程 赟 石永久 王文昊 班慧勇 余香林

(土木工程安全與耐久教育部重點實驗室，清華大學(xué)土木工程系,北京 100084)

0 概 述

20世紀(jì)80年代以來，采用耐火鋼提高鋼結(jié)構(gòu)和組合結(jié)構(gòu)抗火性能的思路逐漸得到重視，新日本制鐵、武鋼集團(tuán)、舞陽鋼鐵以及首鋼集團(tuán)相繼開發(fā)出不同牌號的耐火鋼材，使組合梁少防火涂裝甚至無涂裝化成為可能。同時由于閉口壓型鋼板組合樓板抗火性能優(yōu)異，近年來在多高層建筑中得到廣泛應(yīng)用。因此采用耐火鋼、閉口壓型鋼板提升組合梁抗火性能成為一種新的抗火設(shè)計方法。

目前國內(nèi)關(guān)于鋼-混凝土組合梁抗火性能的研究主要集中于普通結(jié)構(gòu)鋼領(lǐng)域。周宏宇對3根簡支普通結(jié)構(gòu)鋼-混凝土組合梁開展抗火試驗研究，并通過有限元參數(shù)化分析得出簡支組合梁溫度場、高溫下承載力簡化計算方法[1]；毛小勇等運用ANSYS有限元軟件對標(biāo)準(zhǔn)升溫下輕型鋼-混凝土組合梁抗火性能進(jìn)行計算，總結(jié)影響輕型鋼-混凝土組合梁承載力折減系數(shù)的主要因素為鋼梁高度和腹板厚度[2]；李國強(qiáng)等通過理論分析，推導(dǎo)出了考慮結(jié)構(gòu)整體性的平板式鋼-混凝土組合梁火災(zāi)下極限承載力計算方法[3]；蔣翔等就2根平板式耐火鋼-混凝土組合梁開展抗火試驗研究，并通過有限元分析得出該型組合梁耐火極限、高溫下承載力簡化計算方法[4]；王文昊等首次提出采用耐火耐候鋼、閉口壓型鋼構(gòu)成組合梁，并通過試驗得出該高性能耐火耐候鋼-混凝土組合梁標(biāo)準(zhǔn)升溫下抗火性能優(yōu)良的結(jié)論[5]。

可見關(guān)于組合梁抗火性能研究正在從普通鋼、開口壓型鋼板組合梁向著耐火鋼、閉口壓型鋼板組合梁發(fā)展。文獻(xiàn)[5]中典型的高性能耐火耐候鋼-混凝土組合梁剖面如圖1所示，其中鋼梁、閉口壓型鋼板采用WGJ耐火耐候鋼制成，栓釘采用與鋼梁同強(qiáng)度等級的普通鋼制成，鋼筋采用HRB335級別φ8@150×150布置。同時該高性能組合梁分兩種截面布置形式，分別為壓型鋼板平行于鋼梁的板肋平行式構(gòu)件和壓型鋼板垂直于鋼梁的板肋垂直式構(gòu)件。為進(jìn)一步探究文獻(xiàn)[5]提出的2種高性能耐火耐候鋼-混凝土組合梁抗火性能，采用ABAQUS有限元軟件建立該型組合梁抗火性能數(shù)值分析模型，通過與試驗結(jié)果對比驗證計算模型準(zhǔn)確性，并分析總結(jié)鋼梁尺寸、材料熱膨脹系數(shù)等參數(shù)對該型組合梁抗火性能影響大小，最后通過參數(shù)化分析提出標(biāo)準(zhǔn)升溫下該型組合梁修正的承載力計算方法。

圖1 文獻(xiàn)[5]高性能耐火耐候鋼-混凝土組合梁試件剖面 mmFig.1 The cross section of high-performance fire-resistant and weathering steel-concrete composite beams in literature [5]

1 高溫下材料性能參數(shù)選取

1.1 混凝土高溫性能參數(shù)選取

1.1.1混凝土高溫?zé)峁ば阅?/p>

研究對象采用普通商品混凝土澆筑而成，因此選取GB 51249—2017《建筑鋼結(jié)構(gòu)防火技術(shù)規(guī)范》[6]條文說明推薦計算式計算高溫比熱容。為考慮混凝土水分蒸發(fā)帶來的影響，參考Eurocode 4[7]第3.3.2條第8點建議，在115 ℃處設(shè)置比熱容峰值，選取3%質(zhì)量含水率下比熱容峰值作為代表值，在100～115 ℃、115～200 ℃間按線性插值計算：

(1)

式中：Cc為混凝土的比熱容，J/(kg·℃)；Tc為混凝土溫度，℃。

混凝土導(dǎo)熱系數(shù)選取GB 51249—2017[6]推薦的上限值，按式 (2)計算：

(2)

式中：λc為混凝土的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·℃)。

混凝土線膨脹系數(shù)與混凝土骨料類型、骨料用量、混凝土含水率等因素有關(guān)[8]。試驗結(jié)果表明溫度高于700 ℃時混凝土線膨脹系數(shù)會出現(xiàn)突然下降的現(xiàn)象。但考慮到在數(shù)值計算中混凝土線膨脹系數(shù)驟變往往會引發(fā)數(shù)值不穩(wěn)定，因此為提升有限元計算穩(wěn)定性選取Lie等推薦的算式[9](3)計算：

αc=(0.008Tc+6)×10-6

(3)

式中：αc為混凝土線膨脹系數(shù)，m/(m·℃)。

1.1.2混凝土高溫力學(xué)性能

混凝土溫度超過100 ℃后，其軸心抗壓強(qiáng)度會逐漸下降，參考Eurocode 4[7]建議，對硅酸鹽混凝土高溫下材料抗壓強(qiáng)度折減系數(shù)按Eurocode 4正文3.2.2條表3.3進(jìn)行選取。

當(dāng)前的技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)在計算組合梁承載力時一般不考慮混凝土抗拉性能的影響，數(shù)值計算中采用過鎮(zhèn)海研究成果[10]對高溫下混凝土軸心抗拉性能進(jìn)行模擬，相應(yīng)計算式如下：

(4)

混凝土受拉軟化采用斷裂能的方法定義，參考國際混凝土聯(lián)合會(fib)標(biāo)準(zhǔn)(MC 2010)[11]計算如下：

(5)

混凝土高溫下受壓本構(gòu)模型采用Eurocode 4[7]附錄B推薦算式計算，其中混凝土受壓軟化采用附錄B給出的線性軟化模型。

1.1.3混凝土其他有關(guān)參數(shù)

考慮到混凝土密度、泊松比等參數(shù)對構(gòu)件高溫力學(xué)性能影響相對較小，為簡化計算選取2 300 kg/m3、0.2作為混凝土高溫下密度和泊松比的代表值。

1.2 結(jié)構(gòu)鋼材高溫性能參數(shù)選取

1.2.1結(jié)構(gòu)鋼材高溫?zé)峁ば阅?/p>

研究對象鋼筋采用HRB335級別普通鋼制成。普通結(jié)構(gòu)鋼比熱容通常隨溫度上升而緩慢上升，但在700～800 ℃，由于鋼材部分珠光體向奧氏體轉(zhuǎn)化，同時部分晶體結(jié)構(gòu)由體心立方向面心立方轉(zhuǎn)變[12]，使得在該溫度段內(nèi)鋼材因相變吸熱導(dǎo)致溫度增長速率減緩。為綜合考慮鋼材相變產(chǎn)生的影響，文獻(xiàn)[7,9]建議在約750 ℃處設(shè)置比熱容峰值點的方式簡化計算。因此，對結(jié)構(gòu)鋼高溫下比熱容采用Eurocode 4[7]第3.3.1條建議算式計算。

結(jié)構(gòu)鋼材熱傳導(dǎo)系數(shù)隨溫度上升而逐漸降低，通常認(rèn)為當(dāng)溫度高于800 ℃時趨于穩(wěn)定，對結(jié)構(gòu)鋼材高溫下熱傳導(dǎo)系數(shù)采用GB 51249—2017[6]建議方法計算：

(6)

式中：λs為結(jié)構(gòu)鋼的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·℃)；Ts為結(jié)構(gòu)鋼溫度，℃。

結(jié)構(gòu)鋼材高溫?zé)崤蛎浵禂?shù)αs對溫度作用下構(gòu)件撓度發(fā)展影響較大，Eurocode 4[7]中指出當(dāng)溫度在750～860 ℃時，由于結(jié)構(gòu)鋼相變導(dǎo)致鋼材在該溫度范圍內(nèi)出現(xiàn)熱伸長小于等于零的現(xiàn)象，此時結(jié)構(gòu)鋼熱膨脹系數(shù)趨近于零。因熱膨脹系數(shù)劇烈波動容易導(dǎo)致數(shù)值計算困難，在GB 51249—2017[6]條文說明第5.1.1條第2點的基礎(chǔ)上，對750～860 ℃范圍內(nèi)結(jié)構(gòu)鋼材熱膨脹系數(shù)做線性內(nèi)插，采用此方法計算的構(gòu)件撓度將偏于安全：

(7)

式中：αs為結(jié)構(gòu)鋼的線膨脹系數(shù)，m/(m·℃)。

1.2.2結(jié)構(gòu)鋼材高溫力學(xué)性能

當(dāng)溫度超過300 ℃時，鋼材抗拉強(qiáng)度、彈性模量均有所下降，參考GB 51249—2017[6]第5.1.2、5.1.3條建議選取結(jié)構(gòu)鋼材高溫抗拉強(qiáng)度折減系數(shù)ηsT、彈性模量折減系數(shù)χsT計算式。

結(jié)構(gòu)鋼材高溫應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系尚無統(tǒng)一模型，目前常用的Eurocode 4[7]、文獻(xiàn)[9,13]推薦的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系中均能夠考慮高溫下材料非線性的影響。但考慮到組合梁標(biāo)準(zhǔn)升溫下?lián)隙容^大，通常都將進(jìn)入屈服平臺段，故計算中采用理想彈塑性模型簡化考慮，采用該方法計算結(jié)果將偏于安全。

1.2.3結(jié)構(gòu)鋼材其他有關(guān)參數(shù)

試驗結(jié)果表明：高溫下結(jié)構(gòu)鋼材泊松比隨溫度上升而略微增加[12]，但當(dāng)溫度低于1 200 ℃時穩(wěn)定分布在0.3附近。因此參考文獻(xiàn)[12]建議，選取0.3作為結(jié)構(gòu)鋼材高溫泊松比代表值進(jìn)行計算。

1.3 耐火耐候鋼高溫性能參數(shù)選取

1.3.1耐火耐候鋼高溫?zé)峁ば阅?/p>

由于目前關(guān)于耐火耐候鋼高溫?zé)峁ば阅苎芯枯^少，且試驗結(jié)果表明本文研究對象所采用的WGJ耐火耐候鋼高溫下熱膨脹系數(shù)與GB 51249—2017[6]條文說明第5.1.1條算式結(jié)果相近，因此計算中仍然采用結(jié)構(gòu)鋼材高溫?zé)峁?shù)進(jìn)行計算，相應(yīng)計算式見第1.2節(jié)。

1.3.2耐火耐候鋼中厚鋼板高溫力學(xué)性能

吳一然進(jìn)行了30個8 mm厚WGJ耐火耐候鋼試樣高溫拉伸試驗，擬合得到了該型鋼材厚鋼板高溫下名義屈服強(qiáng)度折減系數(shù)η0.2,sT、彈性模量折減系數(shù)χsT以及應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系[14]。因吳一然研究鋼材與文獻(xiàn)[5]所用材料為同一批，因此，選取吳一然研究成果計算耐火耐候鋼梁力學(xué)性能，其中名義屈服強(qiáng)度折減系數(shù)η0.2,sT、彈性模量折減系數(shù)χsT以及應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系計算算式分別如式(8)所示：

(8a)

(8b)

(8c)

式中：f0.2為耐火鋼0.2%名義屈服強(qiáng)度，MPa；n為材料相關(guān)常數(shù)，按表1取值。

表1 不同溫度下式(8c)中n取值Table 1 The value of n at different temperatures in formula (8c)

1.3.3耐火耐候鋼薄鋼板高溫力學(xué)性能

Yu等針對文獻(xiàn)[5]中壓型鋼板采用的薄鋼板開展材料性能試驗，共計完成了33個1.2 mm厚WGJ耐火耐候鋼薄鋼板試樣高溫拉伸試驗，得到該型鋼材薄鋼板高溫下名義屈服強(qiáng)度折減系數(shù)η0.2,sT、彈性模量折減系數(shù)χsT以及應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系[15]。因此計算中選取余香林研究成果進(jìn)行耐火耐候鋼閉口壓型鋼板力學(xué)性能計算。

1.4 栓釘剪切滑移參數(shù)選取

由于研究參考對象中栓釘采用普通鋼材制成[5]，因此栓釘常溫下抗剪承載力參考我國GB 50017—2017《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》[16]第14.3.1條進(jìn)行計算，對于閉口壓型鋼板平行、垂直于鋼梁的構(gòu)件栓釘抗剪承載力折減目前尚缺少研究，計算中暫按照GB 50017—2017第14.3.1條進(jìn)行選取，其計算結(jié)果將偏于安全。

— T12試驗[5]；— T12計算；— T13試驗[5]；— T13計算；— C點試驗[5]；— C點計算。圖6 構(gòu)件CB-3混凝土測點溫度-時間曲線Fig.6 Curves of temperature and fire exposure time at the measured point of member CB-3

常溫下栓釘剪切滑移本構(gòu)參考Ollgaard關(guān)于普通混凝土中普通鋼材栓釘剪切滑移擬合曲線計算[17]，相應(yīng)算式如式(9)：

(9)

式中：Δ為栓釘剪切滑移位移，mm；Qu為栓釘最大抗剪承載力，kN；Q為栓釘實際剪切力，kN。

由于目前尚缺乏對閉口壓型鋼板組合樓板高溫下栓釘抗剪承載力折減與高溫剪切滑移性能的研究，參考Eurocode 4[7]中第4.3.4.2.5條建議算式進(jìn)行計算，同時認(rèn)為栓釘高溫下剪切滑移本構(gòu)與常溫下相同，仍采用式 (9)計算。

2 數(shù)值模型建立

2.1 溫度場計算模型

采用ABAQUS有限元軟件建立耐火耐候鋼-混凝土組合梁非線性有限元數(shù)值計算模型。由于鋼梁、閉口壓型鋼板材料厚度較小，因此計算策略上采用將鋼材與混凝土分開計算的模式，鋼梁、閉口壓型鋼板溫度場采用試驗實測值直接輸入，混凝土樓板溫度場則采用對流、輻射等邊界條件通過熱分析計算得到。

基本參數(shù)上，絕對零度取-273.15 ℃，Stefan-Boltzmann常數(shù)取5.67×10-8W/(m2·K4)，計算起始溫度按照試驗實際溫度選取?；炷翗前?、耐火耐候鋼鋼梁采用三維實體單元DC3D8建立；閉口壓型鋼板采用殼單元DS4建立；鋼筋采用二維桁架單元DC1D2建立。

約束方面，鋼筋與混凝土樓板間采用綁定約束連接；鋼梁上翼緣頂面與混凝土樓板底面采用綁定約束連接。由于采用將鋼材與混凝土分開計算溫度場的模式，因此閉口壓型鋼板與混凝土樓板間不采用任何約束。

邊界條件上組合梁三面受火，由于鋼材溫度直接輸入，因此僅考慮組合樓板底面受火，參考文獻(xiàn)[18-20]研究成果取混凝土背火面對流換熱系數(shù)10 W/(m2·℃)；混凝土底面對流換熱系數(shù)25 W/(m2·℃)，混凝土閉口部分因不直接受火取對流換熱系數(shù)1 W/(m2·℃)；受火面綜合輻射發(fā)射率取0.4。

2.2 熱力耦合計算模型

2.2.1模型基本參數(shù)

熱力耦合計算模型中，混凝土本構(gòu)采用ABAQUS塑性損傷模型，剪脹角取30°，流動偏心率取0.1，雙軸受壓與單軸受壓應(yīng)力比取1.16，不變量應(yīng)力比k取0.667，黏滯系數(shù)取0.005?；炷猎跇?biāo)準(zhǔn)升溫下不考慮受壓、受拉損傷，同時受拉軟化采用應(yīng)變能GFI定義，相應(yīng)計算如式 (5)所示?；炷翗前?、耐火耐候鋼鋼梁采用實體單元C3D8R建立；閉口壓型鋼板采用殼單元S4R建立；鋼筋采用僅受拉的桁架單元T3D2建立；栓釘采用連接單元CONN3D2建立，其中連接單元約束轉(zhuǎn)動和兩向位移自由度，僅考慮沿鋼梁軸向滑移。

2.2.2約束條件

對于閉口壓型鋼板平行于鋼梁的構(gòu)件，鋼筋采用內(nèi)嵌約束與混凝土樓板連接；閉口壓型鋼板與混凝土樓板底面采用綁定約束；鋼梁與樓板采用連接單元連接，其剪切滑移曲線按本文第1.4節(jié)選取，兩者法向接觸設(shè)置為硬接觸，切向摩擦系數(shù)取0.3。

對于閉口壓型鋼板垂直于鋼梁的構(gòu)件，考慮到兩塊鋼板搭接處能夠產(chǎn)生轉(zhuǎn)動且壓型鋼板對承載力貢獻(xiàn)較小，因此在鋼板搭接處不與混凝土約束，僅在未搭接部分與混凝土樓板采用綁定約束；其余約束條件與閉口壓型鋼板平行于鋼梁的構(gòu)件相同。

3 數(shù)值模型驗證

3.1 普通鋼-混凝土組合梁

選取文獻(xiàn)[21]中開口壓型鋼板板肋與鋼梁垂直的普通結(jié)構(gòu)鋼-混凝土組合梁構(gòu)件SB-2進(jìn)行抗火性能計算，得到的凹肋、凸肋測點處混凝土溫度與試驗結(jié)果對比如圖2所示，得到的構(gòu)件SB-2跨中撓度-受火時間曲線如圖3所示。可見模型計算溫度場較試驗結(jié)果略微偏高，但分布于合理范圍內(nèi)；同時計算得到的組合梁撓度與試驗結(jié)果較為吻合。因此該模型能夠較好反映開口壓型鋼板板肋與混凝土垂直的鋼-混凝土組合梁在標(biāo)準(zhǔn)升溫下的力學(xué)行為。

a—凹肋截面；b—凸肋截面?！?P6試驗[21]；— P6計算；— P7試驗[21]；— P7計算；— P8試驗[21]；— P8計算。圖2 模型計算混凝土測點溫度-時間曲線與文獻(xiàn)[21]試驗曲線對比Fig.2 Comparisons of curves for temperature and fire exposuretime between from the measured poinlts of concrete in the calculated model and by the test from literature [21]

SB-2試驗[21]；模型計算。圖3 構(gòu)件SB-2跨中撓度發(fā)展Fig.3 Deflection development at the midspan of member SB-2

3.2 耐火耐候鋼-混凝土組合梁

選取文獻(xiàn)[5]中耐火耐候鋼-混凝土組合梁構(gòu)件CB-1、CB-2、CB-3進(jìn)行抗火性能計算，得到構(gòu)件CB-1、CB-2混凝土樓板測點溫度與試驗結(jié)果對比如圖4所示，構(gòu)件CB-1、CB-2跨中撓度-受火時間曲線如圖5所示?？梢娪嬎闼没炷翜囟葓?、組合梁撓度發(fā)展與試驗結(jié)果符合良好，采用該有限元模型能夠較好反映該耐火耐候鋼-混凝土組合梁標(biāo)準(zhǔn)升溫下的力學(xué)性能。

a—構(gòu)件CB-1；b—構(gòu)件CB-2?！?T12試驗[5]；— T12計算；— T13試驗[5]；— T13計算；— C點試驗[5]；— C點計算。圖4 模型計算混凝土測點溫度-時間曲線與文獻(xiàn)[5]試驗曲線對比Fig.4 Comparisons of curves for temperature and fire exposure time between from the measured points of concrete in the calculated model and by the test from literature [5]

CB-1試驗[5]；CB-1計算;CB-2試驗[5]；CB-2計算。圖5 構(gòu)件CB-1、CB-2跨中撓度發(fā)展Fig.5 Deflection development at the midspan of members CB-1 and CB-2

構(gòu)件CB-3混凝土樓板測點處溫度與試驗結(jié)果對比如圖6所示，構(gòu)件CB-3跨中撓度-受火時間曲線如圖7所示?？梢娪嬎闼脺囟葓鼋Y(jié)果與試驗符合較好，但計算所得撓度發(fā)展與試驗結(jié)果偏差較大，計算所得構(gòu)件耐火極限偏差超過20%，其原因可能是試驗鋼梁高溫下名義屈服強(qiáng)度折減系數(shù)ηf0.2、彈性模量折減系數(shù)χEs與計算選取高溫力學(xué)性能參數(shù)存在一定差異所致。

CB-3試驗[5]；CB-3計算。圖7 構(gòu)件CB-3跨中撓度發(fā)展Fig.7 Curves of deflection development at the midspan of member CB-3

4 耐火極限影響因素

基于以上數(shù)值分析模型，對影響高性能耐火耐候鋼-混凝土組合梁抗火性能主要參數(shù)進(jìn)行參數(shù)化分析，考慮鋼梁截面參數(shù)、混凝土熱膨脹系數(shù)、鋼梁熱膨脹系數(shù)、荷載比、混凝土強(qiáng)度等參數(shù)影響，各參數(shù)變化如表2所示。

表2 參數(shù)化分析中參數(shù)名稱和變化范圍Table 2 The names and ranges of parameters in parametric study

計算所得材料熱膨脹系數(shù)對該型耐火耐候鋼-混凝土組合梁抗火極限影響如圖8所示，其中組合梁達(dá)到耐火極限判斷標(biāo)準(zhǔn)參考GB/T 9978.1—2008《建筑構(gòu)件耐火試驗方法 第1部分：通用要求》[22]第10.2.1條，選取撓度達(dá)到L2/(400d)時的受火時間作為構(gòu)件耐火極限。可見當(dāng)組合梁截面、材料參數(shù)不變時，改變鋼梁熱膨脹系數(shù)對耐火耐候鋼-混凝土組合梁耐火極限影響較大，其影響最大可達(dá)54.8%，且鋼梁熱膨脹系數(shù)越大，組合梁撓度越大；改變混凝土熱膨脹系數(shù)對該型組合梁耐火極限影響較小，其波動小于3%。此外，鋼梁截面高度、組合樓板厚度和荷載比均是影響高性能耐火耐候鋼-混凝土組合梁抗火性能的主要因素，而閉口壓型鋼板厚度僅對板肋平行式構(gòu)件有一定影響。

混凝土[9]+鋼[7]；混凝土[9]+鋼[9]；混凝土[9]+鋼[6]；混凝土[7]+鋼[7]。圖8 材料熱膨脹系數(shù)對耐火極限影響Fig.8 Influence of thermal expansion coefficients on the duration of fire resistance

5 高性能耐火耐候鋼-混凝土簡支組合梁抗火設(shè)計方法

GB 51249—2017在鋼-混凝土組合梁抗火性能設(shè)計上主要采用承載力法進(jìn)行計算，該方法仍然采用平截面假定，認(rèn)為高溫下組合梁上下翼緣均能夠發(fā)展全截面塑性，同時不考慮壓型鋼板對組合梁高溫下承載力的貢獻(xiàn)。

通過前面的參數(shù)化分析能夠獲取不同截面參數(shù)組合下高性能耐火耐候鋼-混凝土組合梁標(biāo)準(zhǔn)升溫下的承載力和破壞時鋼梁溫度?，F(xiàn)定義組合梁正截面抗彎承載力調(diào)整系數(shù)η如下：

(10)

以鋼梁下翼緣溫度為橫軸，組合梁正截面抗彎承載力調(diào)整系數(shù)為縱軸，分別繪制板肋平行式構(gòu)件和板肋垂直式構(gòu)件調(diào)整系數(shù)分布如圖9、圖10所示。

簡化曲線。圖9 板肋平行式構(gòu)件正截面承載力調(diào)整系數(shù)隨下翼緣溫度分布Fig.9 Distribution for adjustment coefficients of normal section bearing capacity for members with profiled sheet ribs parallel to beams according to temperature of bottom flanges

簡化曲線。圖10 板肋垂直式構(gòu)件正截面承載力調(diào)整系數(shù)隨下翼緣溫度分布Fig.10 Distribution for adjustment coefficients of normal section bearing capacity members with profiled sheet ribs vertical to beams according to temperature of bottom flanges

對于板肋平行式構(gòu)件，當(dāng)鋼梁下翼緣溫度低于700 ℃時，構(gòu)件正截面抗彎承載力調(diào)整系數(shù)普遍低于1.0趨近0.8。這主要是由于GB 51249—2017所采用的承載力法中未能考慮構(gòu)件火災(zāi)下時程影響，進(jìn)而認(rèn)為鋼梁能夠全截面發(fā)展塑性所致。但在標(biāo)準(zhǔn)升溫下，由于組合梁處于瞬態(tài)環(huán)境中，鋼梁上翼緣往往無法完全發(fā)展塑性，即組合梁破壞時鋼梁上翼緣往往未能達(dá)到全截面屈服狀態(tài)，因此采用鋼梁全截面塑性的假定會顯著高估組合梁的正截面抗彎承載力，這一現(xiàn)象對強(qiáng)度越高的鋼材表現(xiàn)越明顯。

而當(dāng)鋼梁溫度高于750 ℃時，構(gòu)件正截面抗彎承載力調(diào)整系數(shù)均高于1.0。這主要是因為閉口壓型鋼板存在熱屏蔽作用使壓型鋼板內(nèi)部溫度較低，在鋼梁溫度較高時也能貢獻(xiàn)一定的抗彎承載力。

對于板肋垂直式構(gòu)件，當(dāng)鋼梁下翼緣溫度低于700 ℃時出現(xiàn)和板肋平行式構(gòu)件類似現(xiàn)象，其原因與板肋平行式構(gòu)件相同。但當(dāng)下翼緣溫度高于800 ℃時構(gòu)件正截面抗彎承載力調(diào)整系數(shù)高于1.0現(xiàn)象不明顯，這主要是因為板肋垂直式構(gòu)件中壓型鋼板垂直于鋼梁搭扣而成，在組合梁受彎時搭扣位置對拉力傳遞有限，進(jìn)而對抗彎承載力貢獻(xiàn)較小。

(11a)

(11b)

式中：T為鋼梁下翼緣溫度,℃。

將修正的承載力法計算所得不同構(gòu)件承載力與數(shù)值模型計算承載力對比繪制如圖11所示，可見修正的承載力計算方法所得結(jié)果較數(shù)值模型計算結(jié)果均偏于安全，且最大誤差分布于10%附近?？梢哉J(rèn)為所提出的修正承載力計算方法能夠較好預(yù)測高性能耐火耐候鋼-混凝土組合梁在標(biāo)準(zhǔn)升溫下的承載力，采用該方法設(shè)計將偏于安全。

----0誤差線；-----10%誤差線。圖11 修正方法計算承載力與數(shù)值模型結(jié)果對比Fig.11 Comparisons of the bearing capacity calculated by the modified design method with those by the numerical model

值得說明的是:以上簡化方法僅適用于無防火涂料保護(hù)情況下，采用Q420強(qiáng)度等級WGJ高性能耐火耐候鋼梁、耐火耐候鋼閉口壓型鋼板組合而成的簡支組合梁抗火性能計算。設(shè)計中對耐火耐候鋼力學(xué)性能折減建議采用吳一然研究成果[14]，若采用GB 51249—2017中耐火鋼材料力學(xué)性能折減系數(shù)進(jìn)行計算，所得結(jié)果將更偏于安全。

6 結(jié)束語

1)選取合理的材料高溫?zé)峁ぁ⒘W(xué)性能參數(shù)，采用ABAQUS通用有限元軟件建立了高性能耐火耐候鋼-混凝土組合梁抗火性能分析模型，并通過有關(guān)試驗驗證了模型的準(zhǔn)確性。

2)通過改變鋼梁截面尺寸、鋼材牌號、混凝土強(qiáng)度等級、材料熱膨脹系數(shù)等參數(shù)，分析得到鋼梁高度、組合樓板厚度、荷載比、鋼材熱膨脹系數(shù)是影響高性能耐火耐候鋼-混凝土簡支組合梁耐火極限的主要因素，而閉口壓型鋼板厚度僅對板肋平行式構(gòu)件影響較大。

3)GB 51249—2017承載力法未能考慮標(biāo)準(zhǔn)升溫下時程對鋼梁塑性發(fā)展的影響，當(dāng)鋼梁整體溫度較低時，鋼梁上翼緣塑性往往未能完全發(fā)展，此時采用規(guī)范方法設(shè)計將偏于不安全。

4)通過對比數(shù)值模型計算標(biāo)準(zhǔn)升溫下組合梁承載力與GB 51249—2017中承載力法所得結(jié)果差異并分析原因，提出了標(biāo)準(zhǔn)升溫下無防火涂料保護(hù)的高性能耐火耐候鋼-混凝土簡支組合梁修正承載力計算方法，采用該方法計算所得承載力將偏于安全。