蔣 翔, 童根樹, 張 磊

(浙江大學(xué) 建筑工程學(xué)院,浙江 杭州,310058)

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耐火鋼-混凝土組合梁抗火性能試驗(yàn)

蔣 翔, 童根樹, 張 磊

(浙江大學(xué) 建筑工程學(xué)院,浙江 杭州,310058)

進(jìn)行2個(gè)防火涂料厚度不同的耐火鋼-混凝土組合梁試件，以及1個(gè)同等條件下的普通鋼-混凝土組合梁試件作為對(duì)照組的抗火試驗(yàn).測量爐溫、組合梁沿截面高度不同測點(diǎn)的溫度、組合梁跨中豎向撓度.試驗(yàn)結(jié)果表明：可取跨中撓度達(dá)到梁跨的1/30作為簡支耐火鋼-混凝土組合梁達(dá)到耐火極限狀態(tài)的界限.防火涂料厚度為15 mm的耐火鋼-混凝土組合梁耐火極限時(shí)間為93 min，比相同條件下的普通鋼-混凝土組合梁耐火極限時(shí)間64 min提高了45.3%；當(dāng)防火涂料厚度為25 mm時(shí)，耐火鋼-混凝土組合梁的耐火極限時(shí)間為132 min，超過中國規(guī)范(GB50016：2014)中梁一級(jí)防火的要求.在一定的火災(zāi)和荷載等條件下，采用相同強(qiáng)度等級(jí)耐火鋼的鋼-混凝土組合梁具有更好的抗火性能，可減小建筑物的防火涂層厚度.

耐火鋼；組合梁；抗火試驗(yàn)；抗火性能

鋼-混凝土組合梁主要通過在鋼梁和混凝土翼緣板之間設(shè)置抗剪連接鍵傳遞混凝土板和鋼梁之間的剪力,抵抗兩者在交界面處的掀起及相對(duì)滑移,使之成為一個(gè)整體而共同工作[1].它具有截面高度小、自重輕、承載力高、塑性和韌性好、抗震性能好等優(yōu)點(diǎn),廣泛應(yīng)用于高層建筑結(jié)構(gòu)和橋梁結(jié)構(gòu)中.王衛(wèi)永等[2]綜述了鋼-混凝土組合梁抗火性能研究,發(fā)現(xiàn)目前關(guān)于組合梁的抗火研究成果相對(duì)較少,尤其是試驗(yàn)數(shù)量和試件類型更少.已有研究表明,由于混凝土板的吸熱作用,組合梁中鋼梁溫度明顯低于無混凝土?xí)r的裸露鋼構(gòu)件的溫度,因此和鋼梁相比,組合梁可大大改善梁的抗火性能[3],但仍需涂防火涂料等防火保護(hù)措施.

耐火鋼室溫力學(xué)性能及其他質(zhì)量指標(biāo)均滿足普通建筑用鋼的使用標(biāo)準(zhǔn),且600 ℃時(shí)的屈服強(qiáng)度高于室溫屈服強(qiáng)度的2/3,彈性模量在700 ℃時(shí)仍能保持室溫時(shí)的75%以上[4].耐火鋼的應(yīng)用,顯著減少建筑物的防火涂層厚度,使不用防火涂層的建筑成為可能.根據(jù)日本文獻(xiàn)資料介紹,耐火鋼比普通鋼可節(jié)約1/2～2/3的防火涂料[5].國內(nèi)王澤林等[6]對(duì)鞍鋼開發(fā)的490 MPa級(jí)耐火鋼進(jìn)行純鋼梁耐火極限試驗(yàn),結(jié)果表明達(dá)到梁一級(jí)耐火極限要求時(shí)耐火鋼梁的厚型涂料用量比普通Q345鋼節(jié)省了50%.

耐火鋼在日本、韓國及歐美國家已經(jīng)獲得廣泛的應(yīng)用,尤其是在日本應(yīng)用最廣泛[5].日本新日鐵鋼鐵公司開發(fā)了耐火鋼SM490-FR[7～8],Sakumoto等[9～12]對(duì)該耐火鋼的高溫材性以及構(gòu)件的抗火性能進(jìn)行了試驗(yàn)和理論研究.國內(nèi)耐火鋼研究起步較晚,但發(fā)展迅速,馬鋼、武鋼、鞍鋼等都相繼開發(fā)了高強(qiáng)度耐火耐候鋼并運(yùn)用到實(shí)際工程[5].李國強(qiáng)等[13]對(duì)耐火鋼構(gòu)件抗火性能進(jìn)行參數(shù)分析,提出耐火鋼構(gòu)件耐火極限的實(shí)用計(jì)算方法.蔣首超等[14～15]對(duì)馬鋼耐火鋼高溫下材料性能進(jìn)行試驗(yàn)研究,回歸分析試驗(yàn)結(jié)果擬合得到了馬鋼耐火鋼高溫材性指標(biāo)的計(jì)算模型,并進(jìn)行了馬鋼耐火鋼柱的抗火試驗(yàn)與設(shè)計(jì)驗(yàn)算.劉逸祥等[16]應(yīng)用數(shù)值方法對(duì)耐火鋼圓鋼管混凝土柱耐火極限和承載力進(jìn)行研究.但目前還未曾有針對(duì)耐火鋼-混凝土組合梁抗火性能方面的研究.

本文進(jìn)行了3個(gè)鋼-混凝土組合梁試件的抗火試驗(yàn).1個(gè)為普通鋼-混凝土組合梁試件,用來對(duì)照；2個(gè)防火涂料厚度不同的耐火鋼-混凝土組合梁試件.試驗(yàn)研究了耐火鋼-混凝土組合梁的抗火性能以及防火涂料厚度對(duì)其抗火性能的影響,并和同等條件下的普通鋼-混凝土組合梁進(jìn)行比較.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件概況

根據(jù)建筑設(shè)計(jì)防火規(guī)范以及構(gòu)件耐火試驗(yàn)方法[17-18],本次試驗(yàn)共設(shè)計(jì)制作了3個(gè)鋼-混凝土組合梁試件,其中1個(gè)普通鋼-混凝土組合梁試件(L0)用來對(duì)照,2個(gè)耐火鋼-混凝土組合梁試件(L1、L2).試件主要材料參數(shù)為：鋼梁耐火鋼為舞陽鋼鐵生產(chǎn)的Q345-FR,屈服強(qiáng)度423 MPa,極限強(qiáng)度603 MPa,初始彈性模量為2.03×105MPa；普通鋼為Q345B,屈服強(qiáng)度393 MPa,極限強(qiáng)度534 MPa,初始彈性模量為2.05×105MPa.混凝土采用商品混凝土,強(qiáng)度等級(jí)C40,試驗(yàn)時(shí)齡期為73 d,立方體抗壓強(qiáng)度實(shí)測值為 50.2 MPa.防火涂料為非膨脹型厚型鋼結(jié)構(gòu)防火涂料,密度為400 kg/m3,熱容1 000 kJ/(kg·℃),導(dǎo)熱系數(shù)0.113 W/(m·K),其中L0和L1防火涂料厚度為15 mm,L2防火涂料厚度為25 mm.

1.2 試件構(gòu)造、加載點(diǎn)及測點(diǎn)布置

混凝土樓板內(nèi)鋼筋采用直徑為8 mm的HRB400鋼筋,間距135 mm雙層雙向布置,保護(hù)層厚度20 mm；抗剪栓釘直徑18 mm,長度為80 mm,縱向間距300 mm,雙排布置；混凝土翼緣板寬1 350 mm,厚度為100 mm；鋼梁截面尺寸為400 mm×150 mm×10 mm×10 mm；組合梁兩端簡支,跨度5.1 m.采用4點(diǎn)對(duì)稱集中加載的方式加載,每個(gè)加載點(diǎn)施加的集中荷載大小為100 kN,荷載比約為0.55(本文荷載比指試驗(yàn)中千斤頂施加的外荷載在梁跨中所產(chǎn)生的彎矩與該簡支組合梁跨中承載力設(shè)計(jì)值的比值).

試件的加載點(diǎn)、位移測點(diǎn)、溫度測點(diǎn)布置如圖1和2所示.試件主要參數(shù)如表1所示.其中,hc為樓板厚度,di為涂料厚度,F為豎向集中力荷載.

圖1 加載點(diǎn)和位移測點(diǎn)布置圖Fig.1 Testing apparatus size of test specimen

圖2 截面1-1溫度測點(diǎn)編號(hào)及布置圖Fig.2 Thermocouple layout of section 1-1

試件編號(hào)hc/mmdi/mmF/kN鋼梁截面/mm鋼材類型L010015100H400×150×10×10Q345BL110015100H400×150×10×10Q345-FRL210025100H400×150×10×10Q345-FR

2 試驗(yàn)方案

試驗(yàn)在同濟(jì)大學(xué)土木工程防災(zāi)國家重點(diǎn)試驗(yàn)室的抗火試驗(yàn)室水平結(jié)構(gòu)構(gòu)件抗火試驗(yàn)爐中進(jìn)行,試驗(yàn)爐的平面尺寸為：4.5 m×3.6 m×3 m,可以進(jìn)行鋼筋混凝土梁、板,各類鋼構(gòu)件,鋼-混凝土組合構(gòu)件的抗火試驗(yàn).組合梁的集中荷載采用千斤頂來施加,其液壓加載系統(tǒng)為自動(dòng)控制,可按照預(yù)定加載模式控制加載過程,能自動(dòng)保載.在試驗(yàn)時(shí),爐內(nèi)按ISO-834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線升溫,試驗(yàn)時(shí)爐內(nèi)升溫曲線與ISO-834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線對(duì)比如圖3所示,其中,θ為爐內(nèi)溫度,t為升溫時(shí)間.從圖3中可以看出,試驗(yàn)時(shí)爐內(nèi)升溫曲線和標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線吻合很好,試驗(yàn)爐內(nèi)升溫得到良好控制.

在試驗(yàn)過程中,測量了爐內(nèi)實(shí)際升溫曲線,鋼梁、混凝土板內(nèi)部的升溫過程和組合梁的跨中豎向位移-時(shí)間關(guān)系曲線.

圖3 升溫曲線Fig.3 Temperature-time curves

試驗(yàn)采用恒載升溫的方式,試驗(yàn)前先進(jìn)行一次預(yù)加載,以使試件進(jìn)入正常的工作狀態(tài),變形和荷載的關(guān)系趨于穩(wěn)定.然后在常溫下分5級(jí)等比例加載至試驗(yàn)設(shè)計(jì)荷載(100 kN),持荷5 min后點(diǎn)火升溫,直至試件的跨中撓度達(dá)到極限變形值(支承間距的1/20),試驗(yàn)結(jié)束.

3 試驗(yàn)現(xiàn)象

3個(gè)試件均在常溫下分五級(jí)等比例加載至試驗(yàn)設(shè)計(jì)荷載后,在混凝土板的端部、鋼梁上翼緣與混凝土接觸面處并未看到細(xì)微的裂縫.高溫下試驗(yàn)現(xiàn)象如下所述.

3.1 普通鋼-混凝土組合梁(L0)試驗(yàn)現(xiàn)象

點(diǎn)火升溫時(shí)間約5 min,混凝土樓板中自由水從組合梁與試驗(yàn)爐爐蓋之間的縫隙處溢出.當(dāng)t=15 min時(shí),混凝土板表面開始有少量水分聚集,隨著試驗(yàn)的進(jìn)行逐漸增多并不斷蒸發(fā).當(dāng)t=34 min時(shí),組合梁南側(cè)混凝土板端面出現(xiàn)水平剪切裂縫,并且隨著試驗(yàn)的進(jìn)行不斷延伸和擴(kuò)展,當(dāng)t=36 min時(shí)，北側(cè)混凝土板端面出現(xiàn)垂直板底的豎向裂縫,但裂縫較小直到試驗(yàn)結(jié)束沒有太大擴(kuò)展.當(dāng)t=39 min時(shí),混凝土板表面水分蒸發(fā)形成明顯水漬又轉(zhuǎn)而變淡并消失.當(dāng)t=47 min時(shí),由于混凝土內(nèi)水分大量蒸發(fā),水蒸氣來不及從混凝土中冒出,在混凝土封閉孔隙中積聚的水蒸氣產(chǎn)生高壓,使混凝土爆裂,并伴有輕微的“爆裂”聲.當(dāng)試驗(yàn)進(jìn)行到當(dāng)t=64 min時(shí),跨中豎向位移達(dá)到跨度的1/30,豎向變形速率迅速增大,組合梁跨中向下位移過大導(dǎo)致組合梁混凝土樓板與試驗(yàn)爐蓋板之間出現(xiàn)縫隙,試驗(yàn)爐內(nèi)火和高溫空氣會(huì)溢出,未免造成意外,停止高溫加載試驗(yàn).

試驗(yàn)后,觀察發(fā)現(xiàn)跨中鋼梁的防火涂層空鼓開裂但是沒有剝落,可黏結(jié)力已較差.試驗(yàn)中,混凝土板表面一直有水分存在,不易觀測混凝土板裂縫的出現(xiàn)情況,熄火等爐溫和組合梁的溫度冷卻到室溫時(shí),觀測到跨中混凝土板有沿著鋼梁翼緣邊緣的縱向細(xì)裂縫,沒有一條明顯的橫向貫穿組合梁跨中的壓潰主裂縫,但跨中及其附近區(qū)域可看到多條垂直于板底的受拉裂縫.試件L0的主要試驗(yàn)過程及現(xiàn)象如圖4～7所示.

圖4 放置在試驗(yàn)爐上的試件L0狀況Fig.4 Specimen L0 on furnace before test

圖5 試件L0混凝土板表面水汽彌漫Fig.5 Water vapor upon concrete slab of specimen L0

圖6 試件L0混凝土板端部裂縫Fig.6 Fractures at end of beam of specimen L0

圖7 試件L0跨中防火涂料狀況Fig.7 Fire insulation at mid-span of Specimen L0

3.2 耐火鋼-混凝土組合梁試驗(yàn)現(xiàn)象

3.2.1 耐火鋼組合梁L1 試驗(yàn)現(xiàn)象 點(diǎn)火升溫約17 min,混凝土樓板表面積水成片,隨著不斷蒸發(fā),大約36 min后,混凝土表面的水分漸漸變成水漬又轉(zhuǎn)而變淡,大約當(dāng)t=55 min時(shí),板面水分蒸干消失.在試驗(yàn)升溫約當(dāng)t=15 min時(shí),混凝土樓板北端面出現(xiàn)垂直于板底的豎向裂縫,升溫約當(dāng)t=17 min時(shí),混凝土板南端面出現(xiàn)垂直于板底的豎向裂縫,且隨著試驗(yàn)進(jìn)行逐漸擴(kuò)展.升溫約當(dāng)t=75 min后,跨中豎向撓度已超過100 mm.試驗(yàn)進(jìn)行到93 min左右時(shí),跨中豎向位移達(dá)到跨度的1/30,變形速率迅速增大,樓板與爐蓋板之間出現(xiàn)縫隙,停止高溫加載試驗(yàn),但試驗(yàn)過程中沒有聽到混凝土“爆裂”聲.

試驗(yàn)后,鋼梁跨中部分的防火涂層開裂、空鼓沒有剝落,但底面已經(jīng)喪失黏結(jié)能力,拆除試件時(shí)輕微振動(dòng)即掉落.跨中混凝土板上表面有沿著鋼梁翼緣邊緣的縱向細(xì)裂縫,沒有明顯的橫向貫穿組合梁的主壓裂縫,但跨中及其附近區(qū)域有多條垂直于板底的受拉裂縫,樓板下表面混凝土局部呈粉狀剝落.試件L1的主要試驗(yàn)過程及現(xiàn)象如圖8～11所示.

圖8 試件L1混凝土板面積水狀況Fig.8 Water upon concrete slab of specimen L1

圖9 試件L1跨中明顯豎向變形Fig.9 Vertical deflection at mid-span of specimen L1

圖10 試件L1跨中防火涂料狀況Fig.10 Fire insulation at mid-span of Specimen L1

圖11 試件L1混凝土板底面剝落狀況Fig.11 Concrete spalling at bottom of slab of specimen L1

3.2.2 耐火鋼組合梁L2 試驗(yàn)現(xiàn)象 點(diǎn)火升溫時(shí)間約28 min,混凝土樓板表面積水成片并不斷蒸發(fā),當(dāng)t=35 min后,水分漸漸變成水漬又轉(zhuǎn)而變淡,約當(dāng)t=64 min時(shí),板面水分蒸干消失.另一方面,試驗(yàn)升溫約當(dāng)t=21 min時(shí),組合梁南端鋼梁和混凝土接觸面輕微脫開,混凝土板端面出現(xiàn)垂直于板底的豎向裂縫,但裂縫較細(xì),升溫約當(dāng)t=40 min,混凝土板北側(cè)端面出現(xiàn)垂直于板底的現(xiàn)豎向裂縫.升溫約當(dāng)t=50 min,混凝土板南端部出現(xiàn)橫向剪切裂縫,并隨著試驗(yàn)的進(jìn)行逐步開展.升溫約當(dāng)t=110 min時(shí),跨中豎向撓度已超過100 mm.當(dāng)試驗(yàn)進(jìn)行到當(dāng)t=132 min時(shí),跨中豎向位移達(dá)到跨度的1/30,變形速率迅速增大,停止高溫加載試驗(yàn),L2試驗(yàn)過程中也沒有聽到混凝土“爆裂”聲.

試驗(yàn)后發(fā)現(xiàn)鋼梁跨中部分防火涂料保護(hù)層開裂、空鼓但沒有剝落,跨中混凝土板上表面有沿著鋼梁翼緣邊的緣縱向細(xì)裂縫,沒有一條明顯的橫向貫穿的壓潰主裂縫,但跨中及其附近區(qū)域可看到多條垂直于板底的受拉裂縫,混凝土樓板下表面嚴(yán)重粉狀剝落.試件L2的主要試驗(yàn)過程及現(xiàn)象如圖12～15所示.

以上3個(gè)鋼-混凝土組合梁抗火性能試驗(yàn)過程中的主要試驗(yàn)現(xiàn)象及對(duì)比如表2所示.表中t1為出現(xiàn)水蒸汽時(shí)間,t2為混凝土板積水時(shí)間,t3為發(fā)生明顯變形時(shí)間,t4為出現(xiàn)端部裂縫時(shí)間,t5為熄火時(shí)間.

圖12 試件L2混凝土板端部裂縫Fig.12 Fractures at end of beam of specimen L2

圖13 試件L2跨中明顯豎向變形Fig.13 Vertical deflection at mid-span of specimen L2

圖14 試件L2防火涂料及混凝土剝落狀況Fig.14 Fire insulation and concrete spalling of specimen L2

圖15 試件L2混凝土板底面剝落狀況Fig.15 Concrete spalling at bottom of slab of specimen L2

試件t1/mint2/mint3/mint4/mint5/minL0515573464L1517751793L261611021132

3.3 試驗(yàn)現(xiàn)象總結(jié)

組合梁在抗火試驗(yàn)過程中均是先水分溢出,在板面積聚后又蒸發(fā)變干.混凝土樓板端面均會(huì)出現(xiàn)垂直于板底的豎向裂縫.整個(gè)抗火試驗(yàn)過程中,均未發(fā)生鋼梁平面外的整體失穩(wěn),也沒有發(fā)生栓釘?shù)目辜羝茐?試驗(yàn)中未出現(xiàn)橫向貫穿組合梁混凝土板的壓潰主裂縫.3個(gè)試驗(yàn)中,梁端栓釘頂部高度位置混凝土均出現(xiàn)水平剪切裂縫,其中以普通鋼-混凝土組合梁的剪切裂縫寬度最大.構(gòu)件達(dá)到極限狀態(tài)時(shí),3個(gè)組合梁試件跨中的防火涂料保護(hù)層均出現(xiàn)空鼓、開裂卻都沒有發(fā)生剝落,但黏結(jié)力已經(jīng)很差.普通鋼-混凝土組合梁抗火試驗(yàn)過程中,聽到混凝土“爆裂”聲,但2個(gè)耐火鋼-混凝土組合梁抗火試驗(yàn)過程中均沒有,可能是由于爆裂的發(fā)生具有不確定性[19]等原因,同時(shí)混凝土配料中有粉煤灰摻和料,也改變了混凝土的抗爆裂性,而且試驗(yàn)后觀察到2個(gè)耐火鋼-混凝土組合梁混凝土板下表面混凝土呈不同程度的層狀剝落,受火時(shí)間越長剝落越厲害.

4 試驗(yàn)結(jié)果及分析

4.1 溫度結(jié)果

試驗(yàn)過程中測量的組合梁截面鋼梁和混凝土板內(nèi)相應(yīng)測點(diǎn)的溫度和按照《建筑鋼結(jié)構(gòu)防火技術(shù)規(guī)范》[20](以下簡稱規(guī)范)的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比.其中,鋼梁截面溫度的試驗(yàn)結(jié)果和按照規(guī)范[20]中有非膨脹型保護(hù)層的鋼構(gòu)件升溫計(jì)算公式(6.3節(jié)相關(guān)規(guī)定)計(jì)算的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,具體如圖16、17和18所示.其中,θs為鋼梁測點(diǎn)溫度.混凝土樓板的溫度試驗(yàn)結(jié)果和按規(guī)范[20]中提供的火災(zāi)下組合梁混凝土樓板平均溫度簡化計(jì)算方法(規(guī)范表8.3.1)的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,具體如圖19、20和21所示.其中,θc為混凝土測點(diǎn)溫度

圖16 試件L0鋼梁測點(diǎn)溫度Fig.16 Temperature development in steel beam of specimen L0

圖17 試件L1鋼梁測點(diǎn)溫度Fig.17 Temperature development in steel beam of specimen L1

圖18 試件L2鋼梁測點(diǎn)溫度Fig.18 Temperature development in steel beam of specimen L2

圖19 試件L0混凝土板測點(diǎn)溫度Fig.19 Temperature development in concrete slab of specimen L0

圖20 試件L1混凝土板測點(diǎn)溫度Fig.20 Temperature development in concrete slab of specimen L1

圖21 試件L2混凝土板測點(diǎn)溫度Fig.21 Temperature development in concrete slab of specimen L2

通過對(duì)3個(gè)試件的試驗(yàn)結(jié)果的分析并和計(jì)算結(jié)果對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)：

1)混凝土板對(duì)鋼梁截面的溫度分布影響很大.鋼梁上翼緣和混凝土板接觸,由于混凝土吸收大量熱量,鋼梁上翼緣溫度要明顯低于鋼梁其他部分的溫度,但下翼緣溫度與腹板溫度接近.

2)鋼梁對(duì)混凝土板的溫度分布也有一定的影響,鋼梁上部混凝土板升溫比下部無鋼梁的板稍慢,但影響較小.

3)混凝土板中由于水分的蒸發(fā),混凝土板升溫有延遲,水分蒸發(fā)完之前,混凝土板測點(diǎn)的升溫曲線在100 ℃附近有明顯的恒溫部分；混凝土板的升溫較慢,混凝土板的溫度要遠(yuǎn)低于鋼梁的溫度.

4)涂料厚度對(duì)鋼梁的升溫有較大影響,厚度越大,鋼梁升溫越慢.

5)對(duì)比試驗(yàn)結(jié)果和按照規(guī)范[20]的計(jì)算結(jié)果可以看到,鋼梁腹板和下翼緣的計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果吻合很好,但鋼梁上翼緣試驗(yàn)溫度值低于計(jì)算結(jié)果,主要是由于按規(guī)范[20]計(jì)算時(shí)混凝土板與鋼梁上翼緣的界面按照絕熱邊界考慮,故沒有考慮混凝土板的吸熱作用,使得計(jì)算值偏高,但偏于安全,這也表明規(guī)范[20]中組合梁截面溫度的計(jì)算方法同樣適用于耐火鋼-混凝土組合梁鋼梁截面的升溫計(jì)算.

6)混凝土樓板的升溫實(shí)測值與簡化方法計(jì)算值存在一定偏差且低于計(jì)算結(jié)果,L0、L1、L2達(dá)到耐火極限時(shí)使用簡化方法計(jì)算的樓板平均溫度與實(shí)測值分別偏差7.5%、14.4%、21.7%,受火時(shí)間越長,偏差加大,這與試驗(yàn)時(shí)混凝土含水率較大、簡化公式自身精度、試驗(yàn)時(shí)具體條件等其他影響因素有關(guān).總的來說,試驗(yàn)結(jié)果可以定性的反應(yīng)受火過程中混凝土樓板的狀況.

4.2 跨中撓度

試驗(yàn)過程中3個(gè)組合梁試件的跨中撓度-時(shí)間曲線如圖22所示.其中,uy為跨中豎向撓度.

圖22 跨中撓度-時(shí)間曲線對(duì)比Fig.22 Time-vertical deflection curves at mid-span

1)當(dāng)撓度達(dá)到梁跨的1/30時(shí),跨中混凝土樓板雖未出現(xiàn)壓潰主裂縫,但組合梁變形速率已迅速加快,且按照規(guī)范[20]計(jì)算試件撓度達(dá)到l/30時(shí)刻組合梁截面承載力,可得試件L0、L1和L2的截面極限抵抗彎矩值M0分別為277.9、275.9、287.7 kN·m,而試驗(yàn)時(shí)施加外荷載所產(chǎn)生的彎矩M=267 kN·m,試件截面抵抗彎矩值與外彎矩的偏差((M0-M)/M0×100%)分別為3.9%、3.2%、7.2%,截面抵抗彎矩略大于外荷載引起的彎矩,尚有富余,可用撓度達(dá)到梁跨的1/30作為判斷簡支耐火鋼-混凝土組合梁達(dá)到抗火極限狀態(tài)的界限.

2)荷載比為0.55,涂料厚度15 mm時(shí),標(biāo)準(zhǔn)升溫下耐火鋼-混凝土組合梁耐火極限時(shí)間為93 min,比相同條件下的普通鋼-混凝土組合梁的耐火極限時(shí)間64 min提高了45.3%,使用耐火鋼可以改善組合梁的抗火性能,提高其耐火極限.

3)當(dāng)涂料厚度25 mm時(shí),耐火鋼-混凝土組合梁的耐火極限時(shí)間為132 min,比涂料厚度為15 mm時(shí)提高了37.5%,防火涂料厚度對(duì)耐火鋼-混凝土組合梁的耐火極限有重要影響.

5 結(jié) 論

本文通過對(duì)2個(gè)耐火鋼-混凝土組合梁試件和1個(gè)普通鋼-混凝土組合梁試件在標(biāo)準(zhǔn)升溫條件下的抗火試驗(yàn)研究得出以下結(jié)論：

(1)可以用撓度達(dá)到梁跨的1/30作為判斷簡支耐火鋼-混凝土組合梁達(dá)到抗火極限狀態(tài)的界限.

(2)當(dāng)荷載比為0.55時(shí),標(biāo)準(zhǔn)升溫條件下涂料厚度15 mm的耐火鋼-混凝土組合梁耐火極限時(shí)間為93 min,達(dá)到梁二級(jí)防火要求,比相同條件下的普通鋼-混凝土組合梁的耐火極限時(shí)間64 min提高了45.3%.在一定的火災(zāi)和荷載等條件下,耐火鋼-混凝土組合梁具有更好的抗火性能.

(3)防火涂料厚度對(duì)耐火鋼-混凝土組合梁的耐火極限有著重要的影響,當(dāng)荷載比為0.55時(shí),防火涂料厚度從15 mm增加到25 mm,耐火鋼-混凝土組合梁耐火極限時(shí)間提高37.5%.

(4)使用耐火鋼,可以改善組合梁的抗火性能,減少防火涂料的用量.

本文的研究結(jié)果給耐火鋼-混凝土組合梁的抗火性能理論分析提供依據(jù),可供耐火鋼-混凝土組合梁的設(shè)計(jì)和應(yīng)用參考,為耐火鋼-混凝土組合梁的抗火設(shè)計(jì)的標(biāo)準(zhǔn)和規(guī)范的制定提供依據(jù).

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Experiments on fire-resistance performance of fire-resistant steel-concrete composite beams

JIANG Xiang, TONG Gen-shu, ZHANG Lei

(CollegeofCivilEngineeringandArchitecture,ZhejiangUniversity,Hangzhou310058,China)

Fire resistance tests were carried out on 2 fire-resistant steel-concrete composite beams (FRSCCB)with different thicknesses of fire fireproof coating, and 1 conventional structural steel-concrete composite beam(CSSCCB) under the same conditions as a control group. The furnace temperature, the temperature distribution along the composite beam sections and the mid-span deflection were measured. The test results show that the simply supported FRSCCB reaches its fire limit state when the mid-span deflection reaches 1/30 of the span. The fire-resistance time of the first set FRSCCB with 15 mm fireproof coating is 93 min and exceeds the fire-resistance time of CSSCCB which is 64 min more than 45.3%.The fire-resistance time of the FRSCCB with 25 mm fireproof coating is 132 min, which surpasses the Grade 1 beam fire-resistance requirement according to Chinese code GB50016: 2014. In conclusion, the fire-resistant steel can be used to improve the fire resistance performance of steel-concrete composite beams and to decrease the thickness of fire proof coating.

fire-resistant steel； composite beam； fire resistance performance； fire resistance behavior

2015-10-30.

國家科技支撐計(jì)劃資助項(xiàng)目(2012BAJ13B04).

蔣翔(1989—)，男，博士生，從事鋼結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性和抗火等研究. ORCID： 0000-0002-9164-3452. E-mail: civilj@zju.edu.cn

童根樹，男，教授，博導(dǎo).ORCID： 0000-0002-3985-8429. E-mail: tonggs@zju.edu.cn

10.3785/j.issn.1008-973X.2016.08.006

TU 398; TU 317

A

1008-973X(2016)08-1463-08

浙江大學(xué)學(xué)報(bào)(工學(xué)版)網(wǎng)址： www.journals.zju.edu.cn/eng