箱板装配式组合墙耐火极限研究*

2023-05-25贺青青秦广冲门进杰

工业建筑 2023年1期

兰涛贺青青薛辰秦广冲门进杰赵钿

(1.中国船舶重工集团国际工程有限公司, 北京 100121; 2.西安建筑科技大学土木工程学院, 西安 710055; 3.中国建筑设计研究院有限公司, 北京 100089)

0 引言

在抗震结构体系中,钢板剪力墙作为抵抗水平剪力的抗侧力构件,具有质量轻、延性好、耗能能力强、屈曲后强度高等优点,在结构体系中扮演着举足轻重的角色。为了顺应当下建筑行业的发展潮流,充分结合装配式和钢板墙两者的设计理念,箱板装配式钢结构体系应运而生,其构造如图1所示。该结构体系是一种新型的装配式钢结构体系,由无外围框架约束的加劲钢板共同围成的箱板结构,具有生产工业化、施工装配化、装修一体化等特点,能够充分发挥并结合钢材和装配式结构各自的优势,大幅度缩短工期,保证施工水平,现已应用于实际工程。

图1 箱板装配式组合墙Fig.1 Prefabricated box-plate composite wall

对箱板装配式钢结构体系住宅模型振动台试验研究[1-2]发现:该结构体系在地震作用下具有良好的延性和抗震性能;对箱板装配式钢结构体系模块单元试验研究[3-4]发现:角部加强时其延性和承载力均有较大提升;通过对箱板式钢结构开洞模块单元的试验和有限元参数分析结果[5]表明:洞口的存在会改变试件破坏模式并降低其承载力,但会提升其延性;在箱板装配式钢结构体系整体模型振动台试验中,9度罕遇地震作用下最大弹塑性层间位移角为1/52,满足GB 50011—2010《建筑抗震设计规范》[6]的要求,整楼模型没有发生严重破坏,满足性能化设计中性能4的要求,可见其抗震性能优异。因为该结构体系为纯钢结构,耐火性能较差,文献[7]通过模拟得到了火灾下的箱板装配式组合墙温度场分布规律并分析了各组成部分对温度场分布的影响。为了验证结构的有效性及耐火性,需要对结构体系的受力构件和整体结构在火灾作用下的受力机理、破坏模式、耐火时间、临界温度等抗火性能进行研究,以得到有效经济合理的抗火设计方法。

为此,将对箱板装配式组合墙的抗火性能开展相关分析和研究,包括抗火构造设计、抗火性能的有限元模拟以及参数分析。

1 组合墙的抗火构造设计

1.1 组合墙的结构设计和受力性能

1.1.1组合墙的结构设计

主要对单侧受火时箱板装配式组合墙足尺分户墙的抗火性能进行分析,其抗火构造设计和结构分布与温度场[7]的构件相同,区别是在墙体顶部设置了刚度无限大的工字型钢梁,用来模拟楼板传递的均布荷载,在底部设置箱型截面地梁来模拟嵌固端,墙体具体构造如图2所示。

a—抗火墙板正立面; b—1—1剖面。图2 箱板装配式组合墙防火构造 mmFig.2 Fire-proof structure of box-plate composite walls

1.1.2组合墙的受力性能

赵廷涛的研究[8]发现:地震作用下,厚钢板剪力墙的加劲肋能较好地约束钢板变形,随着地震作用的增大,墙板出现剪切变形,形成拉力带来承担剪应力,直到全截面屈服达到极限承载力,其破坏变形见图3a所示。对于薄钢板墙,加劲肋的存在限制了拉力带的发展,当钢板墙背面覆盖有混凝土板时,拉力带主要分布在混凝土板和加劲肋围成的区格里,钢板墙最终发生屈曲破坏,其破坏变形见图3b所示。

a—厚钢板墙; b—薄钢板墙。图3 试件屈服破坏Fig.3 Yield failure of specimens

1.2 组合墙抗火构造的提出

组合墙的抗火构造设计主要包括被覆厚度、龙骨间距与腹板开孔排数、覆面板材、钢板墙厚度和加劲肋数量,具体介绍如下:

1)被覆厚度的选择和设计。被覆厚度主要与填充材料和覆面板材的层数与厚度有关,被覆厚度过薄时,保护层易在火灾下脱落,导致钢材与火直接接触,降低构件的安全性。因此在抗火构造设计中,作为填充材料和覆面板材的岩棉和石膏板普遍应用于实际工程,其厚度和层数至关重要。为确定其合理的被覆厚度,须要研究不同岩棉厚度、石膏板层数和厚度下组合墙的抗火性能。

2)龙骨间距和腹板开孔排数。在抗火构造中,轻钢龙骨能够维持其在火灾下的稳定性,但同时也使组合墙的抗火、保温和传热性能大大降低。在龙骨腹板处开孔可以增加导热路径,从而减小龙骨对组合墙性能的影响,合理的龙骨间距也能有效降低施工强度。因此需要对不同龙骨间距和腹板开孔排数时组合墙抗火性能进行分析来确定合理的抗火设计方法。

3)覆面板材种类的选择。选取覆面板材时不仅要考虑材料的耐火性能、适用性和可获得性,同时必须考虑经济性。石膏板、玻镁板和硅酸钙板物美价廉,应用广泛,但三种板材的热力学特性存在差异,因此有必要对此三种不同覆面板材组合墙的抗火性能进行分析,进而选择合适的覆面板材。

4)钢板墙高厚比和加劲肋数量的确定。箱板装配式组合墙的荷载主要由钢板和加劲肋承担,加劲肋限制钢板在各种荷载工况下的面外变形并承担部分水平剪力。故确定合适的钢板高厚比和加劲肋数量对组合墙的耐火性能也至关重要。

2 组合墙耐火极限分析

2.1 组合墙耐火极限的准则

根据文献[9]的规定,耐火极限是指按照国际标准升温曲线对建筑构件进行抗火试验时,构件从开始升温到失去承载力所需要的时间。其中,墙体承载力极限状态的判断标准[10]为:1)墙体面外变形速率超过规定的限值dδ/dt=l2/(15hx),其中l为墙体的长度,mm;hx为墙体的截面高度,mm;2)墙体的平面外位移达到l/(800hx)。

2.2 组合墙耐火极限有限元模型的建立

在有限元模型中,岩棉、覆面板材和钢板均采用八结点实体单元C3D8R;龙骨采用四结点壳单元S4R,钢材的本构关系采用Lie-Chabot提出的计算模型[11]。按照GB/T 9978—2008《建筑构件耐火试验方法》[12]规定的试验方法,有限元分析中设置两个分析步:第一步先将墙体顶部的恒定轴向荷载N以等效均布荷载的形式施加在刚性梁上;第二步将温度场分析得到的结果导入力学模型中进行热力耦合分析求解耐火极限,分析中,定义初始温度场为20 ℃,边界条件为底部固接。

为验证模型的可行性,首先对陈伟所做的冷成型钢承重组合墙体抗火试验[13]中的部分试件进行有限元模拟,试验构件S1、S2、S3、S5的耐火极限试验值和模拟值如表1所示。模拟值与试验值最大偏差值为8.1%,最小偏差值为4.3%,所有构件的平均偏差值仅为6.2%,可见整体偏差较小,表明建立的有限元模型能够较精确地计算构件的耐火极限。

表1 冷成型钢承重组合墙体试验模型构造和耐火极限Table 1 Test model struction and fire resistance limits of cold formed steel load-bearing composite walls

2.3 应力分布和破坏机理

了解火灾下组合墙的应力分布和破坏位置是抗火设计的基础,因此选取不同轴压比下箱板装配式组合墙分析其应力分布。所选箱板装配式钢结构住宅总高度为31.9 m,属于高层民用建筑,根据JGJ 3—2010《高层建筑混凝土结构技术规程》[14],剪力墙设计中取轴压比限值为0.5,并同时与轴压比0.2和0.8的试件进行对比分析,具体试件参数见表2所示。

表2 试件参数Table 2 Parameters of specimens

当轴压比为0.2、升温100 min时,整个钢板的变形呈“南瓜型”,塑性屈服集中对称分布在4个角部区域,加载梁和底部固定端附近区域出现应力集中,钢板、L型和T型加劲肋的应力较小,远未达到屈服强度。对于边缘约束钢板而言,由于约束钢板非承重构件,同时模型只考虑了内部的热传导效应,因此在边缘钢板边界中部附近区域应力不大,具体应力分布如图4a所示。当轴压比为0.5时,墙体上下两端应力集中区域面积增大,逐渐从角部向中部延伸,应力较大的区域也集中分布在墙板中部,L型和T型加劲肋应力依然较小,应力分布如图4b所示。当轴压比为0.8时,在相同的升温时间下,构件的应力集中区域从墙体端部发展到整片墙体,T型加劲肋应力较小,钢板和L型加劲肋均达到屈服强度,边缘钢板发生膨胀变形,应力大幅增加,整片墙体基本达到屈服状态,如图4c所示。

a—轴压比0.2; b—轴压比0.5; c—轴压比0.8。图4 箱板装配式组合墙升温100 min应力分布(正视) PaFig.4 Stress distribution of the wall at 100 min heating(front view)

不同轴压比下组合墙的应力分布俯视图如图5所示。可以看出组合墙的变形规律,即:钢板的变形以T型加劲肋为轴呈对称分布,初始升温阶段,组合墙的钢板产生面外鼓曲,L型加劲肋发生弯曲,T型加劲肋几乎没有任何变形,墙体两端的边缘约束向外侧膨胀,此时构件的端部侧移较小;随着升温时间增加,钢板上端侧移增大,L型加劲肋发生弯曲,最终组合墙由于上端受火侧变形过大而发生破坏。

a—轴压比0.2; b—轴压比0.5; c—轴压比0.8。图5 箱板装配式组合墙体升温100 min的应力分布(俯视) PaFig.5 Stress contours of the wall exposed to fire for 100 min(top view)

构件在不同轴压比下升温300 min时的变形如图6所示。可知:随着轴压比的增大,组合墙的端部侧向变形增大,钢板的面外鼓曲较大,加劲肋屈曲,约束边缘的钢材几乎达到全截面屈服,最终墙体发生失稳破坏。

a—轴压比0.2; b—轴压比0.5; c—轴压比0.8。图6 箱板装配式组合墙体升温300 min的变形 mmFig.6 Deformation contours of the wall exposed to fire for 300 min

2.4 组合墙耐火极限参数分析

为研究岩棉厚度、龙骨间距等各参数对组合墙耐火极限的影响规律,选取表3中主要参数进行耐火极限分析。

表3 组合墙主要参数取值Table 3 Main parameters of the composite wall

2.4.1岩棉厚度对耐火极限的影响

火灾下组合墙侧向变形-时间关系曲线如图7所示。可知,火灾下墙体的侧向变形经历三个阶段:水平段、斜上升段和垂直上升段。在升温初期,曲线为一条水平线,随着升温时间的增加,墙体膨胀变形增大,钢材发生软化,侧向变形出现负值。当膨胀变形基本稳定时,侧向变形逐渐趋向正值,并呈斜上升趋势,在达到耐火极限后,墙体的侧向变形出现了近乎直线的增长,墙体发生破坏。

由图7可见,随着岩棉厚度的增加,各构件升温初期的水平段基本相同,但出现斜上升段的时间点越来越晚,持续时间逐渐增加,侧向变形的增加速率也逐渐缓慢,表明增大岩棉厚度可以降低墙体的突发性破坏。

组合墙耐火极限-岩棉厚度关系如图8所示,当龙骨间距为1 000 mm、岩棉厚度为 50,100,150 mm时,耐火极限分别为 222,253,314 min,耐火时间分别增加了 31 min 和 61 min,直线斜率k从0.62增加到1.62。由此可知,增加岩棉厚度能够较大地提升墙体的耐火性能,当岩棉厚度超过100 mm后,增加岩棉厚度更加有效。

图8 组合墙耐火极限-岩棉厚度关系曲线Fig.8 Relations between fire resistance and thickness of rock wool of the wall

2.4.2龙骨间距对耐火极限的影响

随着龙骨间距的增大,墙体耐火极限逐渐减小,但幅度不大,如图9所示。说明龙骨间距对耐火极限的影响并不大。在实际工程中,考虑到施工方便与墙体模数和尺寸等因素,建议龙骨间距取600 mm,这样既不影响建筑使用,又能满足耐火方面的要求。

图9 组合墙耐火极限-龙骨间距关系曲线Fig.9 Relations between fire resistance limits and keel spacing of the wall

2.4.3石膏板层数对耐火极限的影响

组合墙耐火极限与石膏板层数关系如表4所示。可知,当岩棉厚度相同时,随着石膏板层数的增加,构件的耐火极限增大。当岩棉厚度为100 mm时,石膏板层数b1+b2=2+1比b1+b2=1+2的耐火极限增加26 min,说明将更多石膏板放置在受火侧时的抗火性能提高更明显。当岩棉厚度为100 mm,石膏板层数b1+b2=1+2时,耐火极限为309 min;当岩棉厚度为100 mm,石膏板层数b1+b2=2+2时,耐火极限为368 min;岩棉厚度为150 mm,石膏板层数为b1+b2=1+2时,耐火极限为363 min。后两种情况下组合墙的厚度相差40 mm左右,耐火极限却相近,说明增加石膏板厚度比岩棉更能有效又经济地提升组合墙的耐火极限。

表4 不同石膏板层数时箱板装配式组合墙的耐火极限Table 4 Fire resistance limits of prefabricated box-plate composite wall with different layers of gypsum boards

2.4.4龙骨开孔排数对耐火极限的影响

组合墙耐火极限与龙骨开孔排数的关系如图10所示,墙体耐火极限随开孔排数的增加而增大,当龙骨间距s=600 mm,开孔排数m超过5排时,虽然热传导路径延长,但对耐火极限的影响效果却并不明显,当龙骨间距s=1 000 mm时,构件也是如此。因此,在实际应用中,要选择合适的龙骨开孔排数,避免过多开孔,保证结构的稳定性。

图10 组合墙耐火极限-龙骨开孔排数关系曲线Fig.10 Relations between fire resistance and the row of keel openings of the wall

2.4.5石膏板厚度对耐火极限的影响

组合墙耐火极限与石膏板厚度的关系如图11所示。可知:当岩棉厚度为50 mm时,石膏板厚度每增加1 mm,背火面和受火面耐火极限平均提高0.6%和1.4%;当岩棉厚度为100 mm时,石膏板厚度每增加1 mm,背火面和受火面耐火极限平均提高1.2%和1.8%。由此可知,无论是背火面还是受火面,随石膏板厚度增加,构件的耐火极限均增加。当受火面和背火面石膏板总厚度相同时,将较厚的石膏板布置在受火侧能有效提高墙体的耐火极限,如表5所示。

表5 石膏板厚度对组合承重墙耐火极限的影响Table 5 Fire resistance limits of box-plate composite walls with different thicknesses of gypsum boards

a—背火面; b—受火面。图11 组合墙耐火极限-石膏板厚度关系曲线Fig.11 Relations of fire resistance limits and gypsum board thicknesses of the wall

2.4.6覆面板材种类对耐火极限的影响

在不同的石膏板层数下,玻镁板的耐火极限均大于其他两种板材,说明在耐火极限的表现上,玻镁板要优于其他两种板材,硅酸钙板与石膏板相差不多,如表6所示。

表6 不同覆面板材种类时组合墙的耐火极限Table 6 Fire resistance limits of box-plate composite walls with different types of cladding sheets

总体来说,在抗火构造措施中,选择优质的覆面板材、合适的覆面板材层数和厚度,可以有效而经济地提高组合墙的抗火性能。

2.4.7轴压比对耐火极限的影响

组合墙耐火极限与轴压比的关系如图12所示。可知:组合墙的耐火极限随着轴压比的增大而线性减小,当受火面和背火面石膏板层数均为1 层,轴压比为0.3和0.8时,墙体耐火极限分别为283 min和207 min,前者下降约36%,可见轴压比对墙体耐火极限的影响较大。当受火面和背火面石膏板层数分别为2 层和1 层,轴压比为0.3和0.8时,耐火极限分别为347 min和307 min,前者下降约13%,可见当增加墙体石膏板层数时,弱化了轴压比对耐火极限的影响。因此在进行抗火设计时,可以通过增加石膏板层数的方式减小轴压比对耐火极限的影响。

图12 组合墙耐火极限-轴压比关系曲线Fig.12 Relations of fire resistance and axial compression ratio of the wall

2.4.8高厚比对耐火极限的影响

图13为组合墙耐火极限与高厚比的关系曲线。可知:墙体的耐火极限在λ<400 时,随着高厚比的增加,耐火极限增大;λ>400 时则相反;当L型加劲肋为4 道时,这种变化规律更加明显,λ=400比λ=300,500,600时的耐火极限分别提高35,20,43 min,可见优化墙体的结构设计也可以提高耐火极限。

图13 组合墙耐火极限-高厚比关系曲线Fig.13 Relations between fire resistance limits and ratios of height to thickness of the wall

2.5 总结分析

以岩棉厚度h为100 mm,龙骨间距s为600 mm,石膏板受火面和背火面层数均为1层且厚度为10 mm,高厚比λ为375,耐火极限为256 min的组合墙为基本构件,将各参数的有限元模拟值与基本构件进行对比,分析不同构造对耐火极限的影响比例,如图14所示。

图14 各因素对组合墙耐火极限的影响比例Fig.14 A histogram for influecing proportions of factors on fire resistance limits of composite walls

由图14可知:岩棉厚度、石膏板层数和厚度、轴压比对耐火极限影响比例均较大,龙骨间距也有一定影响,但考虑到建筑空间的利用,在抗火设计时主要应考虑石膏板层数和厚度的设置,岩棉也可酌情考虑。

3 基于耐火极限分析的组合墙抗火构造设计方法

3.1 箱板装配式组合墙耐火极限设计算式

结合上节对不同参数下组合墙的耐火极限分析可得,岩棉厚度、石膏板层数、轴压比和高厚比对墙体耐火极限影响明显,龙骨间距和开孔排数主要根据建筑功能需求和龙骨截面高度确定,各墙体耐火极限分析得到的有限元分析结果见表7第6列。

表7 箱板装配式组合墙耐火极限分析结果Table 7 Analysis results of fire resistance limits of prefabricated box-plate composite walls

为提出不同耐火等级要求的组合墙耐火极限计算式,将抗火构造措施对耐火极限的影响按线性考虑,根据表7第6列的数据,采用多项式叠加回归分析,得到不同抗火构造措施下组合墙的耐火极限回归方程,具体算式如下:

te=113.95+0.92h-121.72n-0.02λ+

65.89b1+39.89b2

(1)

其中的岩棉厚度取值为50 mm

为验证拟合算式的正确性,利用拟合算式重新计算构件的耐火极限,计算值见表7第7列,耐火极限的模拟值和计算值吻合较好,误差最大仅为6.7%,因此该式可较好地预测构件的耐火极限。

3.2 箱板装配式组合墙耐火极限设计方法

GB 50016—2014《建筑设计防火规范》[15]规定:当耐火等级为三级时,组合墙耐火极限为120 min,耐火等级为一级时,耐火极限为180 min。为此,将基于有限元分析结果提出满足120,180 min耐火极限要求的抗火构造设计。

3.2.1120 min耐火极限

首先根据JGJ 3—2010[14]确定剪力墙的轴压比限值为0.5,对非底部加强区的墙体统一取轴压比0.3,底部加强区取0.5。墙体的高厚比和加劲肋要满足正常使用极限承载力状态,可取4道L型加劲肋,高厚比λ为400。以石膏板作为墙体的覆面板材,岩棉厚度为50 mm,覆面板材在受火侧和背火侧均覆盖一层,厚度为10 mm,即可满足120 min耐火极限的要求。当轴压比均为0.5时,用式(1)计算得到耐火极限值为195 min,依然满足120 min耐火极限的要求。此外龙骨间距和开孔排数对耐火极限影响不大,可根据实际使用要求来确定。

3.2.2180 min耐火极限

根据提出的抗火构造设计思路,对耐火极限为180 min的组合墙具体形式和构造措施进行细化,其荷载水平、墙板高厚比和加劲肋的设计与120 min耐火极限相同。

在进行被覆厚度设计时,岩棉厚度取100 mm,选取石膏板为覆面板材,受火侧和背火侧均覆盖一层,厚度为10 mm,即可满足180 min耐火极限要求。当轴压比均为0.5时,可通过增加受火面石膏板层数或者将覆面板材更换为玻镁板来满足180 min耐火极限的要求,同样也可适当增加岩棉厚度。