受火后叠合板组合梁受力性能试验研究

吕俊利，周圣楠，吕京京，蔡永远，陈其超

(1. 山东建筑大学土木工程学院，山东，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，山东，济南 250101)

目前，传统组合梁在常温[1−8]及火灾[9−17]下的受力性能已有较多的研究，结果表明，不同翼板形式的组合梁，其受弯性能和破坏形态会有显著差别[3]，各项力学性能均随剪切连接程度的减小而减小，破坏模式也随剪切连接程度的减小而改变[6]；而火灾下组合梁的力学性能和破坏形态也受到翼板形式的影响[16]，虽然压型钢板组合梁和平板组合梁都是通过栓钉连接，但是压型钢板组合梁在火灾下其钢梁和压型钢板的结合界面会产生分离现象，整体性较差，承载力低，而平板组合梁的整体性较好，抗火能力强。

叠合板组合梁是在传统组合梁的基础上发展起来的一种新型组合结构，由钢梁、叠合板(预制底板和后浇层浇筑而成)、桁架钢筋和抗剪连接件构成，其中叠合板下部是由多块预制底板拼接而成，预制底板中设置桁架钢筋，桁架钢筋的一部分嵌入后浇层中，可以增加两者之间的粘结作用。根据规范《装配式混凝土结构技术规程》(JGJ 1−2014)[18]和《装配式混凝土结构连接节点构造》(G310−1～2)[19]中给出的两种拼缝连接方式，将叠合板组合梁分为整体式叠合板组合梁和分离式叠合板组合梁。整体式叠合板组合梁是在相邻两预制底板之间留有一定长度的搭接钢筋，通过浇筑混凝土后浇层(钢筋搭接部位也是后浇层的一部分)将各预制底板连接成为一个整体，与整体式叠合板不同的是，分离式叠合板组合梁的预制底板是直接拼接在一起，相邻两预制底板之间存在接缝。叠合板组合梁不仅具有传统组合梁承载力高、刚度大等优点，而且还具备“预制装配”、“快速施工”等特点，因此，推广叠合板组合梁符合我国当前基本建设的国情。

近年来，建筑火灾频发，给建筑物造成极大损害，但火灾发生以后，除倒塌的建筑外，没有倒塌的建筑结构需要评估其火灾后的力学性能，以便确定火灾后建筑结构的承载能力和刚度是否满足原来的设计要求。已有研究发现新旧混凝土结合界面和预制底板拼缝的存在造成火灾中叠合板组合梁的抗弯刚度降低[20]，从而可以推断出火灾后叠合板组合梁的受力性能不同于传统的组合梁，但查阅文献很少发现关于火灾后叠合板组合梁受力性能的研究，因此，本文对火灾后的受力性能进行试验研究，试验结果可为火灾后叠合板组合梁的性能评估提供参考依据。

1 试验概况

1.1 试件设计

试验设计并制作了6 个足尺叠合板组合梁试件，编号为SCB-1～SCB-6，其中对试件SCB-1～SCB-5进行静力加载前，先按照国际标准升温曲线ISO-834 进行火灾升温试验，SCB-6 为常温未受火对比试件；试验梁全长4800 mm，净跨4500 mm；翼板宽度参照规范[21]取值为1625 mm，板内钢筋均采用HRB400 级；栓钉直径为16 mm，熔焊后长度取80 mm；预制底板和现浇层均采用C30 混凝土；钢梁采用Q235B 型热轧H 型钢焊接而成，规格为HN250 mm×125 mm×6 mm×9 mm。试验梁具体参数见表1，几何尺寸和构造见图1 和图2。

1.2 材料性能

浇筑混凝土试件时预留边长为150 mm 的标准立方体试块，并与试件同条件下养护，养护完成后在液压试验机上进行立方体抗压强度测试，获取混凝土的抗压强度；同时根据相关规范对与试件同批次的钢筋和钢板进行材料性能试验，具体试验结果见表2。

表 1 试件具体参数 /mmTable 1 Main parameters of specimens

图 1 分离式叠合板组合梁示意图 /mmFig. 1 Schematic diagram of separated composite beams with laminated slabs

图 2 整体式叠合板组合梁示意图 /mmFig. 2 Schematic diagram of integral composite beams with superposed plates

表 2 材料性能Table 2 Material performance

1.3 火灾试验方案

火灾升温试验在山东建筑大学火灾试验室水平结构构件抗火试验炉内进行，试验炉尺寸为5000 mm×4900 mm×1500 mm，通过布置在两侧长边墙体中的燃烧器燃烧柴油进行升温，并由布置在炉体四边的4 个铠装热电偶记录炉温曲线。

本次试验中，试件的升温分三批进行：第一批包括试件SCB-2；第二批包括试件SCB-3 和试件SCB-4；第三批包括试件SCB-1 和试件SCB-5。设计升温时间均为90 min。试件受火方式为底面受火且承受均布荷载(通过布置在试件表面的铸铁加载块施加)，按照钢筋混凝土设计规范要求，楼板活荷载标准值为2.0 kN/m2，铸铁加载块单个重量为20 kg，沿跨度方向均布3 排加载块，每排跨中加载区放置4 个加载块，其余加载区放置6 个加载块，图3(a)、图3(b)分别为加载块布置示意图和现场布置图。当升温达到预定时间后，熄火使试件在火灾炉内自然冷却至室温，试件的升降温曲线如图4 所示，从图4 中可以看出：三次试验的炉温曲线趋势相同，升温阶段温度迅速上升，较好地模拟了火灾的轰燃现象，但是试件SCB-3 和试件SCB-4 在升温过程中，试验炉出现短期故障，导致其升温曲线出现一个下降段。

试件经过图4 所示的火灾升降温过程后，变形情况如下：

图 3 加载布置图Fig. 3 Loading layout

图 4 炉温曲线Fig. 4 Furnace temperature curve

试件SCB-1～SCB-4 的破坏形态相似，均发生向下的弯曲变形，叠合板板侧的预制底板接缝处出现细小裂缝，长度约30 mm，新旧混凝土结合界面未产生裂缝，钢梁与叠合板交界面也无明显的相对掀起和错动，试件整体协同工作性能良好，见图5(a)；钢梁挠曲现象明显，但未发生屈曲，见图5(b)；叠合板板底的混凝土呈浅粉色，表面可见网状细微裂缝，见图5(c)；预制底板接缝处的混凝土呈灰白色，表面疏松，存在明显裂缝，见图5(d)。

试件SCB-5，整体发生向下的弯曲变形，梁端明显翘起，见图6(a)；钢梁挠曲现象明显，但未发生屈曲，见图6(b)；叠合板板侧的预制底板接缝处出现宽度为1.2 mm 的竖向裂缝以及沿新旧混凝土结合界面长为50 mm 的水平裂缝，见图6(c)；叠合板板顶中部出现长约420 mm 的纵向裂缝，见图6(d)，出现这种现象的原因在于：一是叠合板表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。

图 5 火灾后整体式叠合板组合梁的破坏形态Fig. 5 Failure pattern of integral composite beams with superposed slabs after fire

图 6 火灾后分离式叠合板组合梁的破坏形态Fig. 6 Failure pattern of separated composite beams with laminated slabs

1.4 常温及火灾后的加载装置以及加载方案

加载设备为一台100 T 级的液压千斤顶，放置在试验梁的中点正上方位置，加载时，千斤顶先将集中力施加到一级分配梁上，再通过两个沿叠合板宽度方向布置在试件表面L/3 位置处(L 为净跨)的垫梁将力传递到叠合板上表面，对试件进行单调加载。试验模拟两边简支的边界条件，在钢梁底部放置铰支座，支座形式通过垫板、钢滚轴和限位钢筋实现，试件端部均外伸150 mm，加载装置及现场布置见图7。

正式加载前先进行预加载，以检查各仪器仪表的运行情况。试验期间采用力控制加载，每级荷载增量为10 kN，试验过程中观察并记录试验现象，为保证测试数据的稳定性，试验中每级荷载持荷5 min 后再进行应变、位移以及裂缝宽度的测量与记录，当试件的承载力显著下降或钢梁与叠合板滑移严重甚至分开时，认为试件已达到承载力极限状态并停止加载。

图 7 试验加载装置Fig. 7 Test set-up

1.5 常温及火灾后的测点布置

选择跨中截面作为常温下整体式叠合板组合梁的测试截面，测试内容为钢梁的纵向应变以及混凝土翼缘板的应变，通过在混凝土截面和钢梁截面布置应变片进行测量，见图8(a)～图8(d)。

受火试件的测试内容主要是加载过程中试件的跨中和加载点处的挠度、支座处叠合板和钢梁之间的掀起位移，具体位移计布置见图8(e)。

2 试验现象及结果分析

2.1 试验现象

试件SCB-1～SCB-4 的试验现象以及破坏形态相似，以试件SCB-1 为例，对荷载作用下火灾后整体式叠合板组合梁的试验现象进行描述。其在试验加载初期，试件原有裂缝变宽，最大宽度为1.5 mm，未产生新裂缝；加载至60 kN 时，加载点区域内叠合板板顶原有纵向裂缝开始向跨中方向延伸；至80 kN 时，跨中叠合板板底出现2 条长约110 mm 的横向裂缝，间隔13 cm；随着荷载的持续增大，跨中叠合板板底出现多条横向裂缝，且裂缝沿叠合板板侧向上延伸至后浇层，见图9(a)；叠合板板顶的原有裂缝逐渐发展联结成为一条贯通的纵向裂缝；当荷载超过230 kN 后，裂缝基本出齐且发展的速度明显加快，至250 kN时，试件承载力显著下降，停止加载。试验结束后，叠合板板顶的纵向裂缝贯通整个板面，见图9(b)；钢梁与叠合板交界面出现滑移现象，见图9(c)。

图 8 试件的测点布置 /mmFig. 8 Measuring point locations of specimen

图 9 试件主要的破坏形态Fig. 9 Main failure characteristics of specimens

试件SCB-5，其在试验加载初期，试件原有裂缝变宽，最大裂缝宽度为2 mm，未产生新裂缝；加载至50 kN 时，加载点区域内叠合板板顶出现一条长度为200 mm 的纵向裂缝；至120 kN时，在预制底板接缝处，叠合板板侧产生一条宽度为6 mm 的竖向裂缝；随着荷载的持续增大，该竖向裂缝沿新旧混凝土结合界面发展，产生一条长100 mm，宽5 mm 的水平裂缝，最终斜向发展延伸至叠合板板顶，见图9(d)，板底混凝土不断地被压碎掉落下来；至200 kN 时，在L/3(L 为净跨)处，新旧混凝土结合界面出现一条长180 mm 的水平裂缝；至220 kN 时，试件承载力显著下降，停止加载。试验结束后，叠合板板底的预制底板接缝发生开裂，混凝土爆裂现象严重，见图9(e)。

试件SCB-6，其在试验加载初期，钢梁和叠合板呈现出良好的组合作用，试件未产生裂缝；加载至90 kN 时，跨中叠合板板底出现2 条通长横向裂缝，裂缝宽度约为0.3 mm；至160 kN 时，跨中叠合板板底的通长裂缝增加至7 条，最大裂缝宽度为0.6 mm；随着荷载的持续增加，跨中叠合板板底出现多条横向裂缝，裂缝沿叠合板板侧向上延伸至后浇层，但叠合板中新旧混凝土结合良好，未产生裂缝，见图9(f)；至260 kN 时，跨中叠合板板底裂缝基本出齐且发展的速度明显加快；至300 kN 时，试件承载力显著下降，停止加载。试验结束后，叠合板板底密布通长横向裂缝，见图9(g)；钢梁与叠合板交界面出现滑移现象，见图9(h)。

2.2 破坏特征

荷载作用下，火灾后分离式叠合板组合梁在叠合板板侧的预制底板接缝处产生一条较宽的竖向裂缝，结合界面在竖向拼缝不断增大的情况下发生粘结破坏，最终在剪力作用下导致后浇层出现斜裂缝，但在远离拼缝处，试验梁在加载至接近极限荷载时叠合板内的新旧混凝土结合界面才发生开裂。可见，虽然分离式叠合板组合梁中预制底板接缝的存在破坏了预制底板的连续性，造成试件发生粘结破坏，但远离接缝的叠合板仍为上下两层混凝土整体受力、协同工作。

火灾前后整体式叠合板组合梁在荷载作用下均发生受弯破坏，且破坏形态基本相同。破坏时，钢梁与叠合板交界面出现滑移现象，跨中纯弯段内叠合板板底产生多条横向裂缝，并延伸至板侧，但新旧混凝土结合界面未开裂。与常温下不同的是，火灾后的整体式叠合板组合梁出现裂缝时的荷载水平较低，约为极限荷载的17.4%。出现这种现象的原因在于试验梁受火后，混凝土强度显著退化，加载时混凝土所能承担的荷载与整个叠合板组合梁截面所能承担的荷载比值较常温下小，导致截面开裂提前。

通过对火灾后整体式叠合板组合梁和火灾后分离式叠合板组合梁的破坏形态进行对比可以发现，火灾后整体式叠合板组合梁的新旧混凝土结合界面未发生开裂，叠合板板底的裂缝数量更多，宽度更小，说明整体式叠合板组合梁的整体性优于分离式叠合板组合梁，且破坏时的脆性现象得到明显改善；此外，火灾后分离式叠合板组合梁的板底混凝土爆裂现象较整体式叠合板组合梁更显著，分析是由于分离式叠合板组合梁在火灾中受到的损伤较整体式叠合板组合梁大，混凝土劣化严重造成。

2.3 荷载-应变曲线

图10 给出了常温下整体式叠合板组合梁的应变沿截面分布，从图10 可以看出，加载初期，试件截面的应变沿高度呈线性分布，钢梁与叠合板之间无相对滑移，此时叠合板组合梁整体受力性能良好；随着荷载的增加，钢梁下翼缘的应变增加较快，呈现出非线性变化，最终钢梁下翼缘以及腹板下部屈服，而混凝土截面的应变沿高度仍呈线性分布，考虑是由于应变片布置在钢梁受力最大的截面处，钢梁塑性发展明显，而叠合板的应变片布置在板侧，受剪力滞效应的影响，应变随距叠合板中心距离的增大而显著降低，导致板侧混凝土的应变随截面高度一直呈线性分布。

图 10 沿跨中截面高度应变分布Fig. 10 Strain distribution along mid span section

2.4 试验结果特征值

表3 列出了各试验梁的主要试验结果。其中，受火后叠合板组合梁试件的延性比在1.2～1.7，平均值为1.37，远小于未受火试件。出现这种现象的原因在于叠合板组合梁中混凝土翼板承受主要的压应力，钢梁承受主要的拉应力，受火后钢梁与混凝土翼板的材料性能劣化，其承载力和刚度较未受火构件有所降低。随着静力荷载的不断增大，钢梁受拉屈服，随后混凝土翼板也达到其极限承载力，试件发生破坏，而未受火构件的钢梁受拉屈服以后，其混凝土还能继续承载，从而造成其延性远大于火灾后试件。

表 3 试验结果特征值Table 3 Characteristic values of test results

对受火试件SCB-4 和未受火试件SCB-6 的试验结果进行对比，结果表明：受火试件SCB-4 的极限荷载和延性较未受火试件SCB-6 分别降低23.3%和55.4%，说明整体式叠合板组合梁在火灾中的延性损失较承载力损失更为严重。

2.5 试件参数分析

2.5.1 后浇层厚度的影响

SCB-2 和SCB-3 的后浇层厚度分别为80 mm和60 mm，其余参数均相同。从表3 可以看出SCB-3 的开裂荷载低于SCB-2，出现这种现象的原因在于SCB-3 的叠合板板厚比SCB-2 的叠合板板厚减小了20 mm，使得SCB-3 的总高度比SCB-2 的总高度低了20 mm，从而导致SCB-3 的开裂荷载低于SCB-2；此外图11(a)对两试件的跨中荷载-挠度曲线进行对比，可以看出，SCB-2 的初始抗弯刚度和极限承载力均大于试件SCB-3。可见，火灾后整体式叠合板组合梁的开裂承载力、极限承载力和初始抗弯刚度均随后浇层厚度的增加而提高。

2.5.2 预制底板在钢梁上翼缘搁置长度的影响

SCB-3 和SCB-4 的预制底板在钢梁上翼缘搁置长度分别为40 mm 和20 mm，其余参数均相同。结合表 3 和图 11(b)对 SCB-3 和 SCB-4 两个试件进行对比，发现试件SCB-3 和试件SCB-4 的初始抗弯刚度相近，但试件SCB-3 的极限荷载大于试件SCB-4，可见，火灾后搁置长度为40 mm 的整体式叠合板组合梁的受力性能优于搁置长度为20 mm 的整体式叠合板组合梁。

2.5.3 栓钉间距的影响

SCB-1 和SCB-3 的栓钉间距分别为150 mm 和200 mm，其余参数均相同。结合表3 和图11(c)对SCB-1 和SCB-3 两个试件进行对比，发现试件SCB-1 的初始抗弯刚度和极限荷载均大于试件SCB-3，可见，火灾后整体式叠合板组合梁的极限承载力和抗弯刚度均随栓钉间距的增加而增大。

2.5.4 预制底板接缝形式的影响

SCB-3 和SCB-5 的预制底板接缝形式不同，其余参数均相同。结合表3 和图11(d)对SCB-3 和SCB-5 两个试件进行对比，结果表明：火灾后整体式叠合板组合梁的极限承载力较分离式叠合板组合梁提高9%，其初始抗弯刚度也略有增大。

3 剩余承载力和抗弯刚度计算

图 11 试件参数分析Fig. 11 Analysis of specimen parameters

升温试验时在试件跨中钢梁截面的上、下翼缘和腹板分别布置一个热电偶，沿叠合板高度每20 mm 布置一个热电偶对试件截面温度进行量测，虽然钢梁上方混凝土未直接受火，温度低于直接受火截面，但是两者相差不大，可认为同一水平截面的温度一致，因此将混凝土截面沿高度方向每20 mm 分成一个区域，钢梁截面分成上、下翼缘和腹板三个区域，各区域中热电偶的最高温度代表此区域所经历的最高温度。

根据吴波教授[22]提出的高温后钢梁和混凝土的计算模型求出每个区域所对应的折减系数Ki，最后在整个截面内进行加权平均，从而得到火灾后试件截面的折减系数K，即：

式中：Ki为第i 区域折减系数；Si为第i 区域的面积。

3.1 剩余承载力计算

式中，λ 为提高系数。通过对试验数据统计，本文中 λ 取值为 1.09。

3.2 抗弯刚度计算

考虑火灾后试件的叠合板发生开裂，本文在考虑滑移效应的折减刚度B 的基础上再乘以折减系数β，通过对试验结果的统计，火灾后叠合板组合梁刚度折减系数β 取值在0.4～0.43，即：

式中：P 为外荷载；b 为集中荷载到跨中的距离。

3.3 算例

以SCB-4 为例，对火灾后叠合板组合梁的剩余承载力和抗弯刚度进行计算。火灾后试件截面的温度分布如图12 所示。

图 12 SCB-4 截面温度分布Fig. 12 Temperature distribution of SCB-4 section

3.3.1 剩余承载力计算

经计算可得：

用同样的方法计算SCB-1、SCB-2、SCB-3 和SCB-5 的剩余承载力和抗弯刚度，计算结果如表4、表5 所示。

表 4 剩余承载力计算值Table 4 Calculation value of residual strength

表 5 抗弯刚度计算值Table 5 Calculation value of bending rigidity

计算误差在6%以内，说明本文提出的剩余承载力计算方法具有良好的计算精度。

计算误差在7%以内，说明本文提出的抗弯刚度计算方法具有良好的计算精度。

4 结论

本文开展了火灾后叠合板组合梁的静力加载试验，对后浇层厚度、预制底板拼缝形式、栓钉间距、预制底板在钢梁上翼缘的搭接长度以及是否受火等因素对叠合板组合梁受力性能的影响进行分析，具体得出以下结论：

(1)火灾后整体式叠合板组合梁的极限承载力较分离式叠合板组合梁提高9%，此外其整体性优于分离式叠合板组合梁且破坏时的脆性现象得到明显改善。

(2)后浇层厚度和栓钉间距是影响火灾后整体式叠合板组合梁初始抗弯刚度的主要因素，减小栓钉间距和增加后浇层厚度均可以提高火灾后整体式叠合板组合梁的初始抗弯刚度和极限承载力；此外，火灾后预制板搁置长度为40 mm 的整体式叠合板组合梁的受力性能优于搁置长度为20 mm 的整体式叠合板组合梁。

(3)火灾后整体式叠合板组合梁在荷载作用下的破坏形态与常温下基本相同，但经历火灾高温作用后，整体式叠合板组合梁出现裂缝的时间提前，且抗弯承载能力和延性均有不同程度的降低，本次试验中，试件的抗弯承载力降低23.3%，延性降低55.4%。

(4)分离式叠合板组合梁中预制底板接缝的存在破坏了预制底板的连续性，造成试件发生粘结破坏，但远离接缝的叠合板仍为上、下两层混凝土整体受力、协同工作。

(5)提出火灾后叠合板组合梁剩余承载力和抗弯刚度的计算方法，理论结果与试验结果吻合良好，表明本文提出的计算方法具有良好的计算精度。