压型钢板_陶粒混凝土组合楼板火灾响应及火灾后受力性能试验研究.pdf

建筑结构学报Journal of Building Structures 第 33 卷 第 2 期 2012 年 2 月 Vol. 33No. 2Feb． 2012 002 文章编号 1000-6869 2012 02-0010-08 压型钢板- 陶粒混凝土组合楼板火灾响应及 火灾后受力性能试验研究 王新堂 1，周 明 2，王万祯1 1． 宁波大学 建筑工程与环境学院， 浙江宁波 315211; 2． 西安建筑科技大学 土木工程学院， 陕西西安 710055 摘要 为了分析压型钢板- 陶粒混凝土组合楼板的火灾响应， 首先对受荷条件下的 2 块简支陶粒混凝土组合楼板进行了火灾 行为试验， 得到了其火灾温度响应及位移响应。在此基础上， 进一步对 2 块受火后的压型钢板- 陶粒混凝土组合楼板进行了 火灾后受力性能试验研究， 并对 1 块具有相同参数的组合楼板开展了常温下静载试验。结果表明 在楼板内部设置焊接栓 钉将减弱组合楼板的抗火性能、 降低组合楼板火灾后的承载力; 与未受火作用的同样规格的组合楼板相比， 火灾后压型钢 板- 陶粒混凝土组合楼板的破坏形式发生较大变化， 但仍具有较高的承载力和良好的受力性能; 压型钢板- 陶粒混凝土组合 楼板受火后为弯曲破坏， 而未受火楼板则为剪切滑移破坏。 关键词 压型钢板组合楼板;陶粒混凝土;受火试验;火灾响应;火灾后受力性能 中图分类号 TU398. 9TU317. 1文献标志码 A Experimental study of fire response and post-fire mechanical perance of profiled sheet-ceramsite concrete composite floor WANG Xintang1，ZHOU Ming2，WANG Wanzhen1 1． Faculty of Architecture， Civil Engineering and Environment，Ningbo University，Ningbo 315211，China; 2． Faculty of Civil Engineering，Xi’ an University of Architecture ＆ Technology，Xi’ an 710055，China AbstractIn order to investigate the fire behavior of profiled sheet- ceramsite concrete composite floors abbreviated as PCCF ， the fire response and structural response of two simply supported PCCF under static load were first obtained through fire experiment． Then experimental study of the post- fire mechanical perance of two composite floors after exposure to fire were carried out，and the static test of the profiled sheet- ceramsite concrete composite floor which had the same construction and dimension as the floor subjected to fire load presented here was conducted． The experimental results show that the fire- resistant ability and the post- fire bearing capacity of the composite floor can be weakened by the welding studs set in the floor． Compared with the composite floor with the same construction and dimension as the floor subjected to fire load，the failure pattern of the profiled sheet- ceramsite concrete composite floor after exposure to fire has great variation，but still has higher post- fire bearing capacity and better mechanical behavior． It is shown that the composite floor after exposure to fire exhibits the failure pattern of bending failure and the composite floor which is not subjected to fire load exhibits the failure pattern of shearing failure． Keywordsprofiled sheet- ceramsite concrete composite floor;ceramsite concrete;fire test;fire response;post- fire mechanical perance 基金项目 国家自然科学基金项目 51078187 ， 宁波市重点学科项目 szx11060 。 作者简介 王新堂 1963 ， 男， 陕西凤翔人， 工学博士， 教授。E- mail wxt196322126. com 收稿日期 2011 年 2 月 01 0前言 在钢结构框架中， 梁、 柱重量较轻， 楼板自重占 结构总重量的 50 以上。因此， 减轻楼板自重对降 低建筑自重总量具有重要作用。陶粒混凝土较普通 混凝土可减轻楼板自重的 25 左右， 进而可减少结 构自重总量的 10 ～ 20。另外， 压型钢板既可作 为组合楼板施工过程中的模板， 又可作为使用阶段 的受力钢材， 既加快了施工进度， 又节约了用钢量。 在多高层钢结构框架体系中采用压型钢板- 轻骨料混 凝土组合楼板具有良好的经济效益和社会效益 ［1- 2 ］。 因此对轻骨料混凝土组合楼板在各种条件下的受力 性能进行深入研究和分析具有重要的工程应用价 值。文献［ 3- 5］通过对压型钢板- 轻骨料混凝土组合 楼板足尺试件的受弯试验， 分析了轻骨料混凝土组 合楼板受力性能和破坏机理; 文献［ 1， 6］ 通过试验和 理论研究， 分析了组合楼板中压型钢板和轻集料混 凝土之间黏结- 滑移性能， 且文献［ 6］提出了求解两 点对称集中荷载作用下的滑移计算式。 上述文献均未涉及火灾作用下轻骨料混凝土组 合楼板的受力性能研究， 而保证楼板在火灾作用下 的安全性或具有一定的耐火极限是整体结构抗火设 计的重点。目前， 虽然未见对压型钢板- 轻骨料混凝 土组合楼板抗火性能研究的相关报道， 但对于普通 混凝土组合楼板的火灾行为及相关问题的研究已见 诸文献报道。其中， 文献［ 7- 9］ 对压型钢板- 混凝土组 合楼板的抗火性能开展了一系列的试验研究， 并分 析了楼板的耐火极限及主要影响因素; 文献［ 10］应 用有限元分析了钢- 混凝土组合板的温度场， 研究表 明， 由于混凝土的吸热作用， 组合楼板的耐火性能优 于钢结构， 以及随着板厚的增加， 板的耐火极限也随 着增加等; 文献［ 11］对组合多跨连续板的不同受火 工况进行了有限元分析， 分析了 3 跨连续板在 3 种不 同受力工况下的变形特征、 裂缝产生及内力变化规 律; 文献［ 12］ 则主要对火灾作用下压型钢板- 混凝土 组合楼板的破坏模式进行了分析， 并提出了防火设 计时必须保证一定的混凝土厚度， 确保火灾作用下 组合楼板安全的建议。而国外的相关研究仅见少量 文献 ［13- 15 ］。其中， 文献［ 13］开展了普通骨料混凝土 组合楼板在火灾升温及冷却阶段全过程受力性能试 验研究; 文献［ 14］对室内火灾作用下普通混凝土组 合楼板抗火性能进行了研究; 文献［ 15］则着重对正 交各项异性组合楼板火灾作用下的非线性特性进行 了分析。由此可见， 现有文献对普通混凝土组合楼 板在火灾作用下的变形特征、 破坏模式及主要影响 因素等已开展了试验研究和数值模拟分析， 而对压 型钢板- 轻骨料混凝土组合楼板的研究则相对较少， 且仅限于常温下的研究。 本文通过对压型钢板- 陶粒混凝土组合楼板在火 灾作用下的结构响应及火灾后受力性能试验研究， 对该类楼板在受火状态下的力学性能及火灾后的承 载力进行了分析， 并讨论了相关参数的影响。 1试验概况 1. 1试件设计 试验设计了 3 个组合楼板试件， 试件编号分别 为 B- 1、 B- 2 和 B- 3， 其平面尺寸均为 3 400 mm 915 mm， 平面尺寸及底部配筋见图 1， 顶部双向分布 筋见图 2， 保护层厚度为 20 mm。试件端部构造及尺 寸如图 3 所示。表 1 为试件主要参数。 图 1试件平面尺寸及配筋 Fig． 1Plane dimension and reinforcement of specimens 图 2试件顶部分布筋 Fig． 2Upper reinforcement of specimens 图 3试件端部构造及尺寸 Fig． 3End details and dimension of specimens 表 1试件主要参数 Table 1Main parameters of specimens 试件 编号 板厚/ mm 等效荷载/ kNm- 2 有无 栓钉 受火时间/ min 最高平均 炉温/℃ B- 11363无50700 B- 21363有70700 B- 31363无 11 图 3 中的下部轮廓线为压型钢板的形状， 3 个试 件均采用厚度为 1 mm 的 YX76- 305- 915 压型钢板。 在楼板上部双向配置6 200 构造钢筋， 并在压型 钢板上翼缘焊接相同规格的6 300 的横向钢筋。 在板的两端支座处利用 915 mm 200 mm 10 mm 的 钢板 Q235B 代替支撑钢梁， 并电焊长 106 mm、 直径 16 mm 的螺栓作为栓钉， 使压型钢板、 栓钉、 支座处钢 板三者为一体。为了使轻骨料混凝土与压型钢板更 好的协同工作， 提高其整体性， 将试件 B- 2 沿 1 号栓 钉方向 图 1 ， 在压型钢板上等距离焊接了长70 mm、 直径为10 mm 的2 号栓钉， 共计60 个， 其横向布置如 图 1 所示。 1. 2实测材性指标 水泥选用 32. 5 级， 陶粒以轻质粉煤灰为基本原 料烧制而成。配置的陶粒混凝土为 LC25 级， 其配合 比如表 2 所示。 表 2陶粒混凝土配合比 Table 2Mix proportion of ceramic concrete 材料水灰比砂率水泥水中砂陶粒 用量/ kgm －3 0. 50. 47400200706480 根据轻骨料混凝土力学性能试验方法取每组 3 个试块 150 mm 150 mm 150 mm 立方体 实测值 的平均值， 得到陶 粒 混 凝 土 立 方 体 抗 压 强 度 为 28. 1 MPa。 压型钢板用材的力学性能试验取样及尺寸按照 GB/T 282002金属材料 室温拉伸试验方法 和 GB/T 29751998钢及钢产品力学性能试验取样位 置和试样制备 的规定， 制作了 3 个标准试件， 并取平 均值得到1 mm 规格钢材的屈服强度、 抗拉强度及弹性 模量分别为284. 2 MPa、 356. 7 MPa 及2. 05 105MPa。 6 钢筋的屈服强度、 抗拉强度及弹性模量分别为 310. 0 MPa、 385. 4 MPa 及 2. 01 105MPa。 1. 3加载方案 试验分为试件在受荷条件下的受火试验及火灾 后静载试验。 火灾试验炉的净空尺寸为 3. 6 m 1. 5 m 3. 4 m， 最高炉温可达 1 200 ℃。在受火过程中， 通过 置于楼板各测点的 K 型热电偶测定楼板温度的变 化。通过分布在炉内的8 个热电偶测定炉温。整个炉 温的变化由控制系统并配合对油门阀的控制实现。 受火过程中试件简支于火炉两端， 面荷载采用 置于楼板上部的分布荷载块模拟施加， 换算等效荷 载为 3 kN/m2。试验场景如图 4 所示。 为了测定压型钢板- 陶粒混凝土组合楼板火灾后 的力学性能， 并得到其极限荷载、 荷载- 变形关系曲线 及其破坏形态等， 火灾后的静载试验仍然在原位进 图 4受火楼板顶部荷载块及位移计布置场景 Fig． 4Arrangement of weight block and displacement transducer on composite floor in fire 行， 即在原均布荷载作用下， 待实验炉冷却后再利用 千斤顶进一步施加荷载， 具体采用螺旋千斤顶通过 分配梁分级加载。考虑到试验现场条件， 采用2 个螺 旋千斤顶进行加载。加载装置如图5 所示， 采用分级 手动进行加载， 每个千斤顶每级加载 2 kN 即每加一 级， 作用于组合楼板的总集中力增加4 kN ， 且保证 2 个千斤顶同步加载。 图 5加载装置示意图 Fig． 5Diagrammatic sketch of loading device 火灾温度通过事先设定的炉温曲线控制。炉温 的实际变化曲线通过设于炉内的 8 个热电偶测定， 试件 B- 1 和 B- 2 的炉温平均值变化曲线如图 6 所示。 图 6炉温变化曲线 Fig． 6Temperature curves of furnace 1. 4测点布置及数据采集 为了测定楼板的火灾响应温度， 在每个试件上 共设置了 18 个板内测温点和 3 个上表面测温点 即 背火面点 。每个板内测温点处预埋了 1 个可以插 入热电偶的铜管， 其布置如图 7 所示。18 个热电偶 所测温度部位均在铜管底部。上表面 3 个测温点分 别布置在测点 3、 8、 13 所对应的试件顶部表面。典型 测温点在试件厚度方向的相对位置如图 8 所示。 21 a铜管沿试件横断面分布 b测温点平面分布及编号 c测温点 16 位置 d测温点 17、 18 位置 图 7热电偶布置 Fig． 7Arrangement of thermocouples 图 8典型测温点在厚度方向的相对位置 Fig． 8Relative position of key measuring points in direction of height of specimens 试验过程中的应变和位移均采用 DH3816 静态 数据采集仪自动采集。受火过程中的位移测点布置 在跨中和两侧的四分点处。火灾后静载试验的应变 测点布置如图 9 所示， 每个试件布置了 20 个应变测 点， 分别布置在压型钢板的肋底、 混凝土板的顶部表 面及板的侧面。 2试验结果及分析 2. 1火灾响应分析 2. 1. 1试验现象 在 700 ℃ 炉温分别持续 13 min 和9 min后， 试件 B- 1、 B- 2 板底开始出现爆裂声， 板面有水迹出现， 附 a顶面测点分布 b侧面测点分布 c板底测点布置 图 9应变测点分布 Fig． 9Arrangement of strain gauge 近散发出刺鼻异味; 当 2 个试件的恒温持续时间分 别为 31 min 和 28 min 后， 爆裂声停止， 楼板表面有水 迹; 当 2 个试件升温时间分别为 40 min 和 60 min 后， 板面水迹开始减少。当 2 个试件火灾试验结束后约 30 min 时， 试件表面仍有较高温度， 试验结束 6 h 后， 用手触摸试件表面， 仍有明显的温热感， 说明陶粒混 凝土内部降温比较缓慢。火灾试验后， 压型钢板与 混凝土接触面有部分混凝土自动脱落， 部分未脱落 的可以用手剥落， 且试件中部出现细微裂缝。 2. 1. 2温度响应 图 10 和图 11 分别给出了试件 B- 1 和 B- 2 部分 测点的温度响应。图中的背火面温度为各试件上表 面温度的平均值。 由图 10、 11 可以看出， 试件各测点温度响应随着 所在部位的不同有所差异， 炉温虽然高达700 ℃ 图 6 ， 但 2 个试件的最高温度响应分别只有 400 ℃ 和 500 ℃。在整个受火过程中， 2 个试件底部的温度 远高于顶部， 而顶部较大厚度范围的温度均比较接 近， 小于 150 ℃。由图 6 和图 11 可以看出， 降温阶段 试件 B- 2 的温度响应明显滞后于炉温， 在炉温降温约 10 min， 试件 B- 2 的温度响应仍然保持上升状态， 上 升约 30 ℃， 说明栓钉影响楼板温度响应。试验结果 表明， 压型钢板的凹面温度远低于凸面温度， 且最高 相差 150 ℃， 但试件两侧的最高温度响应基本相同。 图 12 给出了试件 B- 2 响应温度沿板厚方向的变化， 图中 z 为沿板厚度方向尺寸， h 为板厚。由图可以看 出， 压型钢板- 陶粒混凝土组合楼板火灾温度响应沿 厚度方向的变化可简化为 2 个线性段， 试件 B- 1 的温 度响应与试件 B- 2 有类似的变化规律。 31 图 10试件 B- 1 典型测点温度响应 Fig． 10Response temperature of key measuring points of B- 1 图 11试件 B- 2 典型测点温度响应 Fig． 11Response temperature of key measuring points of B- 2 图 12试件 B- 2 温度沿板厚方向的变化 Fig． 12Variation of temperature in direction of thickness of B- 2 2. 1. 3变形 试件升降温过程中测点位移响应如图13 ～14 所 示。由图可见， 在受火过程中组合楼板的位移随着 火灾温度的上升而快速增大。当升温至 700 ℃并保 持恒定后， 试件位移继续增大， 但变化趋势有所减 缓， 并最终基本维持不变。试验炉熄火后进行自然 降温， 实测结果显示， 试件跨中位移和四分点位移迅 速恢复， 且恢复速度逐渐减小， 最终停止变化。 图 13 和图 14 也表明， 2 个受火试件均有一定的 残余变形， 其中试件 B- 1 的跨中残余位移为 20 mm， 试件 B- 2 的跨中残余位移则为 43 mm。对比试件 B- 1 和 B- 2 的位移响应曲线， 在炉温保持阶段结束之前， 2 个试件位移均已达到最大值。综合上述分析可知， 图 13试件 B- 1 受火及熄火后的位移响应 Fig． 13Displacement- time curves of B- 1 图 14试件 B- 2 受火及熄火后的位移响应 Fig． 14Displacement- time curves of B- 2 楼板受火时栓钉的存在对楼板的抗火性能产生不利 影响， 使楼板的整体挠度在其他因素相同的条件下 41 显著增加， 试件 B- 2 的最大位移比试件 B- 1 的最大位 移大 35 mm。试件 B- 2 在受火后的残余变形也大于 试件 B- 1， 栓钉的设置也是其主要影响因素之一， 但 影响机理尚需进一步研究。 另外， 注意到楼板在受火后虽然已产生了较大 的残余变形， 但整体楼板并未破坏， 说明楼板仍有一 定的承载能力。这一点可由受火后的静力试验得以 验证。 2. 2受火后力学性能 2. 2. 1试验现象 加载初期， 压型钢板与陶粒混凝土协同工作良 好， 且试件基本处于弹性受力阶段。 试件 B- 1 加载到 44 kN 时， 开始出现清脆的响 声， 并一直断断续续; 加载到 76 kN 时， 荷载开始波 动、 位移持续增大， 试件达到屈服状态。该过程持续 一段时间后， 荷载继续上升， 最终达到最大值 84 kN， 试件整体破坏。 试件 B- 2 加载到 24 kN 时， 出现轻微的响声; 加 载到 60 kN 时， 荷载难以维持， 位移持续增大， 试件屈 服。该过程持续一段时间后， 荷载继续上升， 最终达 到最大值 70 kN， 试件整体破坏。 未受火试件 B- 3， 当加载到24 kN 时， 出现钢板与 陶粒混凝土分离的响声; 加载到 80 kN 时， 端部压型 钢板与陶粒混凝土之间开始出现相对滑移; 加载到 120 kN 时， 试件屈服。最大荷载为 135 kN。 由试验结果来看， 试件 B- 1 最终为弯曲破坏 图15a ， 未受火试件 B- 3 为剪切滑移破坏 图15b 。 a试验场景及试件 B- 1 火灾后破坏形态 b试件 B- 3 的端部滑移 图 15试件破坏形态 Fig． 15Failure patterns of specimens 2. 2. 2荷载- 位移曲线 图16 为试件荷载- 位移曲线 P- Δ 曲线 ， 其中试 件 B- 3 未受火。由图 16 可以看出， 火灾作用后的组 合楼板， 在自重和均布荷载作用下， 仍可继续承担较 大的荷载。可以看出， 试件加载初期的荷载- 位移关 系曲线基本呈线性变化， 试件的初始刚度变化不大， 但受火后试件的承载力下降明显。试件 B- 1 的极限 荷载为 84 kN 2 个千斤顶加载之和 ， 约为常温的 60; 试件 B- 2 的极限荷载下降为70 kN， 约为常温的 52。另外， 楼板因受火而产生的残余变形大于 L/200， 表明火灾对楼板的损伤比较大， 且试件 B- 2 的火灾残余位移达到试件 B- 1 的 2 倍。表明在相同 条件下栓钉的布置和受火时间是影响组合楼板抗火 性能的重要因素。另外， 试验结果亦表明， 未受火试 件 B- 3 发生破坏时， 底部压型钢板屈服前与混凝土的 交界面产生较大滑移， 在楼板左端出现宽 3 mm 长 150 mm 的裂缝， 在楼板右端的混凝土向右发生 5 mm 左右的滑移。 a试件 B- 1 b试件 B- 2 c试件 B- 3 图 16试件的荷载- 位移曲线 Fig． 16P- Δ curves of specimens 各试件实测承载力及位移列于表 3。需要说明 的是， 表中的总位移为加载前的初始位移与加载所 产生的试验位移之和。可以看出， 试件 B- 2 的位移远 51 大于试件 B- 1， 但二者的承载力则相差较小。其原因 是， 一方面在于 B- 2 试件受火时间较长， 另一方面在 于该试件所设栓钉对其抗火性能产生不利影响。另 外还可以看出， 未受火试件 B- 3 的承载力远大于受火 试件， 但位移却比较小， 说明火灾对组合楼板的承载 力及刚度均有一定程度的损伤。 表 3试件的承载力及位移 Table 3Comparison of bearing capacity and displacement of specimens 试件编号 承载力/ kN 初始位移/ mm 试验位移/ mm 总位移/ mm B- 18422. 062. 384. 3 B- 27045. 084. 9129. 9 B- 31352. 194. 796. 8 2. 2. 3应变 图 17 分别为试件左右四分点处 图 9 中的测点 18和测点20 的荷载-应变关系曲线， 图中的应变均 a试件 B- 1 b试件 B- 2 c试件 B- 3 图 17试件荷载- 应变关系曲线 Fig． 17Curves of load- strain of specimens 为拉应变， 图 18 为试件跨中荷载- 拉应变变化曲线。 需要说明的是， 因现场试验条件所限， 这里仅实测了 试件底部一侧距离边缘 200 mm 处的应变。 由图17 可以看出， 板底应变左右基本对称， 且受 火楼板的这一特征更为明显。所有试件的跨中应变 均大于四分点处应变， 如试件 B- 1 的跨中应变为 0. 006 50， 四分点处则为 0. 001 25。未受火试件 B- 3， 跨中应变是四分点应变值的 2 倍以上。另外可以看 出， 试件 B- 1 和 B- 2 在四分点处的应变虽然比较接 近， 但跨中应变则相差很大， 试件 B- 2 的跨中最大应 变约为0. 0113， 是试件 B- 1 的近2 倍 图18 。另外， 未受火试件四分点处的应变约为受火试件应变的 1. 5 倍以上， 但跨中应变则远小于受火试件， 且没有明 显的下降段， 表明组合楼板在受火后的力学性能发生 了较大的变化。受火后楼板的刚度虽然有明显下降， 但仍具有一定的承载力， 且整体塑性也比较明显。 图 18跨中荷载- 应变关系曲线 Fig． 18Curves of load- strain of mid- span of specimens 3结论 1 陶粒混凝土组合楼板受火时栓钉的存在对 其抗火性能产生不利影响， 使楼板的整体挠度在其 他因素相同的条件下显著增加。 2 压型钢板- 陶粒混凝土组合楼板受火后整体 刚度有明显的下降， 但仍具有较高的承载力， 且塑性 性能比较明显。 3 压型钢板- 陶粒混凝土组合楼板受火后的破 坏为弯曲破坏， 而未受火楼板则为剪切滑移破坏。 4 陶粒混凝土组合楼板的温度响应沿着板厚 方向的变化呈明显的非线性。因此在实际楼板的抗 火验算时需要考虑温度沿厚度方向的变化。 5 对陶粒混凝土组合楼板进行抗火设计时， 一 方面应考虑适当增加楼板厚度， 另一方面可通过改 变楼板内部的构造措施提高其抗火承载力， 如控制 栓钉的使用及调整其分布。 61 参考文献 ［ 1］ 尹犟． 压型钢板- 轻集料混凝上组合楼板受力性能研 究［ D］ ． 长沙 长沙理工大学， 200410- 30． Yin Jiang． Research on mechanical properties of lightweight aggregate concrete composite slabs［D］ ．Changsha Changsha 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