài),可取4道L型加勁肋,高厚比λ為400。以石膏板作為墻體的覆面板材,巖棉厚度為50 mm,覆面板材在受火側(cè)和背火側(cè)均覆蓋一層,厚度為10 mm,即可滿足120 min耐火極限的要求。當(dāng)軸壓比均為0.5時,用式(1)計算得到耐火極限值為195 min,依然滿足120 min耐火極限的要求。此外龍骨間距和開孔排數(shù)對耐火極限影響不大,可根據(jù)實際使用要求來確定。

3.2.2180 min耐火極限

根據(jù)提出的抗火構(gòu)造設(shè)計思路,對耐火極限為180 min的組合墻具體形式和構(gòu)造措施進行細化,其荷載水平、墻板高厚比和加勁肋的設(shè)計與120 min耐火極限相同。

在進行被覆厚度設(shè)計時,巖棉厚度取100 mm,選取石膏板為覆面板材,受火側(cè)和背火側(cè)均覆蓋一層,厚度為10 mm,即可滿足180 min耐火極限要求。當(dāng)軸壓比均為0.5時,可通過增加受火面石膏板層數(shù)或者將覆面板材更換為玻鎂板來滿足180 min耐火極限的要求,同樣也可適當(dāng)增加巖棉厚度。

4 結(jié)束語

1)火災(zāi)作用下箱板裝配式組合墻的側(cè)向變形-時間變化曲線大致分為平直段、斜上升段、豎直上升段三段。其中平直段時間較短,出現(xiàn)在受火初期,緊接著可能出現(xiàn)平緩的下降段,隨著受火時間的增加,開始出現(xiàn)斜上升段,達到耐火極限后側(cè)向變形隨時間豎直增大。

2)經(jīng)有限元分析可知,在諸多耐火極限的影響因素中,龍骨截面高度、覆面板材層數(shù)、厚度和種類、軸壓比影響最為顯著,龍骨間距對墻體的耐火極限幾乎沒有影響。但為了保障建筑的使用功能,依然要合理選擇龍骨間距。而增加受火面石膏板厚度可以有效地提高墻體的耐火極限,改善覆面板材的種類也是一種經(jīng)濟而有效的措施。

3)對組合墻的耐火極限設(shè)計方法進行總結(jié)歸納,并基于有限元分析結(jié)果提出墻體耐火極限計算式,其計算值與有限元吻合較好,誤差較小,可供實際工程參考。