邢永輝，王衛(wèi)永，石 宇，周緒紅，徐 磊

(1.重慶大學 土木工程學院，重慶 400045；2.滑鐵盧大學 土木與環(huán)境工程學院，安大略滑鐵盧 N2L3G1)

冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)作為裝配式建筑的一種結(jié)構(gòu)形式，得到了廣泛應用，尤其是在北美、歐洲和澳大利亞等地。該結(jié)構(gòu)在構(gòu)造形式上與輕型木結(jié)構(gòu)框架體系類似，主要用于中低層建筑，具有結(jié)構(gòu)自重輕、生產(chǎn)周期短、有利于住宅產(chǎn)業(yè)化、取材方便、住宅面積利用率高等優(yōu)點，但該類型結(jié)構(gòu)體系承載力相對較低、剛度偏小，難以用于多層和小高層結(jié)構(gòu)體系，急需開發(fā)一種抗側(cè)能力較好的新型墻體。周緒紅等[1]開發(fā)出一種應用于多高層建筑中的冷彎型鋼夾支薄板剪力墻，并對其抗震性能進行了研究，發(fā)現(xiàn)該類型墻體受剪承載力和抗側(cè)剛度均高于傳統(tǒng)冷彎薄壁型鋼組合墻體。由于此類墻體主要應用于多高層建筑中，結(jié)構(gòu)抗火成為主要問題。學者們對冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)及輕鋼組合結(jié)構(gòu)抗火性能進行了研究，F(xiàn)eng等[2-4]對影響輕鋼墻體抗火性能的因素進行了分析，包括石膏板數(shù)量、鋼骨架類型、填充材料類型和載荷水平等，發(fā)現(xiàn)骨架截面形狀對傳熱性能沒有影響，填充保溫棉能夠較好地提高結(jié)構(gòu)抗火性能。Sivakumar等[5]分析了影響冷彎型鋼墻體抗火性能的因素，得出墻體的耐火性能與石膏板的高溫力學性能相關(guān)，建議在石膏板中添加化學劑等改善其高溫力學性能。Roy等[6]對一棟一層冷彎型鋼房屋進行抗火性能試驗，發(fā)現(xiàn)房屋樓蓋受火時間21 min時，內(nèi)部鋼骨架的溫度升至600 ℃，試驗結(jié)束時內(nèi)部復合墻體并未出現(xiàn)倒塌破壞。葉繼紅等[7-12]對高溫下冷彎薄壁型鋼墻體和冷彎型鋼自攻釘連接件進行了大量的試驗，研究了面板和填充保溫材料類型、載荷水平等因素對結(jié)構(gòu)抗火性能的影響。鋼板剪力墻是由內(nèi)嵌鋼板和四周豎向構(gòu)件組成的墻體單元，該墻體除了能夠發(fā)揮四周豎向構(gòu)件的抗側(cè)性能，也可利用內(nèi)嵌鋼板屈曲后強度承擔剪力。國內(nèi)外對該體系抗震性能已有較多研究，對其抗火性能研究較少，Liao等[13]采用有限元軟件研究了火災全過程中鋼框架填充鋼板剪力墻的抗火性能，發(fā)現(xiàn)自然冷卻階段最高溫度位于梁柱連接處，高溫700 ℃冷卻后結(jié)構(gòu)承載能力比常溫下降低約30%。易莉雅[14]分析了開洞后的雙鋼板剪力墻抗火性能，發(fā)現(xiàn)雙面受火相對于單面受火，剪力墻中心溫度有所增大；受火初期，受火面遭受高溫發(fā)生膨脹，使得墻體向受火面彎曲，隨著受火時間的推移，墻體彎曲方向從受火面向背火面轉(zhuǎn)變。張榮鋼等[15]基于塑性極限分析理論和最小勢能原理提出火災下鋼板剪力墻屈曲后拉力帶模型，并與數(shù)值模擬結(jié)果對比，驗證了模型的可靠性。

冷彎型鋼夾支薄板剪力墻兼有冷彎型鋼結(jié)構(gòu)與鋼板剪力墻體系的優(yōu)點，是由冷彎型鋼拼合柱組成邊柱，設(shè)置頂部和底部橫梁，內(nèi)嵌薄鋼板組成的新型抗側(cè)力結(jié)構(gòu)體系。為得到冷彎型鋼夾支薄板剪力墻在豎向荷載作用下的抗火性能，建立7個有限元模型，分析了火災下冷彎型鋼夾支薄板剪力墻的溫度分布，研究了軸壓比、冷彎型鋼邊柱厚度以及豎向加勁肋對墻體抗火性能的影響，可為此類墻體的應用提供參考。

1 數(shù)值分析模型

1.1 幾何模型和物理參數(shù)

設(shè)計7個冷彎型鋼夾支薄板剪力墻模型，該墻體包含厚度為1.5 mm/2 mm/2.5 mm/3 mm的帽形截面冷彎型鋼邊立柱，厚度為1.5 mm的帽形截面冷彎型鋼豎向加勁肋，厚度為2.5 mm的U形截面橫梁和厚度為0.8 mm的鋼板，各墻體詳細尺寸、邊柱、豎向加勁肋和頂梁的溫度測點布置，如圖1和表1所示。由于墻體兩側(cè)的邊柱溫度分布相同，故溫度測點只布置一側(cè)。墻體的邊柱和豎向加勁肋采用冷彎帽形截面尺寸分別為120 mm×70 mm×40 mm×2.5 mm和90 mm×70 mm×25 mm×1.5 mm，頂梁和底梁采用U形截面尺寸為105 mm×70 mm×1.5 mm的冷彎薄壁型鋼，鋼板尺寸為1 210 mm×2 700 mm，厚度為0.8 mm。邊柱、豎向加勁肋和頂?shù)讬M梁與鋼板采用ST5.5自攻釘連接，螺釘間距均為50 mm。有限元建模采用與傳統(tǒng)冷彎型鋼墻體相同的方法[12]，在傳熱分析和熱力耦合分析中，構(gòu)件網(wǎng)格單元類型分別采用傳熱殼單元DS4和三維應力殼單元S4R模擬，模型單元網(wǎng)格尺寸均采用15 mm×15 mm，參考文獻[16]在有限元中采用Fasteners模擬自攻釘連接，間距均設(shè)置為50 mm，墻體底部約束所有平動與轉(zhuǎn)動自由度，頂部僅放開豎向平動自由度，并在墻體頂部施加均布力模擬豎向載荷，所有墻體均采用單面均勻受火，升溫過程為ISO 834標準升溫。

圖1 模型設(shè)計和溫度測點布置Fig. 1 Model design and arrangement of temperature measuring

表1 墻體設(shè)計參數(shù)Table 1 Parameters of the walls

1.2 有限元分析過程

采用順序耦合的方法研究冷彎型鋼夾支薄板剪力墻的抗火性能，分析過程如下：

1.2.1 常溫下靜力分析

首先，在有限元中采用Buckle分析步對墻體進行彈性屈曲模態(tài)分析，將得出的一階模態(tài)作為墻體的初始幾何缺陷，大小取0.2tw[17]，tw為鋼板的厚度，然后進行Riks非線性屈曲分析，得出墻體極限承載能力。

1.2.2 傳熱分析

墻體和熱空氣之間熱交換方式主要是熱傳導、熱對流和熱輻射，需要定義材料比熱容、導熱系數(shù)、輻射系數(shù)等，空氣按照ISO 834曲線升溫，升溫時間為120 min。定義模型參數(shù)絕對零度和斯蒂芬-波爾茲曼常數(shù)分別為-273 ℃和5.67×10-8W/(m2·K4)，墻體受火側(cè)的對流換熱系數(shù)設(shè)置為25 W/(m2·K)，表面輻射率為0.7，環(huán)境溫度與時間的關(guān)系設(shè)置為ISO 834標準升溫曲線，由于背火側(cè)與環(huán)境溫度熱量交換，對流換熱系數(shù)設(shè)置為10 W/(m2·K)，表面輻射率為0.7，環(huán)境溫度設(shè)置為20 ℃[12]。

1.2.3 熱力耦合分析

過程可通過2個分析步完成：1)建立Static General分析步，在墻體頂部施加豎向載荷、靜力加載，并傳遞至下一步；2)建立另一個Static General分析步，通過預定義場將傳熱分析得出的溫度結(jié)果導入模型，進行熱力耦合分析。

1.3 材料高溫下物理與力學參數(shù)

鋼材的熱膨脹系數(shù)、比熱和導熱系數(shù)依據(jù)EC3(EN 1993-1-2∶ 2005)[18]建議的公式確定，可求得鋼材的比熱和導熱系數(shù)。鋼材常溫下泊松比取0.3，密度取7 750 kg/m3，彈性模量和屈服強度見文獻[1]，鋼板為Q235鋼材，屈服強度為240 MPa，彈性模量為191 GPa，邊柱和頂?shù)琢簽镼345鋼材，屈服強度取445 MPa，彈性模量為196 GPa。

鋼材在高溫下彈性模量和屈服強度都會隨著溫度的升高而降低，折減系數(shù)可通過EC3(EN 1993-1-2∶ 2005)[18]確定。圖2為鋼材參數(shù)隨溫度的變化曲線。

圖2 鋼材參數(shù)與溫度的關(guān)系Fig. 2 Relationship of steel material properties and temperature

1.4 失效準則

試件的耐火性能應從多個方面進行判定，根據(jù)《建筑構(gòu)件耐火試驗方法》(GB/T9978—2008)[19]給出的判斷準則，當出現(xiàn)試件失去承載能力、喪失完整性或喪失隔熱性時，可認為試件失效。由于文中研究的是墻體骨架在豎向荷載作用下的抗火性能，僅以“失去承載能力”為標準判別結(jié)構(gòu)的失效：對于豎向承重構(gòu)件，當軸向壓縮變形量達到h/100 mm(h為墻高，文中墻體軸向壓縮變形量標準為27 mm)，軸向壓縮變形速率達到3h/1 000(mm/min)時，認為試件失效(文中墻體軸向壓縮變形速率標準為8.1 mm/min)。

2 模型驗證

采用文獻[9]給出的冷彎薄壁型鋼承重組合墻體耐火性能試驗進行模型驗證，鋼材與面板的熱工參數(shù)采用該文獻中試驗測定的數(shù)據(jù)。共進行了11片墻體的耐火性能試驗，以該文獻中的試件S1為驗證模型，平面尺寸為3 380 mm×3 000 mm(寬×高)，厚度為137 mm，采用C89×50×13×0.9龍骨立柱和上下U90×50×0.9導軌，龍骨立柱間距600 mm，雙側(cè)外表面覆雙層12 mm厚防火石膏板，面板與龍骨之間采用自攻釘連接，軸壓比為0.65，單面受火，按照ISO 834標準曲線升溫，試驗墻體S1的截面和加載裝置如圖3所示。

圖3 試件設(shè)計圖Fig. 3 Specimen design

2.1 傳熱模型驗證

建立有限元三維傳熱模型對試件進行溫度分析，模型尺寸與試驗相同。圖4(a)為墻體立柱3的試驗與有限元各測點溫度曲線對比。由圖4(a)可知，C型鋼截面各測點有限元得出的溫度與試驗基本相同，僅在35～45 min內(nèi)，有限元中受火側(cè)面板測點B2-Cav得出的溫度比試驗略大，其他時間段較為吻合，說明有限元模型能夠準確地模擬冷彎型鋼墻體在火災下的溫度分布。

圖4 有限元分析結(jié)果和試驗結(jié)果的對比Fig. 4 Comparison of results between finite element analysis and test

2.2 熱力耦合模型驗證

3 剪力墻抗火性能分析

3.1 火災下墻體各部位溫度分布

由于不同邊柱厚度的墻體溫度分布規(guī)律相近，以模型MX-1為例討論墻體溫度分布情況。圖5為各構(gòu)件在標準升溫條件下的溫度分布，圖6為墻體MX-1的邊柱、豎向加勁肋和頂梁截面各測點在標準升溫曲線下的溫度曲線。由圖6可知，邊柱截面測點B-3位于受火面與背火面交界處，升溫初期該點溫度與標準升溫曲線存在顯著差別，且隨著溫度的升高，此處與外側(cè)空氣產(chǎn)生明顯對流換熱，使得該點溫度在受火120 min時比測點B-1低243 ℃。測點B-4與測點B-3溫差最大，達到300 ℃，原因在于測點B-4位于背火側(cè)，熱量主要來源于鋼材內(nèi)部的熱傳遞。測點P-3位于鋼板上，升溫初期與標準升溫曲線溫度相近，但受火120 min時，兩者最大溫差達到233 ℃，這是由于鋼板較薄，面積較大，隨著溫度的升高，鋼板與外側(cè)空氣產(chǎn)生明顯對流換熱。測點P-1溫度略低于P-3，原因在于該測點位于夾支邊柱空腔內(nèi)的鋼板上，此處鋼板未直接接觸熱源，熱量主要來自鋼材內(nèi)部熱傳導和空腔內(nèi)熱輻射。B-5和B-6為背火面測點，受火20 min時，溫度持續(xù)升高，隨著受火時間的延長升溫變得緩慢，在升溫120 min后，兩點溫度分別達到344 ℃和251 ℃。由圖6(b)可知，豎向加勁肋截面各測點之間的溫度關(guān)系與邊柱相近，邊柱與豎向加勁肋背火面帽形截面腹板溫度最低，受火120 min時，僅為受火面相應位置溫度的25%，而內(nèi)嵌鋼板溫度達到墻體最高受火溫度的80%。由圖6(c)可知，由于測點L-1和L-2位于受火一測，溫度曲線與標準升溫曲線相近。L-3位于受火側(cè)與背火側(cè)交界處，與外界空氣產(chǎn)生對流換熱，溫度明顯低于前2個測點。L-4和L-5為背火面測點，在標準升溫曲線下，受火120 min時，溫度分別達到546 ℃和465 ℃。

圖5 墻體構(gòu)件溫度分布Fig. 5 Temperature distribution of wall components

圖6 各測點溫度曲線Fig. 6 Temperature curve of each measuring point

3.2 軸壓比對墻體抗火性能的影響

圖7為不同軸壓比下墻體頂部豎向位移和豎向位移變形速率隨時間變化曲線，圖8為不同軸壓比下墻體應力云圖。MX-1、MX-2和MX-3分別對應軸壓比為0.4、0.5和0.6，3個試件的耐火極限分別為39 min、17 min和10 min。由圖7可知，隨著軸壓比的增加，墻體頂部豎向位移增長速率加快，不同軸壓比下墻體耐火極限存在較大差距。墻體施加的軸壓比越大，抗火性能越差。軸壓比為0.4時，耐火極限為39 min；軸壓比為0.5時，相較軸壓比為0.4時，耐火極限降低了56%；軸壓比為0.6時，相較軸壓比為0.5時，耐火極限降低了41%。由此可知，墻體軸壓比每提升10%，其耐火極限降低約1/2。

圖7 豎向位移及其變形速率隨軸壓比變化曲線Fig. 7 The change curve of vertical displacement and its deformation rate with axial compression ratio

由圖8可知，不同軸壓比下墻體發(fā)生的破壞形態(tài)有所不同，隨著軸壓比的增大，墻體在火災下的破壞位置隨之上移，并由整體屈曲向局部屈曲轉(zhuǎn)變。軸壓比為0.4時，墻體在火災下最大變形位置位于墻體中部；軸壓比為0.5時，墻體最大變形位置較軸壓比0.4時有所上移；同時，豎向加勁肋頂部發(fā)生較大彎曲，鋼板向背火面鼓起；軸壓比為0.6時，墻體最大變形位置進一步上移，接近頂梁，雖然墻體整體變形幅度較小，但頂部豎向位移增長速率較快。

圖8 不同軸壓比下墻體應力云圖Fig. 8 The stress nephogram under different axial pressure ratios

3.3 邊柱壁厚對墻體抗火性能的影響

圖9(a)和圖9(b)為不同壁厚邊柱的墻體頂部豎向位移和豎向位移變形速率隨時間變化曲線，圖10為不同邊柱壁厚墻體應力云圖。MX-4、MX-5、MX-1和MX-6分別對應邊柱厚度為1.5、2.0、2.5和3.0，4個試件的耐火極限分別為9 min、18 min、39 min和111 min。

圖9 豎向位移隨邊柱壁厚變化曲線Fig. 9 The change curve of vertical displacement with the thickness of side column

墻體豎向承載能力主要由邊柱承擔，由圖9可知，在豎向荷載下，隨著邊柱壁厚的增加，墻體頂部豎向位移增長速率逐漸減緩，說明增加邊柱厚度可以較好地提高墻體的抗火性能。隨著邊柱壁厚的提高，墻體耐火極限也有較大幅度提升，其中，當壁厚為1.5～2.5 mm時，邊柱壁厚每提升0.5 mm，其耐火極限提升2倍，當壁厚從2.5 mm提升到3 mm時，墻體耐火極限提升了2.8倍。

由圖10可知，不同邊柱壁厚的墻體火災下彎曲形態(tài)有所不同：邊柱壁厚為1.5 mm和2.0 mm時，墻體朝向受火面彎曲，最大彎曲變形位置位于墻體中部；壁厚為2.5 mm和3.0 mm時，墻體受火溫度在達到700 ℃前，朝向受火面彎曲，在700 ℃后轉(zhuǎn)向背火面彎曲，最大彎曲位置位于墻體中部。這是因為升溫初期，墻體立柱橫截面由于溫度梯度的存在，致使墻體朝受火面發(fā)生彎曲，由于邊柱厚度為1.5 mm和2.0 mm時，墻體承載能力較弱，軸力作用下產(chǎn)生的附加彎矩加速了墻體朝向受火面彎曲；邊柱厚度為2.5 mm和3.0 mm時，墻體承載能力相對較強，初期朝向受火面小幅度彎曲，有較強的承載能力，隨著墻體受火溫度的增加，邊柱截面剛度中心不斷向背火面偏移，最終導致墻體轉(zhuǎn)向背火面彎曲。

圖10 不同邊柱壁厚墻體應力云圖Fig. 10 The stress nephogram of wall with different wall thicknesses of side column

綜上所述，在火災作用下，墻體發(fā)生彎曲的方向與邊柱的承載能力有關(guān)。承載能力較小時，墻體朝向受火面彎曲，反之，朝向背火面彎曲，而邊柱壁厚對其自身承載能力有較大影響。由此可知，邊柱壁厚對墻體的破壞形態(tài)與耐火極限有較大影響，選擇合適的壁厚可以有效提高墻體的抗火性能，建議選取的邊柱壁厚不小于2.5 mm。

3.4 豎向加勁肋對墻體抗火性能的影響

圖11為有無豎向加勁肋墻體頂部豎向位移隨時間變化曲線，圖12為有無加勁肋墻體在熱力耦合作用下的應力云圖。MX-1和MX-7分別對應帶加勁肋墻體和不帶加勁肋墻體，2個試件的耐火極限分別為39 min和16 min。

由圖11可知，隨著受火時間的增加，有加勁肋的墻體在火災下頂部豎向位移變化的速率慢于無加勁肋墻體，這是由于豎向加勁肋承擔部分豎向載荷，起到輔助邊緣立柱承載的作用。由圖11(b)可知，無加勁肋的墻體在受火15 min后，頂部豎向位移變化速率急劇上升，而有加勁肋的墻體受火33 min后，豎向位移才開始大幅度上升，說明加勁肋對墻體破壞具有一定的延緩作用。由以上數(shù)據(jù)可知，有加勁肋的墻體耐火極限比不帶加勁肋的墻體大59%，由此可知，豎向加勁肋可較大幅度地提高墻體在豎向荷載作用下的抗火性能。

圖12 鋼板剪力墻應力云圖Fig. 12 Stress nephogram of steel plate shear wall

由圖12可知，有加勁肋的墻體彎曲形狀呈現(xiàn)弓形，無加勁肋的墻體彎曲形狀呈扭轉(zhuǎn)形式，原因在于無加勁肋的墻體內(nèi)嵌鋼板受溫度作用后發(fā)生屈曲變形，導致邊柱產(chǎn)生不均勻拉力，最終使得墻體兩側(cè)邊柱發(fā)生的彎曲方向相反，而有加勁肋的墻體可以利用加勁肋平衡鋼板過早屈曲所導致的不均勻拉力。有加勁肋的墻體隨溫度增加產(chǎn)生變形的過程為：在溫度升高至700 ℃前，受火面鋼材由于在高溫下受熱膨脹，致使墻體朝受火面方向發(fā)生彎曲，700 ℃之后由于受火面鋼材的剛度大幅降低，加勁肋和邊柱截面剛度中心不斷向背火面偏移，最終導致墻體轉(zhuǎn)向背火面彎曲，且隨著溫度不斷上升，邊柱帽形截面翼緣首先發(fā)生較大屈曲，隨后全截面發(fā)生屈服，墻體最終彎曲為弓形。

綜上所述，加勁肋可有效提高墻體的耐火性能，在墻體遭受火災時有助于約束內(nèi)嵌鋼板平面外變形，有效緩解了火災下因鋼板變形致使邊柱受到的額外拉力。

4 結(jié) 論

1)受火2 h時，內(nèi)嵌鋼板溫度為墻體最高受火溫度的80%，邊柱與豎向加勁肋背火面帽形截面腹板處的溫度最低，僅為受火面相應位置溫度的1/4。

2)墻體軸壓比每提升10%，耐火極限降低約50%，隨著軸壓比的增大，墻體在火災下的破壞位置隨之上移，并由整體屈曲向局部屈曲轉(zhuǎn)變。

3)改變邊柱壁厚會引起墻體破壞形態(tài)的改變，對墻體耐火極限有較大影響，選擇合適的壁厚可以有效提高墻體的抗火性能，建議選取的邊柱壁厚不小于2.5 mm。

4)有加勁肋的墻體利用加勁肋平衡鋼板過早彎曲所導致的不均勻拉力，對墻體遭受火災時產(chǎn)生的破壞起到一定的延緩作用，可有效提高墻體的耐火性能。

5)在火災作用下，墻體發(fā)生彎曲的方向與邊柱的承載能力有關(guān)。承載能力較小時，墻體朝向受火面彎曲，反之，朝向背火面彎曲，墻體發(fā)生彎曲時，邊柱帽形截面的帽檐首先發(fā)生較大屈曲變形，隨后全截面發(fā)生屈服。