分离式叠合板组合梁抗火性能研究与数值分析

吕俊利，吕京京，蔡永远，仲崇强

(1.山东建筑大学土木工程学院，济南 250101；2.建筑结构加固改造与地下空间工程教育部重点实验室，济南 250101)

目前，国内外学者对压型钢板组合梁与平板组合梁这类传统形式的组合梁进行了大量的火灾试验研究与理论分析。

早在1995年，英国Cardington BRE实验室完成了压型钢板混凝土组合楼盖的火灾试验[1―3]，结果表明压型钢板组合楼板在火灾中产生更大的变形，而结构没有丧失承载能力。提出了火灾作用下楼板的薄膜效应以及钢梁的悬链线效应等重要结论。受Cardington火灾试验以及早期国内钢结构建筑多采用压型钢板混凝土楼盖系统的影响，国内学者对压型钢板组合梁和平板组合梁进行了较系统的火灾试验研究和理论分析[4―14]。结果表明：压型钢板组合梁虽然有栓钉存在，火灾中压型钢板和钢梁结合界面会产生不同程度的分离，整体性差，在火灾中的承载能力显著降低，产生较大变形，并建立了考虑悬链线效应和薄膜效应的理论模型。平板组合梁由于钢梁上表面直接与钢筋混凝土楼板接触，通过抗剪连接件连接，钢梁和混凝土楼板整体受力良好，变形较小，具有较强的抗火能力。荷载比是影响组合梁抗火性能的重要因素之一。有的研究者[10―12]在构件试验和数值模拟中研究了栓钉连接件高温性能和相对滑移的影响，结果表明：高温下栓钉抗剪承载力和抗滑移性能随温度的升高退化加快。已有研究结果说明：火灾过程中，组合梁中楼板形式的不同，组合梁在火灾中的行为有显著差异。

近几年，随着装配式建筑的推广，出现了一种新型的组合梁-叠合板组合梁，且已在工程中得到广泛应用。叠合板组合梁是混凝土叠合楼板与钢梁通过抗剪连接件连接形成的组合梁。其中，叠合板底部由多块预制板拼接而成，上部为混凝土后浇层。这种新型组合梁不仅具有传统形式组合梁承载力高、刚度大、截面高度小等优点，且工业化程度高，符合装配式建筑发展方向。但是叠合板中存在大量的新旧混凝土结合界面以及预制板拼缝，导致叠合板组合梁火灾行为明显不同于传统形式组合梁。

本文的研究对象是一种分离式叠合板组合梁，分离式指的是叠合楼板的下层由互相分离的预制板拼接而成，预制板之间存在拼缝。然而，目前对于这种新型组合梁火灾试验研究仍处于空白状态。前文讲到，组合梁中钢梁上部楼板形式的不同，组合梁在火灾中的力学行为和破坏形态会有显著差别，再加上叠合板中存在大量的新旧混凝土结合界面以及预制板拼缝，这些因素会导致叠合板组合梁在火灾中的行为明显不同于传统形式组合梁。为此，本文对四块足尺分离式叠合板组合梁的火灾行为开展试验研究与数值模拟分析，试验结果可以为该类新型组合梁的进一步理论分析提供参考。

1 试验概况

1.1 试件设计

本文设计并制作了四个足尺分离式叠合板组合梁试件，编号 SCB-1~SCB-4，组合梁全长为4800 mm，净跨4500 mm，栓钉直径16 mm，高度80 mm。板内钢筋均采用HRB400级，直径8 mm。预制板均厚60 cm，后浇层厚度分为60 cm和80 cm，混凝土等级为C30。钢梁采用Q235B热轧工字钢，尺寸为HN 250 mm×125 mm×6 mm×9 mm。各组合梁主要参数如表1所示。组合梁的几何尺寸和构造如图1所示。

1.2 试验方案

1.2.1 边界条件

试验模拟两边简支的连接方式，根据试验方法标准[15―16]，试件一端为滚动铰支座，一端为固定铰支座，放置于水平火灾实验炉。支座形式通过垫板、钢滚轴和限位钢筋实现，如图2(a)和图2(b)所示，试验具体情况如图2(c)所示。

1.2.2 加载方案

在试件上表面均匀放置铸铁块加载，模拟均布荷载，铸铁块重量 20 kg/块。根据荷载规范选用均布荷载为2.0 kN/m2，每个试件表面需均匀放置126块，分两层布置。具体情况如图3所示。

表1 试件的主要参数Table 1 Main parameters of specimens

图1 试件构造及几何尺寸Fig.1 Details and dimensions of test specimens

图2 支座形式Fig.2 The pattern of support

图3 加载布置Fig.3 Loading Layout

1.2.3 温度及位移测点布置

试验测量内容有：组合梁竖向位移(D1~D7)，梁端钢梁与混凝土板的相对滑移(D8~D9)；钢梁、混凝土板、板内钢筋的温度以及炉温。每个试件板内共设置了 7个测试截面(A~H)，每个测试截面沿板高度方向布置了6个测点，板厚140 mm为7个测点。钢梁跨中位置的上翼缘、腹板中间和下翼缘设有3个测点。测试截面A、B、C内分别设有两个钢筋测点。如图4与图5所示。

图4 温度测点布置图Fig.4 Layout of temperature measurement points

图5 位移测点布置图Fig.5 Layout of displacement measurment points

1.3 炉内试件布置及升温曲线

试验中主要模拟烃类燃料燃烧火灾场景，根据试验具体设计情况，试验所用火灾实验炉的尺寸为5000 mm×4900 mm×1200 mm，组合梁下表面受火，炉内布置情况如图6所示。试验采用iso-834升温曲线，升温持续时间为90 min。通过设于炉内四周的4个热电偶测量实际炉温。试验分三次完成，第一次是 SCB-1、SCB-3，第二次是 SCB-4，第三次是SCB-2，共获得三条炉温曲线，如图7所示。

图6 试件布置Fig.6 Layout of specimen

图7 炉温曲线Fig.7 Furnace temperature curve

2 试验结果及其分析

2.1 试验现象

试件 SCB-1~SCB-4试验现象以及破坏形式相似，以试件SCB-1为例对受火过程描述主要试验现象。该试件受火过程中主要试验现象为：点火后约15 min时，试件两端出现翘起情况；约20 min时，试件两端混凝土板侧面出现纵向裂缝，混凝土板与钢梁上翼缘交界面出现横向裂缝，同时伴有“噼啪”声响出现；约30 min时，试件表面开始出现水渍；约50 min时，试件表面水渍增多，且试件挠曲现象明显；约60 min时，水渍开始形成水蒸气，试件两端翘起现象明显；约 70 min时，水渍开始减少；90 min停止加热。

试验采用自然冷却的方式降温，完全冷却后组合梁所呈现出的主要破坏特征：两端混凝土板翘起情况明显，见图8(a)；钢梁挠曲现象明显，但未发生屈曲，见图8(b)；板底局部混凝土爆裂现象明显，见图8(c)；板侧局部拼缝附近的新旧混凝土结合界面出现水平裂缝，以及后浇层的竖向裂缝，见图8(d)；组合梁两端叠合板与钢梁上翼缘相对滑移依次为 2.3 mm、1.8 mm、2.6 mm、2.8 mm，均在1 mm~3 mm内，见图8(e)；组合梁板顶中间出现纵向裂缝，见图8(f)。分析应为两方面原因：一是板面施加的均布荷载所带来的板面负弯矩的作用；二是高温下组合梁材料性能劣化。

2.2 温度响应

四个组合梁各测点温度场分布相似，以组合梁SCB-1的测点温度响应为例，如图9所示。测试截面A与C是叠合板内非拼缝位置截面温度分布，温度分布大致相同，给出了测试截面A的温度场分布曲线；测试截面B与H是叠合板拼缝位置截面温度分布，温度分布大致相同，给出了测试截面B的温度分布曲线；测试截面D与E温度场分布大致相同，给出了测试截面E的温度分布曲线；从图中可以看出，叠合板具有明显的温度梯度分布，因此，沿板截面高度将产生明显的温度应力。TC1与TC2温度明显高于同一测试截面内的其余测点，高温对板截面40 mm以内范围的混凝土影响更为明显，且由于采用分离式拼缝，拼缝位置的温度要明显高于非拼缝位置的温度。高温对 TC3~TC6测点温度影响较小，从TC3开始温度变化明显滞后，最高温度基本在100 ℃~150 ℃内变化。

图8 试件主要破坏特征Fig.8 Main failure characteristics of specimens

测试截面E与F同为钢梁上方混凝土沿截面高度的温度场梯度分布，测试截面F较测试截面E温度低，原因是测试截面F热电偶分布于试件末端，热量更易散发至空气中。

由钢梁跨中位置的温度场梯度分布来看，变化规律与炉温基本一致。钢梁下翼缘与腹板温度大致相同，均在800 ℃左右。钢梁上翼缘与混凝土板接触，由于混凝土板的吸热原因，温度明显滞后。

同时在测试截面 A、B、C内布置了测量板内上下层钢筋的测点。测试截面B为拼缝位置截面，测试截面A与C为非拼缝位置截面。从钢筋温度分布可以看出，拼缝位置的板内上下层钢筋温度要高于非拼缝位置，预制板拼缝的存在导致局部钢筋温度变化明显。

2.3 位移响应

端点与三分点竖向位移变化规律与跨中位移相同，但跨中位置更能体现位移变化规律，如图10给出了四个试件跨中竖向位移随受火时间的变化曲线。各试件跨中最大位移与残余位移具体见表2。

热力耦合作用下，分析图10与表2可得出如下结果：

1)对比 SCB-1与 SCB-2，SCB-1的栓钉间距要比SCB-2的栓钉间距大，但是试验结果却表明两者位移差距较小，说明栓钉间距的改变对挠曲变形影响不大。

2)对比 SCB-1与 SCB-3，混凝土后浇层厚度对试件的最大位移影响较小。因此，增加混凝土后浇层的厚度对火灾中组合梁的挠曲变形影响较小。

3)对比 SCB-1与 SCB-4，预制板在钢梁上翼缘的搭接长度组合梁的最大位移影响显著，相差56 mm。其原因是搭接长度影响叠合板与钢梁的整体性，搭接长度在一定范围内越大，组合梁的整体性越强，抗弯性能越好。

4)四个分离式叠合板组合梁试件尽管由于不同影响因素给跨中最大竖向位移带来影响，但它们的残余应变差别最大仅为6.1%，可见这些影响因素对试件冷却后位移的恢复量影响不大。

图9 SCB-1时间-温度曲线Fig.9 Time-temperature curve of SCB-1

图10 跨中位移曲线Fig.10 Mid-span displacement curve

表2 各试件最大位移与残余位移Table 2 Maximum displacement and residual displacement of each specimen

5)试件在火灾试验高温下持续90 min，分离式叠合板组合梁最大竖向位移达到约 L/19(接近规范要求的 L/20)。同时，叠合板出现裂缝以及混凝土爆裂情况，但试件仍保持良好的整体工作性。

3 数值分析

受火灾试验条件和试验费用的限制，进行足尺试件火灾试验的难度大、周期长，难以获得有效数据。数值分析逐渐成为对其火灾行为进行分析的一种较为经济且重要的方法。

3.1 模型参数

3.1.1 热工参数和本构模型

试件初始温度为 20 ℃，受火面介质温度采用实测炉温，对流换热系数为 40 W/(m2·℃)，综合辐射系数为0.5[17]。非受火面介质温度取20 ℃。此外，导热系数、比热等采用文献[18―19]，材料的弹性模量、本构关系等采用文献[19―22]。

3.1.2 单元模型和相互作用

钢筋采用2D杆单元，其余部件采用3D实体单元。钢筋、栓钉与叠合板采用Embedded方式，其余部件之间采用Tie方式连接。

3.2 温度场分析

数值模型给出了SCB-1的测试截面A和钢梁跨中位置升温段内温度场模拟结果，数值模拟结果与试验结果的对比如图11所示。

由图11可知，数值模拟结果与试验结果总体吻合良好。其可用于叠合板组合梁的温度场分析。

图11 SCB-1温度值模拟值与试验值对比Fig.11 Comparison of predicted and tested temperatures of SCB-1

3.3 变形分析

受火过程中组合梁的跨中变形、时间模拟值与试验值对比结果如图12所示。数值模拟结果与试验结果总体吻合良好。

如图13为试件跨中位移模拟值曲线对比，根据的不同设计参数分析如下：

1)栓钉间距：对比 SCB-1与 SCB-2，SCB-2栓钉间距小于SCB-1，位移变化量却高25 mm，原因是高温下组合梁材料发生劣化，栓钉间距小的组合梁通过栓钉传入混凝土板中的热量多，材料劣化更为严重，出现了 SCB-2的位移量大于 SCB-1现象。

2)后浇层厚度：对比SCB-1与SCB-3，SCB-3的后浇层厚度大于SCB-1，后浇层厚度的加大增强了组合梁的整体抗弯刚度，整体差值在 20 mm左右。

3)搭接长度：对比 SCB-1与 SCB-4，SCB-4的搁置长度小于SCB-1，位移量的差值达到62 mm，原因是搁置长度影响叠合板与钢梁的整体性，一定范围内搁置长度越大组合梁整体工作性越好，更能发挥出混凝土叠合板对组合梁整体抗弯强刚度的增强作用。

模拟结果较试验结果位移变化量更大一些，但两者总体趋势和结果基本吻合，均表明搭接长度对组合梁的竖向位移变形最为显著，栓钉间距和后浇层厚度较前者引起的位移量变化较小。

图12 跨中变形模拟值与试验值对比Fig.12 Comparison of predicted and tested mid-span deflection

图13 跨中变形模拟值对比Fig.13 Comparison of predicted mid-span deformation

4 结论

本文开展了分离式叠合板组合梁的抗火试验研究，对温度和跨中位移变化规律以及搭接预制板接长度、预制板拼缝和栓钉间距对组合梁整体工作性的影响进行了分析。同时对分离式叠合板组合梁的温度场、变形性能进行了数值模拟，具体得出以下结论：

(1)火灾中，叠合板后浇层与预制板结合界面未发生明显破坏，仍能共同承受荷载。但由于结合界面和拼缝的存在，组合梁的抗弯刚度明显降低。

(2)热力耦合作用下，组合梁表现出了良好的整体工作性。板面负弯矩作用区域内出现的纵向裂缝，削弱了组合梁的抗火性能，建议加强板面负弯矩作用区内的配筋，有助于提高组合梁的抗火性能。

(3)组合梁受火过程中，栓钉间距与后浇层厚度对组合梁的变形影响不大，预制板在钢梁上翼缘的搭接长度对组合梁变形能力影响显著。

(4)数值模拟结果与实验结果吻合良好，证明了数值模型的有效性和可行性。