受火后疊合板組合梁受力性能試驗研究

呂俊利，周圣楠，呂京京，蔡永遠(yuǎn)，陳其超

(1. 山東建筑大學(xué)土木工程學(xué)院，山東，濟南 250101；2. 建筑結(jié)構(gòu)加固改造與地下空間工程教育部重點實驗室，山東，濟南 250101)

目前，傳統(tǒng)組合梁在常溫[1?8]及火災(zāi)[9?17]下的受力性能已有較多的研究，結(jié)果表明，不同翼板形式的組合梁，其受彎性能和破壞形態(tài)會有顯著差別[3]，各項力學(xué)性能均隨剪切連接程度的減小而減小，破壞模式也隨剪切連接程度的減小而改變[6]；而火災(zāi)下組合梁的力學(xué)性能和破壞形態(tài)也受到翼板形式的影響[16]，雖然壓型鋼板組合梁和平板組合梁都是通過栓釘連接，但是壓型鋼板組合梁在火災(zāi)下其鋼梁和壓型鋼板的結(jié)合界面會產(chǎn)生分離現(xiàn)象，整體性較差，承載力低，而平板組合梁的整體性較好，抗火能力強。

疊合板組合梁是在傳統(tǒng)組合梁的基礎(chǔ)上發(fā)展起來的一種新型組合結(jié)構(gòu)，由鋼梁、疊合板(預(yù)制底板和后澆層澆筑而成)、桁架鋼筋和抗剪連接件構(gòu)成，其中疊合板下部是由多塊預(yù)制底板拼接而成，預(yù)制底板中設(shè)置桁架鋼筋，桁架鋼筋的一部分嵌入后澆層中，可以增加兩者之間的粘結(jié)作用。根據(jù)規(guī)范《裝配式混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(JGJ 1?2014)[18]和《裝配式混凝土結(jié)構(gòu)連接節(jié)點構(gòu)造》(G310?1～2)[19]中給出的兩種拼縫連接方式，將疊合板組合梁分為整體式疊合板組合梁和分離式疊合板組合梁。整體式疊合板組合梁是在相鄰兩預(yù)制底板之間留有一定長度的搭接鋼筋，通過澆筑混凝土后澆層(鋼筋搭接部位也是后澆層的一部分)將各預(yù)制底板連接成為一個整體，與整體式疊合板不同的是，分離式疊合板組合梁的預(yù)制底板是直接拼接在一起，相鄰兩預(yù)制底板之間存在接縫。疊合板組合梁不僅具有傳統(tǒng)組合梁承載力高、剛度大等優(yōu)點，而且還具備“預(yù)制裝配”、“快速施工”等特點，因此，推廣疊合板組合梁符合我國當(dāng)前基本建設(shè)的國情。

近年來，建筑火災(zāi)頻發(fā)，給建筑物造成極大損害，但火災(zāi)發(fā)生以后，除倒塌的建筑外，沒有倒塌的建筑結(jié)構(gòu)需要評估其火災(zāi)后的力學(xué)性能，以便確定火災(zāi)后建筑結(jié)構(gòu)的承載能力和剛度是否滿足原來的設(shè)計要求。已有研究發(fā)現(xiàn)新舊混凝土結(jié)合界面和預(yù)制底板拼縫的存在造成火災(zāi)中疊合板組合梁的抗彎剛度降低[20]，從而可以推斷出火災(zāi)后疊合板組合梁的受力性能不同于傳統(tǒng)的組合梁，但查閱文獻(xiàn)很少發(fā)現(xiàn)關(guān)于火災(zāi)后疊合板組合梁受力性能的研究，因此，本文對火災(zāi)后的受力性能進(jìn)行試驗研究，試驗結(jié)果可為火災(zāi)后疊合板組合梁的性能評估提供參考依據(jù)。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

試驗設(shè)計并制作了6 個足尺疊合板組合梁試件，編號為SCB-1～SCB-6，其中對試件SCB-1～SCB-5進(jìn)行靜力加載前，先按照國際標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線ISO-834 進(jìn)行火災(zāi)升溫試驗，SCB-6 為常溫未受火對比試件；試驗梁全長4800 mm，凈跨4500 mm；翼板寬度參照規(guī)范[21]取值為1625 mm，板內(nèi)鋼筋均采用HRB400 級；栓釘直徑為16 mm，熔焊后長度取80 mm；預(yù)制底板和現(xiàn)澆層均采用C30 混凝土；鋼梁采用Q235B 型熱軋H 型鋼焊接而成，規(guī)格為HN250 mm×125 mm×6 mm×9 mm。試驗梁具體參數(shù)見表1，幾何尺寸和構(gòu)造見圖1 和圖2。

1.2 材料性能

澆筑混凝土試件時預(yù)留邊長為150 mm 的標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊，并與試件同條件下養(yǎng)護(hù)，養(yǎng)護(hù)完成后在液壓試驗機上進(jìn)行立方體抗壓強度測試，獲取混凝土的抗壓強度；同時根據(jù)相關(guān)規(guī)范對與試件同批次的鋼筋和鋼板進(jìn)行材料性能試驗，具體試驗結(jié)果見表2。

表 1 試件具體參數(shù) /mmTable 1 Main parameters of specimens

圖 1 分離式疊合板組合梁示意圖 /mmFig. 1 Schematic diagram of separated composite beams with laminated slabs

圖 2 整體式疊合板組合梁示意圖 /mmFig. 2 Schematic diagram of integral composite beams with superposed plates

表 2 材料性能Table 2 Material performance

1.3 火災(zāi)試驗方案

火災(zāi)升溫試驗在山東建筑大學(xué)火災(zāi)試驗室水平結(jié)構(gòu)構(gòu)件抗火試驗爐內(nèi)進(jìn)行，試驗爐尺寸為5000 mm×4900 mm×1500 mm，通過布置在兩側(cè)長邊墻體中的燃燒器燃燒柴油進(jìn)行升溫，并由布置在爐體四邊的4 個鎧裝熱電偶記錄爐溫曲線。

本次試驗中，試件的升溫分三批進(jìn)行：第一批包括試件SCB-2；第二批包括試件SCB-3 和試件SCB-4；第三批包括試件SCB-1 和試件SCB-5。設(shè)計升溫時間均為90 min。試件受火方式為底面受火且承受均布荷載(通過布置在試件表面的鑄鐵加載塊施加)，按照鋼筋混凝土設(shè)計規(guī)范要求，樓板活荷載標(biāo)準(zhǔn)值為2.0 kN/m2，鑄鐵加載塊單個重量為20 kg，沿跨度方向均布3 排加載塊，每排跨中加載區(qū)放置4 個加載塊，其余加載區(qū)放置6 個加載塊，圖3(a)、圖3(b)分別為加載塊布置示意圖和現(xiàn)場布置圖。當(dāng)升溫達(dá)到預(yù)定時間后，熄火使試件在火災(zāi)爐內(nèi)自然冷卻至室溫，試件的升降溫曲線如圖4 所示，從圖4 中可以看出：三次試驗的爐溫曲線趨勢相同，升溫階段溫度迅速上升，較好地模擬了火災(zāi)的轟燃現(xiàn)象，但是試件SCB-3 和試件SCB-4 在升溫過程中，試驗爐出現(xiàn)短期故障，導(dǎo)致其升溫曲線出現(xiàn)一個下降段。

試件經(jīng)過圖4 所示的火災(zāi)升降溫過程后，變形情況如下：

圖 3 加載布置圖Fig. 3 Loading layout

圖 4 爐溫曲線Fig. 4 Furnace temperature curve

試件SCB-1～SCB-4 的破壞形態(tài)相似，均發(fā)生向下的彎曲變形，疊合板板側(cè)的預(yù)制底板接縫處出現(xiàn)細(xì)小裂縫，長度約30 mm，新舊混凝土結(jié)合界面未產(chǎn)生裂縫，鋼梁與疊合板交界面也無明顯的相對掀起和錯動，試件整體協(xié)同工作性能良好，見圖5(a)；鋼梁撓曲現(xiàn)象明顯，但未發(fā)生屈曲，見圖5(b)；疊合板板底的混凝土呈淺粉色，表面可見網(wǎng)狀細(xì)微裂縫，見圖5(c)；預(yù)制底板接縫處的混凝土呈灰白色，表面疏松，存在明顯裂縫，見圖5(d)。

試件SCB-5，整體發(fā)生向下的彎曲變形，梁端明顯翹起，見圖6(a)；鋼梁撓曲現(xiàn)象明顯，但未發(fā)生屈曲，見圖6(b)；疊合板板側(cè)的預(yù)制底板接縫處出現(xiàn)寬度為1.2 mm 的豎向裂縫以及沿新舊混凝土結(jié)合界面長為50 mm 的水平裂縫，見圖6(c)；疊合板板頂中部出現(xiàn)長約420 mm 的縱向裂縫，見圖6(d)，出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因在于：一是疊合板表面施加的均布荷載所帶來的板面負(fù)彎矩的作用；二是高溫下組合梁材料性能劣化。

圖 5 火災(zāi)后整體式疊合板組合梁的破壞形態(tài)Fig. 5 Failure pattern of integral composite beams with superposed slabs after fire

圖 6 火災(zāi)后分離式疊合板組合梁的破壞形態(tài)Fig. 6 Failure pattern of separated composite beams with laminated slabs

1.4 常溫及火災(zāi)后的加載裝置以及加載方案

加載設(shè)備為一臺100 T 級的液壓千斤頂，放置在試驗梁的中點正上方位置，加載時，千斤頂先將集中力施加到一級分配梁上，再通過兩個沿疊合板寬度方向布置在試件表面L/3 位置處(L 為凈跨)的墊梁將力傳遞到疊合板上表面，對試件進(jìn)行單調(diào)加載。試驗?zāi)M兩邊簡支的邊界條件，在鋼梁底部放置鉸支座，支座形式通過墊板、鋼滾軸和限位鋼筋實現(xiàn)，試件端部均外伸150 mm，加載裝置及現(xiàn)場布置見圖7。

正式加載前先進(jìn)行預(yù)加載，以檢查各儀器儀表的運行情況。試驗期間采用力控制加載，每級荷載增量為10 kN，試驗過程中觀察并記錄試驗現(xiàn)象，為保證測試數(shù)據(jù)的穩(wěn)定性，試驗中每級荷載持荷5 min 后再進(jìn)行應(yīng)變、位移以及裂縫寬度的測量與記錄，當(dāng)試件的承載力顯著下降或鋼梁與疊合板滑移嚴(yán)重甚至分開時，認(rèn)為試件已達(dá)到承載力極限狀態(tài)并停止加載。

圖 7 試驗加載裝置Fig. 7 Test set-up

1.5 常溫及火災(zāi)后的測點布置

選擇跨中截面作為常溫下整體式疊合板組合梁的測試截面，測試內(nèi)容為鋼梁的縱向應(yīng)變以及混凝土翼緣板的應(yīng)變，通過在混凝土截面和鋼梁截面布置應(yīng)變片進(jìn)行測量，見圖8(a)～圖8(d)。

受火試件的測試內(nèi)容主要是加載過程中試件的跨中和加載點處的撓度、支座處疊合板和鋼梁之間的掀起位移，具體位移計布置見圖8(e)。

2 試驗現(xiàn)象及結(jié)果分析

2.1 試驗現(xiàn)象

試件SCB-1～SCB-4 的試驗現(xiàn)象以及破壞形態(tài)相似，以試件SCB-1 為例，對荷載作用下火災(zāi)后整體式疊合板組合梁的試驗現(xiàn)象進(jìn)行描述。其在試驗加載初期，試件原有裂縫變寬，最大寬度為1.5 mm，未產(chǎn)生新裂縫；加載至60 kN 時，加載點區(qū)域內(nèi)疊合板板頂原有縱向裂縫開始向跨中方向延伸；至80 kN 時，跨中疊合板板底出現(xiàn)2 條長約110 mm 的橫向裂縫，間隔13 cm；隨著荷載的持續(xù)增大，跨中疊合板板底出現(xiàn)多條橫向裂縫，且裂縫沿疊合板板側(cè)向上延伸至后澆層，見圖9(a)；疊合板板頂?shù)脑辛芽p逐漸發(fā)展聯(lián)結(jié)成為一條貫通的縱向裂縫；當(dāng)荷載超過230 kN 后，裂縫基本出齊且發(fā)展的速度明顯加快，至250 kN時，試件承載力顯著下降，停止加載。試驗結(jié)束后，疊合板板頂?shù)目v向裂縫貫通整個板面，見圖9(b)；鋼梁與疊合板交界面出現(xiàn)滑移現(xiàn)象，見圖9(c)。

圖 8 試件的測點布置 /mmFig. 8 Measuring point locations of specimen

圖 9 試件主要的破壞形態(tài)Fig. 9 Main failure characteristics of specimens

試件SCB-5，其在試驗加載初期，試件原有裂縫變寬，最大裂縫寬度為2 mm，未產(chǎn)生新裂縫；加載至50 kN 時，加載點區(qū)域內(nèi)疊合板板頂出現(xiàn)一條長度為200 mm 的縱向裂縫；至120 kN時，在預(yù)制底板接縫處，疊合板板側(cè)產(chǎn)生一條寬度為6 mm 的豎向裂縫；隨著荷載的持續(xù)增大，該豎向裂縫沿新舊混凝土結(jié)合界面發(fā)展，產(chǎn)生一條長100 mm，寬5 mm 的水平裂縫，最終斜向發(fā)展延伸至疊合板板頂，見圖9(d)，板底混凝土不斷地被壓碎掉落下來；至200 kN 時，在L/3(L 為凈跨)處，新舊混凝土結(jié)合界面出現(xiàn)一條長180 mm 的水平裂縫；至220 kN 時，試件承載力顯著下降，停止加載。試驗結(jié)束后，疊合板板底的預(yù)制底板接縫發(fā)生開裂，混凝土爆裂現(xiàn)象嚴(yán)重，見圖9(e)。

試件SCB-6，其在試驗加載初期，鋼梁和疊合板呈現(xiàn)出良好的組合作用，試件未產(chǎn)生裂縫；加載至90 kN 時，跨中疊合板板底出現(xiàn)2 條通長橫向裂縫，裂縫寬度約為0.3 mm；至160 kN 時，跨中疊合板板底的通長裂縫增加至7 條，最大裂縫寬度為0.6 mm；隨著荷載的持續(xù)增加，跨中疊合板板底出現(xiàn)多條橫向裂縫，裂縫沿疊合板板側(cè)向上延伸至后澆層，但疊合板中新舊混凝土結(jié)合良好，未產(chǎn)生裂縫，見圖9(f)；至260 kN 時，跨中疊合板板底裂縫基本出齊且發(fā)展的速度明顯加快；至300 kN 時，試件承載力顯著下降，停止加載。試驗結(jié)束后，疊合板板底密布通長橫向裂縫，見圖9(g)；鋼梁與疊合板交界面出現(xiàn)滑移現(xiàn)象，見圖9(h)。

2.2 破壞特征

荷載作用下，火災(zāi)后分離式疊合板組合梁在疊合板板側(cè)的預(yù)制底板接縫處產(chǎn)生一條較寬的豎向裂縫，結(jié)合界面在豎向拼縫不斷增大的情況下發(fā)生粘結(jié)破壞，最終在剪力作用下導(dǎo)致后澆層出現(xiàn)斜裂縫，但在遠(yuǎn)離拼縫處，試驗梁在加載至接近極限荷載時疊合板內(nèi)的新舊混凝土結(jié)合界面才發(fā)生開裂。可見，雖然分離式疊合板組合梁中預(yù)制底板接縫的存在破壞了預(yù)制底板的連續(xù)性，造成試件發(fā)生粘結(jié)破壞，但遠(yuǎn)離接縫的疊合板仍為上下兩層混凝土整體受力、協(xié)同工作。

火災(zāi)前后整體式疊合板組合梁在荷載作用下均發(fā)生受彎破壞，且破壞形態(tài)基本相同。破壞時，鋼梁與疊合板交界面出現(xiàn)滑移現(xiàn)象，跨中純彎段內(nèi)疊合板板底產(chǎn)生多條橫向裂縫，并延伸至板側(cè)，但新舊混凝土結(jié)合界面未開裂。與常溫下不同的是，火災(zāi)后的整體式疊合板組合梁出現(xiàn)裂縫時的荷載水平較低，約為極限荷載的17.4%。出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因在于試驗梁受火后，混凝土強度顯著退化，加載時混凝土所能承擔(dān)的荷載與整個疊合板組合梁截面所能承擔(dān)的荷載比值較常溫下小，導(dǎo)致截面開裂提前。

通過對火災(zāi)后整體式疊合板組合梁和火災(zāi)后分離式疊合板組合梁的破壞形態(tài)進(jìn)行對比可以發(fā)現(xiàn)，火災(zāi)后整體式疊合板組合梁的新舊混凝土結(jié)合界面未發(fā)生開裂，疊合板板底的裂縫數(shù)量更多，寬度更小，說明整體式疊合板組合梁的整體性優(yōu)于分離式疊合板組合梁，且破壞時的脆性現(xiàn)象得到明顯改善；此外，火災(zāi)后分離式疊合板組合梁的板底混凝土爆裂現(xiàn)象較整體式疊合板組合梁更顯著，分析是由于分離式疊合板組合梁在火災(zāi)中受到的損傷較整體式疊合板組合梁大，混凝土劣化嚴(yán)重造成。

2.3 荷載-應(yīng)變曲線

圖10 給出了常溫下整體式疊合板組合梁的應(yīng)變沿截面分布，從圖10 可以看出，加載初期，試件截面的應(yīng)變沿高度呈線性分布，鋼梁與疊合板之間無相對滑移，此時疊合板組合梁整體受力性能良好；隨著荷載的增加，鋼梁下翼緣的應(yīng)變增加較快，呈現(xiàn)出非線性變化，最終鋼梁下翼緣以及腹板下部屈服，而混凝土截面的應(yīng)變沿高度仍呈線性分布，考慮是由于應(yīng)變片布置在鋼梁受力最大的截面處，鋼梁塑性發(fā)展明顯，而疊合板的應(yīng)變片布置在板側(cè)，受剪力滯效應(yīng)的影響，應(yīng)變隨距疊合板中心距離的增大而顯著降低，導(dǎo)致板側(cè)混凝土的應(yīng)變隨截面高度一直呈線性分布。

圖 10 沿跨中截面高度應(yīng)變分布Fig. 10 Strain distribution along mid span section

2.4 試驗結(jié)果特征值

表3 列出了各試驗梁的主要試驗結(jié)果。其中，受火后疊合板組合梁試件的延性比在1.2～1.7，平均值為1.37，遠(yuǎn)小于未受火試件。出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因在于疊合板組合梁中混凝土翼板承受主要的壓應(yīng)力，鋼梁承受主要的拉應(yīng)力，受火后鋼梁與混凝土翼板的材料性能劣化，其承載力和剛度較未受火構(gòu)件有所降低。隨著靜力荷載的不斷增大，鋼梁受拉屈服，隨后混凝土翼板也達(dá)到其極限承載力，試件發(fā)生破壞，而未受火構(gòu)件的鋼梁受拉屈服以后，其混凝土還能繼續(xù)承載，從而造成其延性遠(yuǎn)大于火災(zāi)后試件。

表 3 試驗結(jié)果特征值Table 3 Characteristic values of test results

對受火試件SCB-4 和未受火試件SCB-6 的試驗結(jié)果進(jìn)行對比，結(jié)果表明：受火試件SCB-4 的極限荷載和延性較未受火試件SCB-6 分別降低23.3%和55.4%，說明整體式疊合板組合梁在火災(zāi)中的延性損失較承載力損失更為嚴(yán)重。

2.5 試件參數(shù)分析

2.5.1 后澆層厚度的影響

SCB-2 和SCB-3 的后澆層厚度分別為80 mm和60 mm，其余參數(shù)均相同。從表3 可以看出SCB-3 的開裂荷載低于SCB-2，出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因在于SCB-3 的疊合板板厚比SCB-2 的疊合板板厚減小了20 mm，使得SCB-3 的總高度比SCB-2 的總高度低了20 mm，從而導(dǎo)致SCB-3 的開裂荷載低于SCB-2；此外圖11(a)對兩試件的跨中荷載-撓度曲線進(jìn)行對比，可以看出，SCB-2 的初始抗彎剛度和極限承載力均大于試件SCB-3?？梢姡馂?zāi)后整體式疊合板組合梁的開裂承載力、極限承載力和初始抗彎剛度均隨后澆層厚度的增加而提高。

2.5.2 預(yù)制底板在鋼梁上翼緣擱置長度的影響

SCB-3 和SCB-4 的預(yù)制底板在鋼梁上翼緣擱置長度分別為40 mm 和20 mm，其余參數(shù)均相同。結(jié)合表 3 和圖 11(b)對 SCB-3 和 SCB-4 兩個試件進(jìn)行對比，發(fā)現(xiàn)試件SCB-3 和試件SCB-4 的初始抗彎剛度相近，但試件SCB-3 的極限荷載大于試件SCB-4，可見，火災(zāi)后擱置長度為40 mm 的整體式疊合板組合梁的受力性能優(yōu)于擱置長度為20 mm 的整體式疊合板組合梁。

2.5.3 栓釘間距的影響

SCB-1 和SCB-3 的栓釘間距分別為150 mm 和200 mm，其余參數(shù)均相同。結(jié)合表3 和圖11(c)對SCB-1 和SCB-3 兩個試件進(jìn)行對比，發(fā)現(xiàn)試件SCB-1 的初始抗彎剛度和極限荷載均大于試件SCB-3，可見，火災(zāi)后整體式疊合板組合梁的極限承載力和抗彎剛度均隨栓釘間距的增加而增大。

2.5.4 預(yù)制底板接縫形式的影響

SCB-3 和SCB-5 的預(yù)制底板接縫形式不同，其余參數(shù)均相同。結(jié)合表3 和圖11(d)對SCB-3 和SCB-5 兩個試件進(jìn)行對比，結(jié)果表明：火災(zāi)后整體式疊合板組合梁的極限承載力較分離式疊合板組合梁提高9%，其初始抗彎剛度也略有增大。

3 剩余承載力和抗彎剛度計算

圖 11 試件參數(shù)分析Fig. 11 Analysis of specimen parameters

升溫試驗時在試件跨中鋼梁截面的上、下翼緣和腹板分別布置一個熱電偶，沿疊合板高度每20 mm 布置一個熱電偶對試件截面溫度進(jìn)行量測，雖然鋼梁上方混凝土未直接受火，溫度低于直接受火截面，但是兩者相差不大，可認(rèn)為同一水平截面的溫度一致，因此將混凝土截面沿高度方向每20 mm 分成一個區(qū)域，鋼梁截面分成上、下翼緣和腹板三個區(qū)域，各區(qū)域中熱電偶的最高溫度代表此區(qū)域所經(jīng)歷的最高溫度。

根據(jù)吳波教授[22]提出的高溫后鋼梁和混凝土的計算模型求出每個區(qū)域所對應(yīng)的折減系數(shù)Ki，最后在整個截面內(nèi)進(jìn)行加權(quán)平均，從而得到火災(zāi)后試件截面的折減系數(shù)K，即：

式中：Ki為第i 區(qū)域折減系數(shù)；Si為第i 區(qū)域的面積。

3.1 剩余承載力計算

式中，λ 為提高系數(shù)。通過對試驗數(shù)據(jù)統(tǒng)計，本文中 λ 取值為 1.09。

3.2 抗彎剛度計算

考慮火災(zāi)后試件的疊合板發(fā)生開裂，本文在考慮滑移效應(yīng)的折減剛度B 的基礎(chǔ)上再乘以折減系數(shù)β，通過對試驗結(jié)果的統(tǒng)計，火災(zāi)后疊合板組合梁剛度折減系數(shù)β 取值在0.4～0.43，即：

式中：P 為外荷載；b 為集中荷載到跨中的距離。

3.3 算例

以SCB-4 為例，對火災(zāi)后疊合板組合梁的剩余承載力和抗彎剛度進(jìn)行計算?；馂?zāi)后試件截面的溫度分布如圖12 所示。

圖 12 SCB-4 截面溫度分布Fig. 12 Temperature distribution of SCB-4 section

3.3.1 剩余承載力計算

經(jīng)計算可得：

用同樣的方法計算SCB-1、SCB-2、SCB-3 和SCB-5 的剩余承載力和抗彎剛度，計算結(jié)果如表4、表5 所示。

表 4 剩余承載力計算值Table 4 Calculation value of residual strength

表 5 抗彎剛度計算值Table 5 Calculation value of bending rigidity

計算誤差在6%以內(nèi)，說明本文提出的剩余承載力計算方法具有良好的計算精度。

計算誤差在7%以內(nèi)，說明本文提出的抗彎剛度計算方法具有良好的計算精度。

4 結(jié)論

本文開展了火災(zāi)后疊合板組合梁的靜力加載試驗，對后澆層厚度、預(yù)制底板拼縫形式、栓釘間距、預(yù)制底板在鋼梁上翼緣的搭接長度以及是否受火等因素對疊合板組合梁受力性能的影響進(jìn)行分析，具體得出以下結(jié)論：

(1)火災(zāi)后整體式疊合板組合梁的極限承載力較分離式疊合板組合梁提高9%，此外其整體性優(yōu)于分離式疊合板組合梁且破壞時的脆性現(xiàn)象得到明顯改善。

(2)后澆層厚度和栓釘間距是影響火災(zāi)后整體式疊合板組合梁初始抗彎剛度的主要因素，減小栓釘間距和增加后澆層厚度均可以提高火災(zāi)后整體式疊合板組合梁的初始抗彎剛度和極限承載力；此外，火災(zāi)后預(yù)制板擱置長度為40 mm 的整體式疊合板組合梁的受力性能優(yōu)于擱置長度為20 mm 的整體式疊合板組合梁。

(3)火災(zāi)后整體式疊合板組合梁在荷載作用下的破壞形態(tài)與常溫下基本相同，但經(jīng)歷火災(zāi)高溫作用后，整體式疊合板組合梁出現(xiàn)裂縫的時間提前，且抗彎承載能力和延性均有不同程度的降低，本次試驗中，試件的抗彎承載力降低23.3%，延性降低55.4%。

(4)分離式疊合板組合梁中預(yù)制底板接縫的存在破壞了預(yù)制底板的連續(xù)性，造成試件發(fā)生粘結(jié)破壞，但遠(yuǎn)離接縫的疊合板仍為上、下兩層混凝土整體受力、協(xié)同工作。

(5)提出火災(zāi)后疊合板組合梁剩余承載力和抗彎剛度的計算方法，理論結(jié)果與試驗結(jié)果吻合良好，表明本文提出的計算方法具有良好的計算精度。