火灾作用下钢板组合楼板受火性能试验研究

火灾作用下钢板组合楼板受火性能试验研究

组合楼板薄膜效应试验研究现状在火灾的影响下，随着压板结构固定模块的火灾时间的延长，板中钢筋和混凝土的强度和弹性模量不断下降。此时楼板中部的混凝土充分开裂,而板中钢筋则形成近似椭圆抛物面状的钢筋网承担板上荷载,同时在板四周形成混凝土受压环,为钢筋提供有效的锚固,这就是火灾作用下组合楼板的受拉薄膜作用(薄膜效应的发展如图1所示)。由于薄膜效应可以大大提高组合楼板的抗火能力,近十几年,国内外学者对组合楼板薄膜效应做了大量研究,并通过试验对组合楼板的薄膜效应现象及其分析理论进行验证。1995~1996年,BuildingResearchEstablishment(BRE)在Cardington实验室对一个8层钢框架结构做了6个足尺火灾试验,通过分析证明了火灾下楼板薄膜效应的存在。Cardington试验中,组合楼板底部最高温度可达1000℃,而楼板却没有发生坍塌。这表明,组合楼板中由受拉钢筋网形成的薄膜作用可以代替屈服线承载机制承担板上荷载。1999年,Bailey等为了进一步研究组合楼板薄膜理论,以Cardington试验中的构件尺寸为基础,对一块9.5m×6.5m的组合楼板做了常温下楼板极限承载力试验,并以此为基础发展了一套完整的薄膜理论。此后,Bailey又做了15个常温下小尺寸楼板的极限承载力试验来验证新的薄膜理论。但Bailey的试验仅限于常温,其试验现象不能反映楼板在高温下的承载机制和破坏模式。2008年,法国CTICM对一个8.735m×6.660m包含两根次梁的组合楼板做了ISO标准升温曲线下的抗火试验,取得了宝贵的试验数据。但是,该试验中楼板内钢筋采用了焊接连接,最终由于焊缝失效断裂导致楼板整体破坏。钢筋的这种连接方式与工程实际有所差异,导致了试验的破坏现象和真实火灾不甚相同,因此不能反映高温下楼板破坏的真实情况。我国组合楼板的抗火试验数据主要来源于李国强等在公安部天津消防科研所的国家固定灭火系统和耐火构件质检中心进行的两个带边梁和两个不带边梁共4块4m×3m的组合楼板抗火试验和董毓利等在青岛理工大学所做的3个简支组合楼板与4个连续组合楼板的抗火试验。遗憾的是,这些试验均不以考察组合楼板的薄膜效应为主要目的,其试验结果对研究楼板薄膜效应的帮助有限。因此,相比较而言,我国研究火灾下组合楼板薄膜效应的试验较少,试验数据比较有限,阻碍了对楼板薄膜效应的研究。为了深入研究火灾作用下楼板薄膜效应的发展过程,观察火灾下组合楼板的破坏形态,并通过试验积累数据、验证理论模型,本文对2块含次梁和2块不含次梁的组合楼板进行了ISO834标准火灾升温曲线下,考虑薄膜效应的组合楼板抗火性能试验。1试验构件及加载装置试验共包含4个试件,编号为:S-1~S-4。试件尺寸为5.232m×3.720m,总厚度为146mm,压型钢板顶面上混凝土厚为70mm。试件S-1设置ϕ8@150双向抗温度开裂钢筋,上层钢筋保护层厚度为21mm,试件S-2~S-4设置ϕ8@150双向抗温度开裂钢筋,上层钢筋保护层厚度为30mm。试件S-1、S-2长跨中部设施一道次梁,且次梁不做防火保护;试件S-3、S-4中不设置次梁。试件概况见表1,试件布置及配筋图见图2和图3。试件采用YX76-344-688型板厚为1.0mm的压型钢板,其屈服强度f>270N/mm2;混凝土选用普通硅酸盐混凝土,混凝土强度等级根据立方体抗压强度确定;抗温度开裂钢筋选用ϕ8一级钢筋,为了模拟Cardington试验中楼板边缘负弯矩钢筋断裂的现象,所有抗温度开裂钢筋在板的边缘不做锚固,而是穿出板面(如图4所示);焊钉采用125mm长、直径为16mm的圆柱头焊钉,与试验炉四边焊接以模拟实际楼板与四周钢梁的连接;次梁选用I25b热轧普通工字钢,材料强度Q235。钢筋和混凝土材料性能试验结果见表2和表3。试验炉升温曲线采用ISO834标准火灾升温曲线;试验荷载采用常温下楼板设计极限承载力的60%~65%;采用24点加载模拟均布荷载,加载装置示意图以及安装后的加载装置如图5、图6所示;试验过程中,对炉温、板底及板表面温度、试验板挠度、钢筋温度、钢筋应变、混凝土应变进行了测量,测点布置如图7~图10所示。2板面裂缝分布试验均采用恒载升温的试验方法,共分10级进行常温加载。常温加载完成后除楼板产生挠度和支座发生微小沉陷之外,没有发现任何破坏现象。当试验荷载全部施加在试件上,荷载及试件变形稳定后,开始点火升温。4个试件的试验荷载及升温时间如表4。进行试件S-1、S-2试验时,楼板中部次梁两边最先出现裂缝,这主要是由于楼板强度、刚度迅速下降导致次梁上部楼板内产生了较大的负弯矩造成的;然后在板长边附近开始出现贯穿整个长边的裂缝,这是由于随着楼板强度、刚度的下降,楼板产生了较大的挠度,从而在板边形成较大的负弯矩,裂缝出现的位置恰好为负弯矩较大而板刚度最小的位置(图11);接着,在板的短边开始出现裂缝,此处的裂缝除了在板面上发展外,部分裂缝还发展到了板的侧面(图12)。试验结束后发现,在板的角部形成了明显的屈服线,并且有混凝土被压碎的现象(图13)。这说明在试验过程中,楼板已达到了屈服线承载力极限。试验后,楼板产生了很大的挠度,楼板中部呈现出类似于椭圆抛物面状的凹陷,说明产生了薄膜效应(图14)。图15为试验后板S-2板面上的裂缝情况。从图中可以看出,在楼板的中部和四个角部都产生了由薄膜拉力引起的裂缝。图16为试验后板底变形情况。从图中可以看到,未保护次梁产生了较大的挠度,但是并没有发生破坏。图17为试验后压型钢板情况。观察发现,压型钢板没有出现被烧穿的现象,证明楼板受火90分钟时,压型钢板仍能起到维持楼板整体性的作用。整个试验过程中都伴随着水气蒸发,直至试验结束,尚有少量水蒸气从板面裂缝处冒出。试件S-3、S-4的试验现象与S-1、S-2相近。但是由于板中没有次梁,因此裂缝首先出现在楼板边缘。虽然试验过程中,楼板中部也出现了沿短跨方向的裂缝,但这条裂缝是由于楼板薄膜拉力使板中部混凝土受拉产生的。试件S-3、S-4裂缝分布情况见图18、图19。本文中的4个试件在试验结束时均能保持其承载力而没有发生坍塌,这说明火灾下楼板的薄膜效应发挥了作用,大大提高了楼板的抗火承载力,使楼板的整体性和稳定性得以保持。3试验结果及分析3.1钢筋温度随时间的变化图20为试验时的平均炉温随时间变化图。由图可以看出,试验中炉温与ISO834标准升温曲线符合良好。图21为中心板底温度随时间变化图。可以看出,在升温初期,板底温度较低。随着升温时间延长,板底温度逐渐升高,并逐渐接近炉温。当升温75分钟时,板底温度可以达到700~800℃;当升温90~100分钟时,板底温度可超过800℃,甚至达到900℃。图22为中心板面温度随时间变化图。可以看出,在整个试验过程中板面温度较低。升温90分钟时,板面温度只有100℃左右。图23~图24为楼板内钢筋平均温度随时间变化图。图中的预测值为采用式(1)计算出的压型钢板波峰和波谷处钢筋温度的算术平均值。可以看出,由式(1)所算出的钢筋平均温度预测值高于实测值。试验中发现,钢筋距板下表面的距离对钢筋温度有较大的影响。在板中同一个位置上,相邻的上下两侧钢筋温度相差不大。T=[0.6exp(−w2w4)−0.1Hd+1]⎡⎣⎢⎢⎢⎢T0+exp0.05+0.135t20−0.005(t20)2−d0.007+0.0145t20−0.0005(t20)28⎤⎦⎥⎥⎥⎥(1)Τ=[0.6exp(-w2w4)-0.1Ηd+1][Τ0+exp0.05+0.135t20-0.005(t20)2-d0.007+0.0145t20-0.0005(t20)28](1)式中,t(min)为曝火时间;T0(℃)为室温;d(m)为钢筋到曝火面的距离;H(m)为板厚;w2、w4如图25所示。3.2温度钢筋试验结果图26、图27分别为试件S-1短向及长向钢筋应变随时间变化图。(由于常温应变片有效的工作温度为60℃以下,因此图中给出的是钢筋温度低于60℃时钢筋的应变数据。同时,对于出现溢出的数据组,将溢出以后的数据全部视为无效数据。)按照传统的屈服线理论,温度钢筋所布置的位置处于楼板截面的受压区,应产生压应变。由图可以看出,无论是长向还是短向钢筋的应变,只在试验开始的一小段时间内为压应变,在试验中的大部分时间中均为拉应变,而且拉应变不断增大。这验证了薄膜效应的产生和发展。图28为试件S-4四边混凝土应变随时间变化图。由图可以看出,楼板四边中点混凝土受压,即试验过程中在楼板的四周产生了受压环。该受压环为钢筋提供了有效的锚固。试验时在试件四角处布置了应变花(如图10所示)。通过测量和分析发现,试件四角处的主压应力与板边夹角在30°~60°之间,这与图13的破坏现象相符。3.3火时间变化图29和图30分别为试件S-1~S-4中心挠度随受火时间变化的实测结果,可见楼板挠度可达楼板短边长度的1/25左右。在如此巨大的挠度下,楼板承载力已从受弯机制转变为薄膜受拉机制,即薄膜效应发挥了作用。4板上荷载不适宜本文对压型钢板组合楼板的抗火性能做了足尺模型研究。试验过程中对楼板的温度和挠度、钢筋的温度和应变以及混凝土的应变进行了测量。通过试验,得出以下结论:(1)火灾作用下,压型钢板组合楼板会产生较大挠度,形成受拉薄膜效应。这种薄膜承载机制能够提高高温下楼板承载力。因此,当楼板薄膜承载力高于板上荷载时,可不对组合楼板进行防火保护,也可满足60min(耐火等级二级)或90min(耐火等级一级)的耐火极限要求;(2)板内具有连续的钢筋网是楼板薄膜效应产生的前提条件。对于普通现浇楼板可为受力钢筋网,对于压型钢板组合楼