冷弯薄壁槽钢_混凝土组合梁抗火性能参数分析.pdf

建筑结构学报Journal of Building Structures 第 33 卷 第 5 期 2012 年 5 月 Vol. 33No. 5May 2012 017 文章编号 1000-6869 2012 05-0133-08 冷弯薄壁槽钢- 混凝土组合梁抗火性能参数分析 高轩能，黄文欢，朱皓明 华侨大学 土木工程学院，福建厦门 361021 摘要 基于 ANSYS 热分析结果， 建立冷弯薄壁槽钢- 混凝土组合梁在标准火灾作用下的热- 结构耦合有限元计算模型， 对荷 载水平、 混凝土强度、 槽钢截面几何尺寸、 防火涂层厚度、 加载位置和加载方式等不同影响因素下的组合梁抗火性能进行有 限元分析。结果表明 防火涂层厚度和荷载水平对组合梁抗火性能的影响显著， 槽钢截面腹板高度和腹板厚度次之， 混凝 土强度、 加载位置、 加载方式和槽钢翼缘厚度等因素对组合梁的抗火性能影响很小， 可以忽略不计; 防火涂层厚度一定时， 组合梁的耐火极限随荷载水平的提高而降低; 荷载水平一定时， 组合梁的耐火极限随防火涂层厚度的增加而呈非线性提 高; 填充混凝土可有效降低钢梁截面的温度， 产生温升延时效应， 在升温前期， 冷弯薄壁槽钢- 混凝土组合梁的温度低于未填 充混凝土的型钢梁， 降幅可达 15～60。在 ISO- 834 标准火灾作用下， 组合梁跨中挠度 δ l/25 可作为其达到耐火极限 的判别标准。 关键词 组合梁;冷弯薄壁槽钢;有限元分析;抗火性能;参数分析 中图分类号 TU352. 5TU398. 9文献标志码 A Parametric analysis of fire-resistant behavior of cold-ed thin-walled channel steel concrete beam GAO Xuanneng，HUANG Wenhuan，ZHU Haoming College of Civil Engineering，Huaqiao University，Xiamen 361021，China AbstractBased on the thermal ANSYS analysis，a numerical model for fire- structure coupling analysis of the cold- ed thin- walled channel steel concrete beam under the standard fire is established． The fire- resistant behavior of the composite beam in different influence factors，including the static loading level，the concrete strength，the channel steel section geometry，the fire protection coating thickness，the loading location and the loading pattern，were numerically simulated and analyzed． The numerical results show that the effects of the fire protection coating thickness and the loading level on the fire- resistant of composite beam are significant． The influence of the height and the thickness of channel steel web also should be considered． The concrete strength，the loading location and the loading pattern have little effect on the fire- resistance of the composite beam and can be neglected． The results also show that the fire- resistance of the composite beam will be reduced with the loading level increases for a certain fire protection coating thickness and it will nonlinearly increase with the fire protection coating thickness increases for a certain loading level． The filled concrete can effectively reduce the temperature of the steel beam section and result in temperature elevation delay effect． In the early stage of temperature elevation，the temperatures of the cold- ed thin- walled channel steel concrete beam are lower than those of unfilled channel steel beam，and the temperature reduction may reach 15 ～60． In the ISO- 834 fire the mid- span deflection δ l/25 can be used as the criterion to determine the fire resistance of the composite beam． Keywordscomposite beam;cold- ed thin- walled channel steel;finite element analysis;fire- resistant behavior; parametric analysis 基金项目 国家自然科学基金项目 51008133 ， 福建省自然科学基金项目 2011J01319 ， 中央高校科研业务费专项基金项目 JB- JC1005 。 作者简介 高轩能 1962 ， 男， 江西吉安人， 工学博士， 教授。E- mail gaoxn hqu. edu. cn 收稿日期 2011 年 4 月 331 0引言 冷弯薄壁槽钢- 混凝土组合梁由冷弯薄壁槽钢内 填充混凝土或钢筋混凝土组成， 可充分发挥薄壁型 钢和混凝土两种材料的优点， 外形平整、 无需模板、 易于浇灌混凝土、 施工快捷， 且具有降低楼层高度、 承载力高、 延性和抗震性能好等优点， 是一种经济、 节能、 符合低碳经济发展趋势并有广阔应用前景的 新型结构构件 ［1- 5 ］。填充混凝土或钢筋混凝土不仅 可改善冷弯薄壁槽钢的局部屈曲性能， 提高其整体 承载力， 而且对其热工性能参数和耐火性能有很大 影响。现有的结构耐火和抗火设计理论均不适用于 此类构件 ［6- 8 ］， 而其在火灾高温下的温升特性及耐火 性能研究较少 ［9- 12 ］。文献［ 9］ 采用基于应变的梁单元 对工字钢- 混凝土组合梁在火灾下的耐火性能进行了 有限元分析， 并考虑了水蒸气与传热的耦合效应和 界面滑移对其耐火性能的影响， 但其结果并不适合 于内填混凝土的冷弯薄壁槽钢- 混凝土组合梁; 文献 ［ 10］ 通过 ANSYS 建立热分析模型， 模拟计算了 ISO- 834 标准火灾下轻钢- 混凝土组合梁的温度场和挠 度; 文献［ 11- 12］通过建立火- 结构的 ANSYS 分析模 型， 分析了薄壁 U 型钢- 混凝土组合梁在标准火灾下 的温升特性和温度场分布， 通过试验校验了模型的 有效性和可靠性， 但对影响组合梁耐火性能的参数 分析不多。因此， 有必要进行深入研究。 火灾高温下冷弯薄壁槽钢- 混凝土组合梁的传热 是在非稳态环境下多介质及复杂边界条件下的非线 性二维传热问题， 受静力荷载及温度作用， 理论分析 难度较大。结构构件在环境温度变化的情况下形成 了动态的不均匀温度场， 高温不仅使材料强度和变 形性能严重劣化， 而且使结构构件产生内力重分布， 同时考虑温度和荷载 应力 耦合作用效应， 使材料 的本构关系和构件的温度- 荷载路径产生较大的变 化 ［8， 13- 14 ］。本文采用在几何空间上运用有限单元法 与在时间上运用有限差分法相结合的方法， 应用 ANSYS 热分析结果， 建立冷弯薄壁槽钢- 混凝土组合 梁在标准火灾作用下抗火性能的有限元计算模型， 对影响组合梁抗火性能的荷载水平、 材料特性、 构件 几何尺寸、 防火涂层厚度、 加载位置和加载方式以及 填充混凝土的影响等因素进行有限元分析， 研究冷 弯薄壁槽钢- 混凝土组合梁在不同参数条件下的力学 行为， 以期为试验研究提供依据。 1耐火极限计算方法 1. 1计算假定及计算方法 为简化计算， 在冷弯薄壁槽钢- 混凝土组合梁 以 下简称“组合梁” 的耐火性能计算时进行以下假 定 ［15 ］ ①构件按 ISO- 834 标准曲线进行升温， 如图 1 所示; ②升温全过程中， 梁端约束不变; ③钢筋混凝 土板的有效翼缘宽度不变; ④构件受到的荷载不变; ⑤忽略钢材和混凝土之间的相对滑移; ⑥忽略钢材 蠕变和混凝土短期高温徐变的影响; ⑦忽略截面变 形对温度场的影响; ⑧不考虑混凝土应力与温度场 的耦合作用， 认为截面温度场的分布与应力无关。 图 1 ISO- 834 标准火灾升温曲线 Fig． 1ISO- 834 standard fire curve 冷弯薄壁槽钢- 混凝土组合简支梁截面如图 2 所 示， 其温度场按二维梁计算， 热分析模型、 热边界条件 和计算方法参见文献［ 11］ 。耐火极限的计算需要考虑 温度和荷载的耦合作用， 计算模型如图 3 所示。高温 作用下组合梁荷载和位移增量形式的平衡方程为 ［ K］ i{ ΔU}i { ΔF} i 1 式中 i 为节点编号; ［ K］ i为刚度矩阵; { ΔU}i为位 移向量增量; { ΔF} i为广义荷载向量增量， 由外荷载 增量和热作用引起的内荷载增量组成， 其表达式为 { ΔF} i { ΔF} ext， i { δF} i 2 其中 { ΔF} ext， i为外荷载向量增量， 本文 { ΔF}ext， i保 持不变; { δF} i为由温度变化及混凝土局部开裂或压 碎引起的修正力向量。 对应 { δF} i的修正应力可由式 3 表达。 δσ δσδσT δσD δεFE T 3 式中 δσT为材料软化引起的应力差; δσD为混凝土 开裂 或压碎 引起的应力差;δεF为受热引起的自 由应变 热膨胀 ; E T为有效弹性模量。 组合梁的温度场按二维梁单独计算结束后， 将 结构性能分析需要的某些节点 图 3 在某时刻的温 度值读取到数据文件中， 分析结构受火性能时再将 截面上该节点对应的温度值作为荷载施加在该节点 上， 然后按不同时刻依次对结构进行受火性能分析， 即可完成结构构件受火行为的全过程分析。采用增 量迭代法求解非线性方程。 1. 2极限状态判别准则 随着受火构件内部温度的升高， 其承载力将会 降低， 当构件的承载力下降到与外荷载 包括温度作 431 图 2冷弯薄壁槽钢- 混凝土组合梁截面 Fig． 2Cross section of cold- ed thin- walled channel steel- concrete composite beam a热分析单元 b力学性能分析单元 图 3计算模型单元网格 Fig． 3Element meshes of calculation model 用 产生的组合效应相等时， 则构件达到受火承载能 力极限状态。本文参考文献［ 13］ ， 在参数分析过程 中， 组合梁在 ISO- 834 标准火灾作用下的承载能力极 限状态按如下准则判别 1组合梁丧失稳定承载力。 2组合梁的变形速率成为无限大， 或特征变 形速率满足 dδ dt ≥ l2/ 15hb ，其中，δ 为梁跨中挠 度， mm; l 为梁跨度， mm; hb为梁截面高度， mm; t 为 受火时间， h。 3构件达到不适于继续承载的变形， 即δ ≥ l/20。 2参数分析 在 ISO- 834 标准升温条件下， 分析荷载水平、 材 料特性 混凝土强度、 薄壁钢板屈服强度、 混凝土翼 缘板内纵向钢筋的配筋率等 、 构件几何尺寸、 防火 涂层厚度、 加载位置和加载方式等因素对组合梁受 火性能的影响。 2. 1荷载水平 荷载水平 η 是指组合梁受火情况下施加的荷载 与其常温下极限荷载之比， 即 η P/Pu 4 式中 P 为组合梁受火情况下施加的荷载; Pu为组合 梁常温下极限荷载。 如图 2 所示组合梁， 取跨度 l 4 m， 截面尺寸 b1 150 mm， b250 mm， b3600 mm， h180 mm， h2300 mm， 冷弯薄壁槽钢梁腹板及翼缘板厚 t1 t2 3 mm。钢板和钢筋的屈服强度 fy235 MPa， 混 凝土强度等级 C20， 混凝土翼缘板内纵向钢筋配筋率 为 1. 670， 横向配筋率为 0. 177。组合梁按 5 分 点作用等值集中荷载， 荷载作用点为 l/5、 2l/5、 3l/5 和 4l/5。 计算得到各分点处的常温下极限集中荷载 Pu 55. 67 kN 组合梁承受的总荷载为 4Pu ，荷载 水平分别取 η 0. 4、 0. 6 和 0. 8。冷弯薄壁槽钢梁的 防火涂层厚度按 t3 0 mm 和 t3 5 mm 两种情况 考虑。 a防火涂层厚度 t30 mm b防火涂层厚度 t35 mm 图 4不同荷载水平 η 下组合梁跨中挠度- 受火时间曲线 Fig． 4Mid- span deflection vs． exposed- to- fire time curves of composite beam under different η 图 4 为组合梁在防火涂层厚度 t30 mm 和 t3 5 mm 的情况下， 不同荷载水平下η 0. 4、 0. 6 和 0. 8 组合梁的跨中挠度- 受火时间曲线。由图 4 可以 看出， η 0. 4、 0. 6、 0. 8， t30 mm 时， 组合梁的耐火 极限分别为 24. 4 min、 20. 0 min、 8. 0 min， 对应的跨中 挠度分别为 175. 0 mm、 181. 3 mm、 131. 3 mm;t3 5 mm时， 组 合 梁 的 耐 火 极 限 分 别 为 122. 0 min、 91. 7 min、 26. 7 min，对 应 的 跨 中 挠 度 分 别 为 176. 0 mm、 164. 0 mm、 140. 0 mm。荷载水平对组合梁 的抗火性能影响显著， 荷载水平 η 越低， 组合梁的抗 火性 能 越 好， 耐 火 极 限 越 长。跨 中 挠 度 约 达 到 160 mm l/25后， 位移急剧增加并很快使构件丧失 531 承载能力。从图4 中还可看出， 组合梁在高荷载水平 下η 0. 8， 已达到组合梁静力极限承载能力 ， 耐 火能力很低， 表明满载工况下不利于组合梁抗火。 2. 2混凝土强度等级 为分析混凝土强度对组合梁耐火性能的影响， 分别取混凝土强度等级为 C20、 C30、 C40 和 C50， 荷 载水平取 η 0. 6， 防火涂层厚度 t3 0 mm 和 t3 10 mm两种情况， 其余条件和参数同 2. 1 节。组合梁 按 5 分点作用集中荷载加载， 混凝土强度等级 C20、 C30、 C40 和 C50 常温下极限集中荷载 Pu分别为 55. 67 kN、 63. 24 kN、 68. 13 kN 和69. 70 kN。 a防火涂层厚度 t30 mm b防火涂层厚度 t310 mm 图 5不同混凝土强度组合梁跨中挠度- 受火时间曲线 Fig． 5Mid- span deflection vs． exposed- to- fire time curves of composite beam under different concrete strengths 图 5 为组合梁在防火涂层厚度 t30 mm 和 t3 10 mm 的情况下， 不同混凝土强度等级组合梁的跨中 挠度- 受火时间曲线。由图可见， η 0. 6， t3 0 mm 时， 混凝土强度等级为 C20、 C30、 C40、 C50 的组合梁 耐火极限分别为 20. 0 min、 20. 3 min、 20. 2 min、 20. 3 min， 对应的跨中挠度约为 175. 0 mm; t310 mm 时， 混凝土强度等级为 C20、 C30、 C40、 C50 的组合梁耐火 极限分别为 160. 0 min、 160. 0 min、 168. 0 min、 168. 0 min， 对应的跨中挠度约为 170. 0 mm。由此可知， 无 论有无防火涂层， 不同混凝土强度的组合梁耐火极 限基本相同， 表明组合梁的耐火极限不受混凝土强 度的影响。跨中挠度约达到 160 mml /25 后， 位移 急剧增加并迅速使构件丧失承载能力。 2. 3槽钢腹板高度 构件截面如图 2 所示， 取组合梁跨度 l 4 m， 截 面尺寸 b1150 mm， b250 mm， b3 600 mm， h1 80 mm， 槽钢腹板高度 h2分别为 300 mm 和 210 mm， 荷载水平取 η 0. 6， 其余条件和参数同 2. 1 节。组 合梁按 5 分点作用集中荷载加载， 当槽钢腹板高度 h2分别为 300 mm 和 210 mm 时， 得到常温下极限集 中荷载 Pu分别为 55. 67 kN 和 34. 45 kN。 a防火涂层厚度 t30 mm b防火涂层厚度 t35 mm 图 6不同槽钢腹板高度 h 2组合梁 跨中挠度- 受火时间曲线 Fig． 6Mid- span deflection vs． exposed- to- fire time curve of composite beam with different web height h2 of channel section 图 6 为组合梁在防火涂层厚度 t30 mm 和 t3 5 mm 的情况下不同槽钢腹板高度 h2的组合梁的跨 中挠度- 受火时间曲线。从图 6 可以看出， t3 0 mm 时， h2取 300 mm、 210 mm， 组合梁耐火极限分别为 22. 0 min 和 20. 0 min， 对 应 的 跨 中 挠 度 分 别 为 250. 0 mm和 260. 0 mm; t3 5 mm 时， h2取 300 mm、 210 mm，组 合 梁 耐 火 极 限 分 别 为 93. 3 min 和 88. 1 min， 对 应 的 跨 中 挠 度 分 别 为 162. 0 mm 和 205. 0 mm， 此时， 槽钢腹板高度 h2增加了 42. 8， 但 组合梁的耐火极限仅提高 5. 9。由此可见， 无论有 无防火涂层， 随着槽钢腹板高度 h2的增大， 组合梁的 631 耐火极限有所提高， 但幅度不大。原因是弯曲应力沿 槽钢腹板高度不均匀分布， 截面中和轴附近的应力远 小于翼缘， 槽钢腹板高度越高， 低应力区域越大， 抵抗 高温变形的能力也越强。但需要注意的是， 增大槽钢 截面翼缘的宽度并不能提高组合梁的抗火性能 ［16 ］。 2. 4槽钢翼缘厚度 组合梁截面如图 2 所示， 取跨度 l 4 m， 截面尺 寸 b1 150 mm，b2 50 mm，b3 600 mm，h1 80 mm， h2300 mm， 冷弯薄壁槽钢梁腹板厚度 t2 3 mm， 考虑冷弯薄壁槽钢梁翼缘厚度 t1取 3. 0 mm、 4. 5 mm 和6. 0 mm 三种情况， 钢板和钢筋的屈服强度 fy235 MPa， 混凝土强度等级 C20， 混凝土翼缘板内 纵向钢筋配筋率为 1. 670， 横向配筋率为 0. 177。 荷载水平 η 0. 6， 其余条件和参数同 2. 1 节。组合 梁按 5 分点作用集中荷载加载， 对应钢梁翼缘厚度 t1 取 3. 0 mm、 4. 5 mm 和6. 0 mm 计算得到的常温下极限 集中荷载 Pu分别为 55. 67 kN、 63. 6 kN和 70. 03 kN。 钢梁防火涂层厚度按 t3 0 mm和 t3 5 mm 两种情 况考虑。 图 7 为组合梁在防火涂层厚度 t30 mm 和 t3 5 mm 的情况下， 不同槽钢翼缘厚度 t1下组合梁的跨 中挠度- 受火时间曲线。从图 7 可以看出， 对于 t3取 0 mm、 5 mm， 组合梁的耐火极限分别是 20. 0 min 和 92. 0 min，对 应 的 跨 中 挠 度 约 为 161. 0 mm 和 169. 0 mm， 基本不受槽钢翼缘厚度 t1变化的影响。 由此可见， 无论有无防火涂层， 不同槽钢翼缘厚度下 的组合梁抗火性能变化不大， 表明组合梁耐火极限 受槽钢翼缘厚度的影响很小。 2. 5槽钢腹板厚度 组合梁的跨度 l 4 m， 截面尺寸 b1 150 mm， b2 50 mm， b3600 mm， h180 mm， h2300 mm， 冷弯薄壁槽钢梁腹板和翼缘厚度 t1 t2，分别取 1 mm、 3 mm 和 5 mm， 钢板和钢筋的屈服强度 fy 235 MPa， 混凝土强度等级 C20， 混凝土翼缘板内纵向 钢筋配筋率为 1. 670， 横向配筋率为 0. 177。荷 载水平取 η 0. 6， 其余条件和参数同 2. 1 节。组合 梁按 5 分点作用集中荷载加载， 对应槽钢腹板厚度 t2 取 1 mm、 3 mm 和 5 mm， 计算得到的常温下极限集中 荷载 Pu分别为 21. 64 kN、 55. 67 kN 和 82. 47 kN。钢 梁防火涂层厚度按 t30 mm 考虑。 图 8 为组合梁在防火涂层厚度 t30 mm 的情况 下， 槽钢腹板厚度 t2不同时梁的跨中挠度- 受火时间 曲线。对比图 7 与图 8 可以看出， 其他条件相同下， 增加槽钢梁腹板厚度可以提高组合梁的耐火极限， 但提高幅度不大， 槽钢腹板厚度 t2取 1 mm、 3 mm、 5 mm， 组合梁耐火极限分别为 19. 0 min、 20. 0 min、 20. 8 min， 耐火极限不随腹板厚度线性增加。原因在 a防火涂层厚度 t30 mm b防火涂层厚度 t35 mm 图 7不同槽钢翼缘厚度 t1 组合梁 跨中挠度- 受火时间曲线 Fig． 7Mid- span deflection vs． exposed- to- fire time curve of composite beam with different flange thickness t1 of channel section 图 8不同槽钢腹板厚度组合梁跨中挠度- 受火时间曲线 Fig． 8Mid- span deflection vs． exposed- to- fire time curve of composite beam with different panel thickness of channel steel 于弯曲应力沿槽钢腹板高度线性分布， 截面中和轴 附近的应力远小于翼缘， 槽钢腹板厚度增大， 低应力 区面积增加， 抵抗高温变形的能力也越强。 2. 6防火涂层厚度 防火涂层对构件抗火性能的影响通过 λj/dj反映， 由于防火涂料的导热系数 λj一般都较接近， 因此采用 731 防火涂料厚度 dj作为其影响组合梁抗火性能参数。 组合梁跨度 l 4 m， 截面尺寸 b1 150 mm， b2 50 mm， b3600 mm， h180 mm， h2300 mm， 冷弯薄壁槽钢梁腹板和翼缘厚度 t1 t2 3 mm， 钢 板和钢筋的屈服强度 fy 235 MPa， 混凝土强度等级 C20， 混凝土翼缘板内纵向钢筋配筋率为 1. 670， 横 向配筋率为0. 177。荷载水平 η 按0. 4 和0. 6 两种 情况考虑， 其余条件和参数同 2. 1 节。组合梁按 5 分 点作用集中荷载加载， 计算得到的常温下极限集中 荷载 Pu为 55. 67 kN。钢梁的防火涂层厚度按 t 3取 0 mm、 5 mm 和 10 mm 考虑。 a荷载水平 η 0. 4 b荷载水平 η 0. 6 图 9不同防火涂层厚度组合梁跨中挠度- 受火时间曲线 Fig． 9Mid- span deflection vs． exposed- to- fire time curve of composite beam with different fire protection coating 图 9 为组合梁的荷载水平 η 取为 0. 4 和 0. 6 防 火涂层厚度 t3取0 mm、 5 mm 和 10 mm 时组合梁的跨 中挠度- 受火时间曲线。由图可见， 当 η 0. 4， t3 0 mm、 5 mm、 10 mm 时， 组合梁的耐火极限分别为 22. 0 min、 120. 0 min、 210. 0 min， 对应的跨中挠度分别 为 175. 0 mm、 175. 0 mm 和 205. 0 mm; 当 η 0. 6， t3 0 mm、 5 mm、 10 mm 时， 组合梁的耐火极限分别 为 22. 0 min、 93. 3 min、 155. 0 min， 对应的跨中挠度分 别为 165. 0 mm、 165. 0 mm 和 160. 0 mm。表明防火保 护层厚度 t3对组合梁的抗火性能有显著影响， 随着 防火保护层厚度增大， 组合梁的抗火性能亦随之提 高， 耐火极限迅速增加。由此可知， 防火涂层厚度是 影响组合梁耐火极限的重要参数之一。对于荷载水 平 η 0. 4 的 组 合 梁，跨 中 挠 度 达 到 175 mm l/22. 9后， 变形急剧增加; 而对于荷载水平 η 0. 6 的组合梁， 跨中挠度达到160 mm l/25后， 变形 快速增加， 并迅速丧失承载能力。 2. 7加载方式 组合梁跨度 l 4 m， 截面尺寸 b1 150 mm， b2 50 mm， b3600 mm， h180 mm， h2300 mm， 冷弯薄壁槽钢梁腹板和翼缘厚度 t1 t2 3 mm， 钢 板和钢筋的屈服强度 fy 235 MPa， 混凝土强度等级 C20， 混凝土翼缘板内纵向钢筋配筋率为 1. 670， 横 向配筋率为 0. 177， 荷载水平 η 0. 6。 为了分析加载方式的影响， 组合梁按承受均布 荷载和集中荷载两种方式考虑， 均布荷载采用多点 作用集中荷载模拟实现。加载方式按三种工况考 虑， 工况 1 为对称点加载， 集中荷载作用位置为 l/8、 3l/8、 5l/8、 7l/8; 工况 2 为 5 分点加载; 工况 3 为集中 荷载 3 分点加载。计算得到的三种工况常温下极限 集中荷载 Pu分别为68. 73 kN 、 55. 67 kN 和88. 92 kN。 钢梁的防火涂层厚度 t3按 0 mm 和 5 mm 考虑。 a防火涂层厚度 t30 mm b防火涂层厚度 t35 mm 图 10不同加载工况下组合梁跨中挠度- 受火时间曲线 Fig． 10Mid- span deflection vs． exposed- to- fire time curve of composite beam with different loading pattern 图 10 为组合梁在防火涂层厚度 t3 0 mm 和 t3 5 mm 的情况下， 不同加载方式下组合梁的跨中 831 挠度- 受火时间曲线。从图中可以看出，t3 0 mm 时， 三种加载工况下组合梁的耐火极限和相应的跨 中挠度分别为 20. 0 min 和 175. 0 mm; t3 5 mm 时， 工况 1 下组合梁的耐火极限和相应的跨中挠度为 86. 7 min 和 183. 3 mm， 工况 2 和工况 3 下则分别为 93. 3 min 和 175. 0 mm。由此可见， 无论有无防火涂 层， 不同加载工况下， 组合梁的耐火极限基本上没有 变化， 表明组合梁的抗火性能不受加载方式的影响。 2. 8填充混凝土 为分析填充混凝土的冷弯薄壁槽钢- 混凝土组合 梁与一般钢- 混凝土组合梁在耐火性能方面的差异， 选取如图11 所示槽钢截面不同位置处的钢板温度作 为计算点， 对槽钢- 混凝土组合梁按不考虑填充混凝 土吸热和考虑混凝土吸热两种情况在 ISO- 834 标准 升温条件下的温升特性进行模拟计算， 计算模型和 边界条件同文献［ 11］ 。当构件的截面形状系数 F/V ＜ 10 m －1 时 其中，F 为单位长度构件受火面 积， m2/m; V 为单位长度构件体积， m3/m ， 钢构件温 度按截面温度非均匀分布计算， 当 F/V ＞300 m －1时， 钢构件温度等于空气温度 ［13 ］。 图 11组合梁截面温升计算点 Fig． 11Temperature calculating points of composite beam exposed to fire 图 12 为 ISO- 834 标准温升条件下， 不考虑填充 混凝土吸热和考虑混凝土吸热两种情况下的组合梁 钢板计算点的温度变化情况 槽钢截面钢板厚度 t1 t23 mm， F/V ≈300 m －1 。 从图12 可以看出， 有填充混凝土时， 槽钢各个计 算点处钢板的温度均显著比不填充混凝土时低， 特 别是在火灾升温前期 受火前期 30 min 内 ， 说明填 充混凝土的存在有利于改善组合梁的耐火性能。从 图12 中还可看出， 无填充混凝土钢梁温度在 ISO- 834 标准温升 10 min 即可达到 650 ℃， 15 min 可达到 730 ℃， 失去高温承载能力。而对于填充了混凝土的 薄壁槽钢- 混凝土组合梁， 由于混凝土的吸热作用， 无 防火保护的组合梁在标准火灾下受火 10 min， 钢梁角 图 12填充混凝土对槽钢受火特性的影响 Fig． 12Influence of concrete fill on fire- resistant property of channel steel- concrete beam 部 C 点处 的温度降低约 50， 受火 20 min 时降低 约 23， 受火30 min 时， 升温到730 ℃， 降低约13， 约有 15 min 的温升延时。槽钢截面温度变化不均 匀， 截面的其它位置温度降幅更大。由此表明， 由于混 凝土吸热， 槽钢截面升温延时， 使冷弯薄壁槽钢- 混凝 土组合梁的耐火性能优于没有混凝土填充的钢梁。 综上所述， 在影响冷弯薄壁槽钢- 混凝土组合梁 抗火性能的诸因素中， 按影响程度由高到低排序为 防火涂层厚度、 荷载水平、 槽钢腹板高度和腹板厚 度。而混凝土强度、 加载位置、 加载方式和槽钢翼缘 厚度等因素对组合梁的抗火性能影响很小， 可以忽 略不计。荷载水平和防火涂层厚度对组合梁的抗火 性能影响显著。荷载水平一定时， 防火涂层厚度增 加， 组合梁的耐火极限呈非线性提高。防火涂层厚 度一定时， 组合梁的耐火极限随荷载水平的提高而 降低。冷弯薄壁槽钢的壁厚较薄， 火灾高温下组合 梁的跨中挠度达到 l /25 后， 变形速率一般会加快， 短时内即可达到 l /20。 3结论 1 填充混凝土有效降低了槽钢截面的温度， 产 生温升延时效应， 使冷弯薄壁槽钢- 混凝土组合梁的 耐火特性显著优于无混凝土填充的组合梁。 2 有防火涂层保护的冷弯薄壁槽钢- 混凝土组 合梁具有良好的耐火性能。无防火涂层保护时， 冷 弯薄壁槽钢- 混凝土组合梁不能直接用于有防火要求 的承重结构。 3 在 ISO- 834 标准火灾升温条件下， 应取梁跨 中位移达到梁跨度的 1/25， 即 δ ≥ l/25 作为判别冷 弯薄壁槽钢- 混凝土组合梁达到抗火极限状态的评判 标准之一。 931 参考文献 ［ 1］ Ranzi G，Bradford M A． Direct stiffness analysis of a composite beam- column element with partial interaction ［J］ ．Composite Structure， 2007， 85 15/16 1206- 1214． ［ 2］ 张耀春， 毛小勇， 曹宝珠． 轻钢- 混凝土组合梁的试验 研究及非线性有限元分析［J］ ． 建筑结构学报， 2003，24 1 26- 33． ZHANG Yaochun， MAO Xiaoyong， CAOBaozhu．Experimentalstudyand nonlinear finite element analysis of lightweight steel concrete composite beams［J］ ．Journal of Building Structures， 2003， 24 1 26- 33． in Chinese ［ 3］ 周天华， 何保康， 李鑫全， 等． 帽型冷弯薄壁型钢混 凝土组合梁的试验研究［J］ ． 建筑结构，2003，33 1 48- 50， 14． Zhou Tianhua，He Baokang，Li Xinquan，et al．Experimental research of composite beamsusingcold- edsteelhatsectionwith concrete［ J］ ． Building Structure，2003，33 1 48- 50， 14． in Chinese ［ 4］ 宗周红， 魏潮文， 程浩德． 帽型截面钢- 混凝土组合梁 的试验研究［J］ ． 建筑结构， 2003，33 7 29- 33． ZongZhouhong， WeiChaowen， ChengHaode． Experimental research of steel- concrete beams with U- shape steel section［J］ ． Building Structure，2003，33 7 29- 33． in Chinese ［ 5］ 王进， 高轩能． 考虑滑移效应的薄壁型钢混凝土组合 梁抗弯承载能力分析［ J］ ． 华侨大学学报 自然科学 版，2009，30 4 443-448．WangJin， G