钢箱梁桥抗火性能研究

徐克勤，毛小勇

（苏州科技大学 土木工程学院，江苏 苏州215011）

钢箱梁桥翼缘宽度大，具有很大的抗弯能力，跨越能力比工形钢板梁大得多，目前钢箱连续梁桥的最大跨径达300 m；它具有抗扭刚度大，施工方便，施工速度快等特点；其梁高小，适用于立交桥和建筑高度受到限制的桥梁等；而加劲肋和横隔板都设置在箱内，外形美观；箱内为中空结构，便于布置附属设施[1]。

目前国内外学者对火灾下桥梁的反应已取得一些研究成果。王翠娟[2]利用热-力耦合方法对五片混凝土T型梁桥火灾场形变和主拉应力进行了分析。Payá-Zaforteza I等[3]通过使用3D数值模型分析一个跨度长度12.20 m桥梁的响应，探讨桥梁的火灾响应。刘扬[4]采用HCM火灾温升曲线分析了不同受火模式下各片梁截面温度场变化规律和应力-时间关系。李国强等[5]采用数值模拟方法研究钢-混凝土组合梁桥在大型车辆火灾下的结构响应，并分析了桥梁形式、火灾工况及荷载比的影响。Gong X等[6]对大跨度桁架桥火灾全过程进行数值模拟，并对桥面板火灾下的结构响应作了详细研究。

当前国内外对钢箱梁桥的抗火性能研究还未见报导，作为国家大力推广桥梁形式之一，其抗火性能尚不确定，因此文中研究钢箱梁桥在火灾高温下的性能具有重要的意义。

1 钢箱梁桥有限元模型简介

以两端简支钢箱梁桥为研究对象，分析时假定如下：忽略不同材料之间的接触热阻；忽略截面变形对温度场的影响；不考虑钢筋与混凝土之间的黏结、滑移。

1.1 钢箱梁桥设计

钢箱梁桥为单箱单室，跨度为40 m，桥面板采用混凝土，板厚度为200 mm，混凝土强度C40，质量密度为2 300 kg/m3，混凝土板内选用Ⅱ级钢筋，分上下两层布置。钢箱梁顶板、底板厚度均为16 mm，腹板厚度10 mm，每隔4 m设置1道横隔板，横隔板厚度10 mm，腹板内侧、底板、顶板内侧均设置纵向加劲肋，沿梁长度方向布置，加劲肋截面尺寸120 mm×10 mm，钢箱梁桥横截面示意图见图1，钢箱梁桥有限元模型见图2。

图1 钢箱梁桥横截面示意

图2 钢箱梁桥有限元模型

1.2 单元类型及抗火参数

温度场分析时，钢箱梁、加劲肋、横隔板、混凝土板均采用的是八结点线性传热六面体单元（DC3D8），钢筋采用的是两结点传热连接单元（DC1D2），温度场分析时，设定初始温度为20℃，选择HC升温曲线[2]。综合辐射系数取 0.5，对流换热系数为 50 W/m2·K。

力学分析时，首先将温度场计算结果导入到力学模型中。将钢箱梁和加劲肋作为一个部件进行创建，然后与横隔板、钢箱梁、混凝土板底面TIE在一起，钢筋采用嵌入约束（EMBEDED REGION）嵌入到混凝土板中。钢箱梁桥两端采用铰接约束。

1.3 模型验证

周宏宇[7]对两根钢-混凝土组合梁进行试验研究，截面形式见图3，受火条件均为梁下部受火，两个试件的边界条件均为两端铰接，所施加荷载均为集中力，每隔梁跨度的四分之一处布置。建立的组合梁有限元分析模型如图4所示。

图3 试件截面尺寸

图4 有限元模型

图5～6所示为试件主梁和次梁跨中挠度-时间曲线，前期挠度变形基本一致，后期挠度计算值下降缓慢，是由于试验在升温后期混凝土在高温下发生爆裂，混凝土板表面出现横向贯穿主梁跨中的压溃主裂缝，压型钢板因受热过度膨胀与混凝土板相互脱开，承载能力急剧下降；而在模拟计算中板与钢梁始终是连接在一起的，所以后期挠度变形有一定的差距。但从挠度-时间曲线看，整体趋势基本相同，可见模拟计算结果与试验结果吻合较好。

图5 主梁跨中挠度试验值与计算值对比

图6 次梁跨中挠度试验值与计算值对比

2 火灾下钢箱梁桥的力学性能分析

根据可能发生的火灾情况，共讨论了5种火灾场景（如表1所列）[2]。每一种火灾场景分别考虑全桥面加载、半桥面加载、1/4桥面加载、桥梁自重4种荷载模式。

表1 火灾场景

不同火灾场景和荷载模式下钢箱梁桥的挠度-时间曲线如图7所示。

（1）桥面全跨受火时，挠度-时间曲线如图7（a），在不同荷载模式下，随着温度的升高，钢箱梁底部拉应力不断减小，桥面板顶部压应力先增大然后逐渐减小。由于桥面板温度不断升高，而钢箱梁温度不变，桥面板温度越高，混凝土膨胀就越严重。开始一段时间混凝土膨胀较小，桥面板在外荷载的作用下顶部压应力不断增大；18 min以后桥面板膨胀变形不断增大，底部受到钢箱梁的约束作用，膨胀变形产生的拉应力不断抵消桥面板在外荷载作用下产生的压应力，桥面板顶部的压应力不断减小，而钢箱梁受到桥面板膨胀变形的约束作用，钢箱梁底部的拉应力不断减小。高温下桥面板厚度方向发生很大的膨胀变形，桥面板厚度方向的变形受到钢箱梁的约束作用，使钢箱梁桥产生反拱的现象，钢箱梁桥跨中挠度不断减小，桥面板膨胀使钢箱梁桥向上产生了位移，并且随着荷载的变化（全桥面加载、半桥面加载、1/4桥面加载、桥梁自重），跨中位移越来越大，说明外荷载在一定程度上限制了桥面板的膨胀变形。

（2）桥下全跨受火、桥面桥下全跨受火、桥下中跨1/2受火时，挠度-时间曲线如图7（b）～（d）所示，3 min以内钢箱梁底部拉应力不断增大，桥面板压应力不断减小，原因在于钢箱梁在高温下的膨胀受到桥面板的约束作用，同时受到外荷载的作用；3 min之后由于温度不断升高，外荷载的作用和钢材的弹性模量不断下降，钢箱梁底部拉应力不断减小，桥面板压应力不断增大。随着温度的不断升高，钢材的材性不断劣化，变形不断加大，钢箱梁桥的跨中挠度变形速率也越来越大，钢箱梁桥在18 min时跨中挠度为2.0 m，此时已达到耐火极限规定值[8]；在这种火灾场景下，不同荷载模式下钢箱梁桥均达到了耐火极限，随着荷载的变化（全桥面加载、半桥面加载、1/4桥面加载、桥梁自重），耐火极限呈逐渐增大的趋势。

（3）桥面桥下边跨1/2同时受火时，挠度-时间曲线如图7（e）所示，26 min内跨中挠度变形迅速增大，是由于受火部分的钢梁在高温下强度和弹性模量急剧下降导致的；26 min以后跨中挠度变形速率减缓，是由于未受火部分对受火部分产生约束作用，同时混凝土膨胀受到钢梁顶部的限制作用，使混凝土产生拉应力，抵消了外部荷载产生的压应力，后期抵消作用越来越明显，整体变形趋于平缓。在这种火灾场景下，不同荷载模式下钢箱梁桥均未发生破坏。

图7 钢箱梁桥挠度-时间曲线

3 钢箱梁桥耐火极限的影响参数分析

以桥下全跨受火为例，分析各种参数对钢箱梁桥抗火性能影响[9]。主要参数取值见表2所列。

表2 钢箱梁桥参数取值

针对每一种参数分析得到的耐火极限-时间曲线如图8所示，每条曲线对应着不同的参数组合。从图8可见各参数对钢箱梁桥耐火极限影响，在桥下全跨受火时，随钢箱梁腹板高度、翼缘宽度、桥面板厚度增加，钢箱梁桥的耐火极限增大；腹板高度、翼缘宽度、桥面板厚度增加使得相同时间内温度升高得较慢，钢材和混凝土强度劣化速度相对较慢；而混凝土强度、钢材强度、钢筋直径及钢筋保护层厚度对钢箱梁桥耐火极限影响很小，是由于混凝土、钢筋处于背火面，温度几乎没有什么变化；同时，高温下钢材强度迅速劣化，后期强度基本完全丧失，以上参数对耐火极限几乎没什么贡献。与ISO834标准升温曲线相比，HC升温曲线下钢箱梁桥的耐火极限显著减小，在于HC升温曲线升温速率非常快，1 min温度就达到723℃，5 min将近1 000℃，钢材在650℃时已基本丧失承载能力，所以HC升温曲线下钢箱梁桥的耐火极限比较小；而ISO834升温曲线在5 min时温度升到556℃，在10 min时659℃，相比较HC升温曲线，升温较缓慢，钢材强度下降得较慢，耐火极限就较大。

图8 钢箱梁桥各参数下耐火极限-时间曲线

4 钢箱梁桥不同荷载模式和火灾场景下的扭转

由于荷载不对称或者温度分布不均匀，钢箱梁桥可能发生扭转现象。设定3种情况对钢箱梁桥扭转现象进行分析。在钢箱梁桥支座处，同一横截面的桥面板上选取对称两点A、B（见图1），绘制其竖向位移-时间曲线如图9所示。

第一种情况：钢箱梁桥边跨1/2受火、1/2桥面加载时，通过竖向位移-时间曲线（见图9（a）），可以看到，随着时间的变化，钢箱梁的扭转位移不断加剧，120 min时两点相对扭转位移差达到64 mm，由于钢箱梁桥1/2桥面加载，荷载本身偏离中性轴，刚开始产生了微小的扭转位移1 mm，随着钢箱梁桥局部温度不断升高，钢箱梁桥刚度不断下降，钢箱梁桥扭转位移不断加大。

第二种情况：钢箱梁桥边跨1/2受火、1/4桥面加载时，通过图9（b）可以看到，120 min时两点相对扭转位移差达到24 mm，与第一种情况相比，扭转变形较小。

第三种情况：钢箱梁桥下全跨受火、1/2桥面加载时，通过图9（c）可以看到，随着温度的升高，钢箱梁的扭转位移不断增大，40 min时两点相对扭转位移差达到21 mm。

图9 不同情况下位移-时间曲线

由于钢箱梁桥1/2桥面加载，荷载本身偏离中性轴，刚开始产生了微小的扭转位移2 mm，随着钢箱梁桥局部温度不断升高，钢箱梁桥刚度不断下降，钢箱梁桥扭转位移不断加大。

综合上面分析，偏心荷载和局部升温会使钢箱梁桥产生相应的扭转，对钢箱梁桥的抗火性能产生明显不利的影响，所以在钢箱梁桥的抗火设计中要考虑到钢箱梁桥的扭转对钢箱梁桥抗火性能的不利作用。

5 结论

进行了钢箱梁桥不同火灾场景和不同荷载模式下的抗火性能分析，不同参数对钢箱梁桥耐火极限的影响分析，以及钢箱梁桥不同荷载模式和火灾场景下的扭转分析，结论如下：

（1）桥面全跨受火和桥面桥下边跨1/2受火时，钢箱梁桥均未达到钢箱梁桥的耐火极限。桥下全跨受火、桥面桥下全跨受火及桥下跨中1/2受火的情况下，均达到了耐火极限规定值，并且随着荷载的不断增大，钢箱梁桥的耐火极限不断减小。

（2）桥面全跨受火和桥下边跨1/2受火时，钢箱梁桥均未达到钢箱梁桥的耐火极限。桥下全跨受火、桥面桥下全跨受火及桥下跨中1/2受火的情况下，均达到了耐火极限规定值，相同的荷载模式下，随着受火面的不断加大，钢箱梁桥的耐火极限不断减小。

（3）桥下边跨1/2受火时，未受火部分对受火部分产生了很大的约束作用，使钢箱梁桥跨中挠度变形速率平缓。

（4）在桥下全跨受火时，提高钢箱梁腹板高度、翼缘宽度、桥面板厚度均能提高钢箱梁桥的耐火极限；相比ISO834标准升温曲线，HC升温曲线下钢箱梁桥的耐火极限较小；而混凝土强度、钢材强度、钢筋直径、钢筋保护层厚度对钢箱梁桥耐火极限影响很小。

（5）钢箱梁桥边跨1/2受火、1/2桥面加载，边跨1/2受火、1/4桥面加载，桥下全跨受火、1/2桥面加载钢箱梁桥均产生了很大的扭转变形，因此在钢箱梁桥抗火设计中应重视箱梁的扭转。