鉸接約束下兩跨疊合板組合梁抗火數(shù)值模擬

摘要：? 為分析鉸接約束下兩跨疊合板組合梁的抗火性能，基于整體式疊合板組合梁和分離式疊合板組合梁構(gòu)成的鉸接足尺兩跨連續(xù)梁抗火試驗，利用Abaqus軟件對疊合板組合梁在熱-力耦合作用下的溫度分布和位移變化進行數(shù)值模擬分析。結(jié)果表明：疊合板的新舊混凝土結(jié)合界面對疊合板組合梁的溫度分布有重要影響;鉸接約束下2種疊合板組合梁的變形規(guī)律基本一致，翼板形式不同對組合梁撓度的影響較小;火災(zāi)下疊合板組合梁的破壞形式主要為鋼梁端部腹板和翼緣的屈曲。

關(guān)鍵詞：? 鉸接; 整體式疊合板組合梁; 分離式疊合板連續(xù)梁; 抗火

中圖分類號：? TP391.99; TU311.3文獻標(biāo)志碼：? B

Numerical simulation on fire resistance of two span

composite beams with hinged constraints

SUN Bai

（School of Civil Engineering， Shandong Jianzhu University， Jinan 250101， China）

Abstract： To analyze the fire resistance of two span composite slab beams under hinged constraints， based on? the fire resistance test of hinged full-scale two span continuous beams formed with? integral composite beam and separated composite beam， the temperature distribution and displacement change of the integral composite beam under thermal-mechanical coupling are simulated and analyzed using the Abaqus software. The results show that the interface between old and new concrete of composite slab has an important influence on the temperature distribution of composite beam of composite slab; the deformation laws of the two kinds of composite beams under hinged constraints are basically the same， and the different forms of wing plates have little effect on the deflection of composite beams; the mainly failure mode of composite beams under the fire is the web and flange buckling at the end of steel beams.

Key words： articulated; integral composite slab beam; separated composite slab continuous beam; fire resistance

作者簡介： 孫柏（1995—），男，山東濟南人，碩士研究生，研究方向為結(jié)構(gòu)抗火，（E-mail）1544800535@qq.com0引言

疊合板組合梁是通過抗剪連接件將疊合板與鋼梁連接成的整體受力組合構(gòu)件，疊合板組合梁按疊合板構(gòu)造和排列方式可以分為整體式與分離式2種。整體式疊合板將相鄰預(yù)制底板制作時預(yù)留的搭接鋼筋綁扎在一起，與桁架鋼筋共同澆筑在后澆層內(nèi)成為整體（見圖1（a））;分離式疊合板將相鄰預(yù)制底板在梁長度方向上緊密排布，不使用搭接鋼筋（見圖1（b））。

目前，不同約束條件下和不同翼板形式組合梁的抗火性能試驗研究和理論分析已獲得比較系統(tǒng)的研究成果。英國BRE實驗室對整體結(jié)構(gòu)中的壓型鋼板組合梁進行火災(zāi)試驗，認(rèn)為火災(zāi)下鋼梁產(chǎn)生懸鏈線效應(yīng)。[1]MIRZA等[2]對簡支形式的平板組合梁和壓型鋼板組合梁在火災(zāi)下的行為進行模擬分析，認(rèn)為平板組合梁整體受力良好，變形較小，具有更高的極限載荷。李國強等[3-6]研究發(fā)現(xiàn)高溫下壓型鋼板組合梁性能較差，抗彎剛度和抗壓能力較低。董毓利等[7-8]和呂俊利等[9-10]研究整體結(jié)構(gòu)中的平板組合梁，發(fā)現(xiàn)未受火部分對受火部分的約束較明顯，試驗中產(chǎn)生明顯的內(nèi)力重新分布，組合梁的抗火性能與其在整體結(jié)構(gòu)中所處的位置有關(guān)，組合梁的約束形式也對裂縫的擴展形式有顯著影響。

綜上所述，組合梁的約束方式和樓板類型對其在火災(zāi)中的破壞模式有顯著影響，疊合板的拼縫處及疊合面也使其抗火性能區(qū)別于傳統(tǒng)組合梁。為研究梁端鉸接約束下不同形式疊合板組合梁的抗火性能，本文以試驗為基礎(chǔ)，對整體式疊合板組合梁和分離式疊合板組合梁構(gòu)成的兩跨連續(xù)梁進行數(shù)值模擬分析，研究疊合板組合梁在火災(zāi)中的溫度分布和位移變化，為疊合板組合梁的抗火設(shè)計提供參考。

1有限元模型

1.1幾何模型

模型按實際試驗建立一榀足尺兩跨連續(xù)梁，一跨是整體式疊合板組合梁（SCB-1），另一跨是分離式疊合板組合梁（SCB-2）。組合梁跨度均為4 500 mm，翼板有效寬度為1 600 mm。疊合板由預(yù)制底板和后澆混凝土組成，預(yù)制底板厚度60 mm。疊合板內(nèi)的鋼筋采用HRB400級，直徑為8 mm，預(yù)制底板鋼筋間距為150 mm，后澆層鋼筋間距為200 mm，提前澆筑的桁架鋼筋直徑為10 mm。預(yù)制底板在長邊一側(cè)有長40 mm的預(yù)留鋼筋，整體式預(yù)制底板在短邊一側(cè)有長約230 mm的預(yù)留鋼筋。預(yù)制底板寬780 mm，其中一邊搭接在鋼梁上翼緣上表面，搭接長度為42.5 mm。鋼梁采用Q345B熱軋H型鋼，尺寸為HN 250 mm×125 mm×6 mm×9 mm，栓釘在鋼梁上翼緣表面單排布置，間距為150 mm，直徑為16 mm，焊接長度為80 mm。試件具體尺寸和配筋見圖2，有限元模型見圖3。

1.2熱工參數(shù)、材料本構(gòu)及相互作用

在溫度場模型中，鋼材和混凝土的密度、比熱和傳熱系數(shù)選用LIE[11]的模型參數(shù)。在熱力耦合模型中，鋼材和混凝土的彈性模量、泊松比、熱膨脹系數(shù)和應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系選用歐洲規(guī)范[12]的建議模型。

試驗中鋼柱與節(jié)點板、鋼梁與栓釘都為焊接，模型中焊接連接方式都采用綁接（Tie）約束;試驗中栓釘和鋼筋桁架都位于疊合板內(nèi)部，在有限元模型中將栓釘和鋼筋桁架內(nèi)嵌（Embedded）于混凝土板;試驗中節(jié)點板與鋼梁之間采用M22摩擦型高強螺栓連接，有限元模型中混凝土板與鋼梁上表面、螺栓與鋼梁和節(jié)點板之間采用綁接約束。

1.3熱分析模型

試驗中鋼柱被防火巖棉包裹，組合梁為三面受火，因此在模型中將混凝土板頂面和鋼柱設(shè)置為隔熱面，其余為受火面，考慮熱輻射和熱對流作用?；炷涟搴弯摿旱臒彷椛湎禂?shù)設(shè)置為0.50和0.95，熱對流系數(shù)設(shè)置為25，混凝土板與鋼梁之間存在接觸熱阻，熱對流系數(shù)取0.01。實際試驗中疊合板拼縫處開裂，因此拼縫處表面熱輻射系數(shù)設(shè)置為0.1?；炷涟宕嬖跓岫栊郧忆摿号c混凝土之間并非緊密貼合，因此將疊合板與鋼梁交界面的熱阻系數(shù)設(shè)為0.01。鋼筋桁架使用2節(jié)點傳熱連接單元DC1D2，其余部分采用8節(jié)點線性傳熱六面體單元DC3D8。環(huán)境溫度為20 ℃，升溫曲線選用ISO-834，玻爾茲曼常數(shù)設(shè)置為5.67×10^-8W/（m²·K⁴），絕對零度設(shè)置為-273.16 ℃。模型使用熱傳遞分析步，分析時間參考實際試驗設(shè)為55 min。

1.4熱-力耦合分析模型

將溫度場模擬結(jié)果導(dǎo)入模型中，鋼梁與混凝土板設(shè)置為面面接觸，疊合板下表面作為主面，鋼梁上翼緣上表面作為從面，滑移公式選擇“小滑移”，表面光滑程度選擇“只為調(diào)整到刪除過約束”，摩擦系數(shù)設(shè)為0.3，切向作用選擇“罰”，法向作用選擇“硬接觸”。設(shè)置2個分析步驟：第一分析步加載溫度分布結(jié)果，第二分析步施加均布載荷，打開“幾何非線性”和“幾何大變形”，模擬真實受力變形情況。柱底設(shè)置為固端約束，使用壓強（Pressure）命令對疊合板表面施加3.5 kN的均布荷載。鋼筋桁架采用2節(jié)點線性三維桁架單元T3D2，其余部分采用8節(jié)點線性六面體單元C3D8R。

2有限元模擬結(jié)果與實驗結(jié)果對比

2.1溫度分布

2組組合梁模型溫度分布見圖4。模擬結(jié)果中2組組合梁溫度場分布規(guī)律基本相同，因此將SCB-1的數(shù)值模擬結(jié)果與試驗進行對比，見圖5。

由此可知，10 min時鋼梁升溫速度遠超混凝土板，二者溫差約600 ℃，由于鋼梁下翼緣和腹板受火面多，且上翼緣與疊合板接觸，因此鋼梁上翼緣升溫速度略低于下翼緣和腹板;30 min時鋼梁整體溫度趨于一致，疊合板仍舊緩慢升溫;55 min模擬結(jié)束時可以明顯觀察到疊合板拼縫處溫度較高，拼縫處的疊合板上表面與周圍混凝土溫差約為75 ℃，下表面與周圍混凝土溫差約為240 ℃，因此疊合板的拼縫處及疊合面對疊合板組合梁的溫度分布有重要影響，對結(jié)構(gòu)的承載力影響不容忽視，此現(xiàn)象也與實際試驗吻合。鋼梁上表面的栓釘位于疊合板內(nèi)，受疊合板保護作用，因此升溫速度較慢。有限元模擬溫度與試驗溫度數(shù)據(jù)擬合良好，說明此有限元模型能較為準(zhǔn)確地分析高溫下疊合板組合梁的溫度分布。

2.2位移變化

試驗結(jié)果和模擬結(jié)果中2組組合梁位移變化規(guī)律基本相同，因此將SCB-1的數(shù)值模擬結(jié)果與試驗進行對比（見圖6），2組組合梁位移變化的模擬結(jié)果對比見圖7。

由此可知，高溫下疊合板組合梁的變形大致經(jīng)歷線性上升階段、穩(wěn)定階段和非線性上升階段3個部分。升溫初期，構(gòu)件受均布載荷、溫度應(yīng)力的作用，因2種材料熱膨脹系數(shù)不同，構(gòu)件強度和剛度降低，撓度迅速發(fā)展;升溫至15 min左右時，鋼梁溫度達到約700 ℃，鋼梁腹板及下翼緣發(fā)生變形，此時組合梁的豎向位移呈非線性變化;升溫至30 min左右時，鋼梁懸鏈線效應(yīng)明顯，柱此時偏心受壓，發(fā)生側(cè)移，加上鋼梁變形共同作用，疊合板組合梁開始有扭轉(zhuǎn)傾覆的趨勢，框架柱此時提供拉力以抵消載荷產(chǎn)生的彎矩。2組組合梁撓度相差不大，說明翼板形式不同對疊合板組合梁的撓度影響較小。有限元模擬溫度曲線與試驗溫度曲線吻合良好，誤差小于7%，說明此有限元模型可用于計算疊合板組合梁火災(zāi)下的撓度。

2.3破壞模式

試驗和模擬的構(gòu)件變形（豎向位移）與破壞模式見圖8。由此可知，高溫下疊合板組合梁的破壞形式主要為鋼梁端部腹板和翼緣屈曲，疊合板傾覆扭轉(zhuǎn)。

由圖8（b）構(gòu)件的豎向位移可以看出，此連續(xù)梁呈現(xiàn)一角略高、一角略低的整體傾覆和扭轉(zhuǎn)趨勢，最大高差約40 mm，組合梁端部出現(xiàn)疊合板與鋼梁分離的現(xiàn)象。鋼梁受熱膨脹和承壓后受彎導(dǎo)致鋼梁變形受到鋼柱約束，使鋼梁端部腹板和下翼緣屈曲，模擬結(jié)果符合實際試驗現(xiàn)象，表明此有限元模型能模擬實際構(gòu)件的傾覆和扭轉(zhuǎn)等破壞情況。

3結(jié)論

采用Abaqus軟件對由整體式疊合板和分離式疊合板構(gòu)成的一榀足尺兩跨連續(xù)梁進行模擬分析，得到結(jié)論如下：

（1）疊合板的拼縫及疊合面對疊合板組合梁的溫度分布有顯著影響。

（2）鉸接約束下2種疊合板組合梁的變形規(guī)律基本一致，翼板形式不同對組合梁的剛度影響較小。

（3）火災(zāi)下疊合板組合梁的破壞形式主要為鋼梁端部腹板和翼緣屈曲，因此可適當(dāng)增加腹板厚度，以提高組合梁整體穩(wěn)定性。

（4）數(shù)值模擬的數(shù)據(jù)及現(xiàn)象與試驗結(jié)果擬合良好，證明此有限元模型可為疊合板組合梁抗火性能研究分析提供參考。參考文獻：

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