帶上蓋物業(yè)地鐵車輛段蓋板結(jié)構(gòu)耐火性能研究

張新 ，羅俊禮 ，徐志勝，倪天曉 ，彭錦志 ，謝寶超

(1. 中南大學(xué) 防災(zāi)科學(xué)與安全技術(shù)研究所，湖南 長沙 410075；2. 長沙科銳消防工程技術(shù)有限公司，湖南 長沙 410007；3. 湖南廣播電視大學(xué)，湖南 長沙 410004)

為了緩解土地資源緊缺的壓力，國內(nèi)多地對地鐵車輛段上部設(shè)置蓋板進(jìn)行物業(yè)開發(fā)。某地鐵車輛段擬設(shè)上蓋開發(fā)，蓋板范圍主要為蓋下有軌道覆蓋的區(qū)域，面積約8.5 hm2。蓋板下部地鐵車輛段屬于市政公用交通設(shè)施，蓋板上部屬于民用建筑，對于這種蓋上、蓋下不同建筑性質(zhì)垂直功能疊加的建筑形式，現(xiàn)行國家防火規(guī)范尚未有明確的設(shè)計(jì)依據(jù)可循。車輛段進(jìn)行上蓋物業(yè)開發(fā)時，考慮兩者體量大、火災(zāi)撲救難度大、火災(zāi)延續(xù)時間長，結(jié)構(gòu)修復(fù)有難度，直接影響廠房的工作和線路運(yùn)營，因而有必要要求其結(jié)構(gòu)柱、承重梁及分隔樓板的耐火極限在現(xiàn)行國家標(biāo)準(zhǔn)的基礎(chǔ)上進(jìn)行加強(qiáng)。目前比較通用的設(shè)計(jì)方法是采用增大主要構(gòu)件的尺寸厚度及增加保護(hù)層厚度來提高耐火極限。實(shí)際上，測定建筑構(gòu)件耐火極限最為可信的方法是根據(jù)國家標(biāo)準(zhǔn)開展相關(guān)試驗(yàn)，但是耐火試驗(yàn)周期長、費(fèi)用高，難以大量重復(fù)進(jìn)行。因而火災(zāi)情況下，這種疊加建筑形式中的主要受力構(gòu)件的抗火性能，是亟需研究解決的問題[1]。樓板是火災(zāi)過程中結(jié)構(gòu)最薄弱的部位，這主要是因?yàn)闃前搴穸容^小，鋼筋保護(hù)層厚度也較薄。近年來國內(nèi)外學(xué)者開展了一系列關(guān)于鋼筋混凝土板式結(jié)構(gòu)耐火性能研究的工作，但是這些研究大多都是針對普通民用建筑來設(shè)計(jì)的，其樓板厚度較小(≤150 mm)，所受荷載也遠(yuǎn)不及地鐵車輛段的蓋板結(jié)構(gòu)[1?2]。目前關(guān)于車輛段與上蓋物業(yè)分隔樓板耐火性能試驗(yàn)的研究報道較少。

1 結(jié)構(gòu)防火設(shè)計(jì)

《地鐵設(shè)計(jì)防火規(guī)范》(報批稿)[3]指出，車輛段建筑的上部不宜設(shè)置其他使用功能的場所或建筑，確需設(shè)置時應(yīng)確保車輛段與其他功能場所之間采用耐火極限不低于3.00 h的樓板分隔。北京市地方標(biāo)準(zhǔn)《城市軌道交通工程設(shè)計(jì)規(guī)范》DB11/995—2013[4]指出，車輛綜合基地的廠房上部進(jìn)行物業(yè)開發(fā)時，廠房與物業(yè)開發(fā)的分隔樓板以及其他承重構(gòu)件的耐火極限應(yīng)在國家標(biāo)準(zhǔn)《建筑設(shè)計(jì)防火規(guī)范》GB 50016—2014一級耐火等級的基礎(chǔ)上提高 0.50 h。《建筑設(shè)計(jì)防火規(guī)范》[5]附錄中列舉出了各種建筑構(gòu)件不同耐火極限所對應(yīng)的構(gòu)件最小截面尺寸或厚度。對于承重柱、承重墻的耐火極限可在此找到依據(jù)：如截面尺寸370 mm×370 mm 的現(xiàn)澆鋼筋混凝土柱，耐火極限可以滿足5.00 h，而對于樓板，規(guī)范給出的樓板耐火極限最長為2.65 h。由此可見，近年的國家和地方規(guī)范對此類分隔蓋板主要構(gòu)件的耐火極限都提出了一定要求，但是并沒有明確具體構(gòu)件的耐火時間和設(shè)計(jì)措施。

1.1 承重梁、柱、墻的耐火極限和設(shè)計(jì)措施

綜合參考上述規(guī)范，結(jié)合國內(nèi)已有工程案例，針對蓋板結(jié)構(gòu)的主要構(gòu)件，擬采取如下耐火極限設(shè)計(jì)要求及設(shè)計(jì)措施：

1) 蓋下停車庫與上蓋物業(yè)的分隔構(gòu)件結(jié)構(gòu)梁、墻體其耐火極限應(yīng)不低于3.00 h。支撐上部結(jié)構(gòu)的承重柱其耐火極限應(yīng)不低于4.00 h。蓋上蓋下分隔樓板的耐火極限應(yīng)不低于3.00 h。

2) 鋼筋混凝土柱截面短邊尺寸宜大于350 mm(應(yīng)不小于300 mm)；滿足3.00 h耐火極限的承重墻其最小厚度為150 mm；現(xiàn)澆鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)梁的鋼筋保護(hù)層厚度應(yīng)適當(dāng)增加，不應(yīng)小于45 mm。

1.2 分隔樓板的耐火極限和設(shè)計(jì)措施

《建筑設(shè)計(jì)防火規(guī)范》GB50016—2014中給出的樓板和屋頂承重構(gòu)件的耐火極限最大值為 2.65 h，對應(yīng)的現(xiàn)澆整體式梁板尺寸為板厚120 mm，保護(hù)層厚度20 mm。顯然，這個厚度值對于承受荷載較大的蓋板結(jié)構(gòu)偏不安全，但是現(xiàn)行標(biāo)準(zhǔn)規(guī)范中又找不到對應(yīng)于 3.00 h耐火極限的樓板厚度的設(shè)計(jì)措施。

為此，作者對近年來國內(nèi)車輛段上蓋開發(fā)建筑結(jié)構(gòu)的耐火極限進(jìn)行調(diào)研分析，表1列舉出了各項(xiàng)目上蓋結(jié)構(gòu)分隔樓板耐火極限的設(shè)計(jì)要求及設(shè)計(jì)措施，具體參數(shù)見表1。

從表1可以看出，目前實(shí)際工程中車輛段與上蓋物業(yè)分隔樓板要滿足不小于3.00 h的耐火極限，其厚度都在170~300 mm，保護(hù)層厚度在20~45 mm之間。參考以上工程案例和實(shí)際荷載情況，擬定某車輛段項(xiàng)目中蓋板結(jié)構(gòu)厚度尺寸：樓板最薄處厚度為170 mm；上設(shè)車道活荷載較大的部位，樓板厚度取250 mm；保護(hù)層厚度均為25 mm。

表1 蓋板結(jié)構(gòu)主要構(gòu)件的耐火極限表Table 1 Fire resistance list of the main members in cover plate

由于沒有規(guī)范數(shù)據(jù)可直接參考，根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)擬定的蓋板結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案是否能滿足耐火極限的要求，很難定論。為此有必要進(jìn)行理論分析計(jì)算，以驗(yàn)證蓋板結(jié)構(gòu)的梁和樓板的設(shè)計(jì)措施是否可行。

1.3 耐火極限判定準(zhǔn)則

在標(biāo)準(zhǔn)耐火試驗(yàn)條件下，建筑構(gòu)件、配件或結(jié)構(gòu)從受到火的作用時起，至失去承載能力、完整性或隔熱性時止所用時間，3個判定準(zhǔn)則達(dá)到一項(xiàng)即認(rèn)為達(dá)到耐火極限。

1)失去承載能力：構(gòu)件在受火過程中失去支承能力或抗變形能力，適用于梁、柱、屋架等承重構(gòu)件。2)失去隔熱性：試件背火面測溫點(diǎn)平均溫升達(dá)140 ℃；或者試件背火面任一點(diǎn)溫升達(dá)220 ℃；適用于分隔構(gòu)件。3)失去完整性：受火過程中出現(xiàn)穿透性裂縫或穿火孔隙，適用于分隔構(gòu)件。

對于軌道交通車輛段與上蓋物業(yè)之間的分隔樓板，其耐火極限需符合國家標(biāo)準(zhǔn)針對梁和承重水平分隔構(gòu)件的要求，達(dá)到耐火極限的判定依據(jù)為失去承載能力或者隔熱性。

2 結(jié)構(gòu)耐火極限理論計(jì)算

2.1 計(jì)算構(gòu)件選取原則

抗火驗(yàn)算時建筑結(jié)構(gòu)耐火性能計(jì)算有 3種方法：整體結(jié)構(gòu)計(jì)算模型、子結(jié)構(gòu)計(jì)算模型和單一構(gòu)件計(jì)算模型。《建筑鋼結(jié)構(gòu)防火技術(shù)規(guī)范》(CECS 200:2006)和《建筑混凝土結(jié)構(gòu)耐火設(shè)計(jì)技術(shù)規(guī)程》(DBJ/T 15—81—2011)規(guī)定，對于高度大于 100 m的高層建筑結(jié)構(gòu)宜采用整體計(jì)算模型進(jìn)行結(jié)構(gòu)的抗火計(jì)算，單層和多層建筑結(jié)構(gòu)可只進(jìn)行構(gòu)件的抗火驗(yàn)算。該工程車輛段與物業(yè)開發(fā)屬多層建筑，可采用只針對構(gòu)件的抗火計(jì)算模型。根據(jù)常溫下外荷載分布、內(nèi)力分布、截面尺寸、配筋等資料，按照最不利原則選取構(gòu)件進(jìn)行計(jì)算。對于梁、板構(gòu)件，在厚度和配筋相同的條件下，選取常溫下內(nèi)力較大的構(gòu)件進(jìn)行計(jì)算。按照此選取原則，分別在B1和B6區(qū)各選取一塊樓板進(jìn)行分析計(jì)算，如圖1所示。

樓板F1位于B1區(qū)，長4.8 m，寬4.6 m，厚0.17 m，承受恒載標(biāo)準(zhǔn)值17.2 kN/m2，活載標(biāo)準(zhǔn)值15 kN/m2；樓板F2位于B6區(qū)，長12.05 m，寬4.4 m，厚0.25 m，此處為消防車道和施工車道，承受恒載14.25 kN/m2，活載35 kN/m2。板底筋、面筋雙向采用Φ10@200鋼筋拉通。

圖1 車輛段蓋板分區(qū)Fig. 1 Partition plates of the cover plate

梁 A位于 B1區(qū)，長 12.6 m，截面尺寸 0.5 m×1.2 m，承受均布荷載作用，最大彎矩為1 508.9 kN·m，是B1區(qū)應(yīng)用最多且承受荷載較大的梁，也是相同截面尺寸跨度最大的梁之一。梁A布筋采用Φ8 mm@100/200箍筋，上部筋采用4Φ25 mm通長筋，底部采用11Φ25 mm受力筋。

梁B也位于B1區(qū)，長16.75 m，截面尺寸為0.8 m×1.4 m，承受集中荷載與均布荷載的共同作用，跨中最大彎矩值7 335 kN·m，端部最大彎矩值?7 086 kN·m，是B1區(qū)承受荷載最大的梁，也是相同截面尺寸跨度最大的主梁。梁 B布筋采用Φ12 mm@100/200箍筋，上部筋采用10Φ28 mm通長筋，底部采用29Φ32 mm受力筋。

2.2 有限元分析模型

根據(jù)結(jié)構(gòu)耐火極限理論，借助 ABAQUS有限元分析軟件，建立數(shù)值計(jì)算模型，采用順序熱力耦合的方法進(jìn)行非線性有限元分析。物理模型包括火災(zāi)升溫模型與結(jié)構(gòu)分析模型：首先建立構(gòu)件熱分析有限元模型，模擬ISO 834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線作用下構(gòu)件內(nèi)的瞬態(tài)溫度場；然后建立構(gòu)件力學(xué)分析模型，包括2個分析步，第1個分析步，計(jì)算常溫下構(gòu)件在偶然組合荷載作用下的力學(xué)行為，第2步導(dǎo)入熱分析得到的構(gòu)件溫度場，再計(jì)算構(gòu)件在溫度逐漸升高時構(gòu)件的力學(xué)行為[6]。

為了確保構(gòu)件劃分單元后，鋼筋和混凝土的相對位置與實(shí)際一致，在構(gòu)件受力筋的位置進(jìn)行了剖切。熱分析和力學(xué)分析有限元模型的單元劃分完全一致，單元尺寸區(qū)間50~100 mm。熱分析時混凝土采用三維一階實(shí)體熱傳導(dǎo)單元DC3D8，鋼筋采用三維一階桁架熱傳導(dǎo)單元DT3D2，混凝土和鋼筋之間采用 tie約束。力學(xué)分析時混凝土采用縮減積分實(shí)體單元C3D8R，鋼筋采用桁架單元T3D2，混凝土和鋼筋之間采用embedded約束[7?8]。

熱分析邊界條件：火災(zāi)發(fā)生時，火災(zāi)與構(gòu)件的熱量傳遞方式為熱輻射和熱對流。由于火災(zāi)升溫模型采用ISO 834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線，構(gòu)件周圍流體的溫度已知，因此構(gòu)件熱分析的邊界條件為第3類邊界條件。根據(jù)EC2規(guī)范，構(gòu)件受火面的對流換熱系數(shù)取為 25 W/(m2·K) ，熱輻射系數(shù)取 0.7，背火面的對流換熱系數(shù)取為 9 W/(m2·K)(不再考慮背火面的輻射)。通過等效曝火時間概念，近似考慮室內(nèi)火災(zāi)荷載、通風(fēng)參數(shù)、建筑熱工參數(shù)等對火災(zāi)升溫的影響。

材料的高溫性能包括各種熱工性能、力學(xué)性能參數(shù)都根據(jù)國家現(xiàn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范取值。高溫下混凝土、鋼筋的應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系根據(jù)歐洲規(guī)范EC2 取值。承重柱采用C50混凝土，梁、板采用C30混凝土，鋼筋均為HRB400級。

荷載和約束條件：火災(zāi)下的荷載組合是一種偶然組合，根據(jù)《建筑鋼結(jié)構(gòu)防火技術(shù)規(guī)范》，荷載組合采用準(zhǔn)永久組合和頻遇組合的較大值，火災(zāi)時結(jié)構(gòu)所受外荷載組合效應(yīng)可偏安全地取 Sm=γ0T(SGk+SOk)，SGk為恒載標(biāo)準(zhǔn)值，SOk為活載標(biāo)準(zhǔn)值，γ0T為結(jié)構(gòu)重要性系數(shù)。由于火災(zāi)下的荷載組合為偶然組合，根據(jù)現(xiàn)行國家標(biāo)準(zhǔn)《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》的規(guī)定，對于耐火等級為一級的建筑結(jié)構(gòu)抗火重要性系數(shù)取1.15。構(gòu)件的約束條件按照實(shí)際情況確定。歐洲規(guī)范規(guī)定，進(jìn)行構(gòu)件耐火性能分析時，構(gòu)件的邊界條件可取受火前的邊界條件，并在受火過程中保持不變。

幾個假定：1)假定蓋下停車場火災(zāi)不會蔓延至上蓋物業(yè)，只考慮梁、樓板單面受火的情況；2)假定受火過程中，構(gòu)件承受荷載保持不變；3)假定受火面混凝土未發(fā)生剝落、裂縫、爆裂等現(xiàn)象。

2.3 溫度場分析

樓板F1受火3.00 h時的溫度場(受火面、底筋、中間層、面筋和背火面溫度隨時間的變化曲線)如圖2(a)所示。受火面溫度達(dá)到1 089 ℃，背火面溫度為131 ℃。受火面溫度上升較快，1.00 h后的溫度只比火場溫度略低，之后接近火場溫度。板底鋼筋受火3.00 h時溫度達(dá)到669 ℃，此時鋼筋的極限強(qiáng)度急劇下降不到常溫下的40%。背火面鋼筋受火3.00 h時溫度為157 ℃，力學(xué)性能基本不受影響。

樓板F2受火3.00 h時，受火面溫度同樓板F1；由于樓板F2截面較F1厚，背火面溫度為59 ℃；板底鋼筋溫度發(fā)展速度趨勢與樓板 F1近似，如圖2(b)所示。

圖2 樓板F1和F2重要節(jié)點(diǎn)的升溫曲線Fig. 2 Temperature-rise curve of important nodes for slab F1 and slab F2

梁A受火3.00 h時的溫度場如圖3(a)所示，受火面溫度達(dá)到1 105 ℃，背火面溫度為34 ℃。底筋受火在大約2.00 h時溫度達(dá)到了400 ℃，受火3.00 h時溫度達(dá)到530 ℃，此時鋼筋的極限強(qiáng)度急劇下降。頂面鋼筋受火3.00 h時的溫度不到200 ℃，力學(xué)性能基本不受影響。

梁B受火3.00 h時如圖3(b)所示，受火面溫度同樣達(dá)1 105 ℃，但由于梁截面較高，背火面溫度僅為21 ℃只升高1 ℃。底鋼筋受火3.00 h時溫度達(dá)到400 ℃左右，鋼筋的極限強(qiáng)度下降明顯。

圖3 梁A和B重要節(jié)點(diǎn)升溫曲線Fig. 3 Temperature-rise curve of important nodes for beam A and beam B

2.4 單、雙向板的熱應(yīng)力場及薄膜效應(yīng)分析

研究表明，鋼筋混凝土板的實(shí)際極限承載力大于按塑性鉸線理論計(jì)算的結(jié)果，其原因歸結(jié)于樓板內(nèi)的薄膜效應(yīng)。根據(jù)產(chǎn)生機(jī)理的不同，薄膜效應(yīng)分為受壓薄膜效應(yīng)和受拉薄膜效應(yīng)2種。近年來火災(zāi)研究發(fā)現(xiàn)：鋼筋混凝土樓板的薄膜效應(yīng)對防止結(jié)構(gòu)的倒塌破壞起著重要作用，尤其是大變形下產(chǎn)生的受拉薄膜效應(yīng)對維持火災(zāi)下板的承載力起到了關(guān)鍵作用[9?11]。

樓板F2的長邊與短邊比接近3，板呈現(xiàn)出典型的單向板特征；樓板F1長寬比接近1，屬于典型的雙向板。不同受力特點(diǎn)的2種板，其受火時力學(xué)行為是否有差異，樓板的長寬比對于薄膜效應(yīng)是否存在影響，以下將通過對樓板F1和F2的熱應(yīng)力場分析來比較研究。

單向板 F2的鋼筋在火災(zāi)前、后的應(yīng)力如圖 4所示。常溫下沿短邊方向，底板鋼筋端部受壓，中間受拉，頂面鋼筋拉壓狀態(tài)與底板一致；此時鋼筋和混凝土協(xié)同工作，鋼筋所受應(yīng)力比較小。高溫時，在材料劣化和熱膨脹的共同作用下，板內(nèi)形成了“拱”效應(yīng)，在“拱”的作用，板短邊邊緣處產(chǎn)生水平推力，致使板中心的壓應(yīng)力值增加。受火3.00 h時板F2撓度值為35.9 mm，小于正常使用狀態(tài)限值(L/300，L＞9 m)，構(gòu)件尚未進(jìn)入大變形狀態(tài)。此時底板筋全部承受壓應(yīng)力，頂板中心鋼筋壓應(yīng)力值更大，僅短邊邊緣存在少量拉應(yīng)力區(qū)，混凝土板F2產(chǎn)生了受壓薄膜效應(yīng)。

雙向板 F1的鋼筋在受火前、后的應(yīng)力如圖 5所示。常溫下板中心受拉，四周邊緣受壓，鋼筋和混凝土共同工作，鋼筋所受拉、壓應(yīng)力都較小。隨著結(jié)構(gòu)溫度升高，混凝土材料劣化，外荷載主要由鋼筋來承擔(dān)，鋼筋應(yīng)力增大。由于“拱”的作用，類似單向板 F2，F(xiàn)1先發(fā)生了受壓薄膜效應(yīng)；隨溫度繼續(xù)上升，板撓度繼續(xù)增大，板內(nèi)“拱”的作用逐漸減小，受壓薄膜效應(yīng)逐漸消失，板中心區(qū)域的應(yīng)力由壓變?yōu)槔?，并進(jìn)一步增大，板四周鋼筋壓應(yīng)力也相應(yīng)增大，并連接成壓力環(huán)，為板內(nèi)的受拉鋼筋網(wǎng)提供錨固支承，此過程即為受拉薄膜效應(yīng)。

圖4 板F2鋼筋受火前后應(yīng)力云圖Fig. 4 Stress nephogram of steel in plate F2 before and under fire

圖5 板F1鋼筋受火前后應(yīng)力云圖Fig. 5 Stress nephogram of steel in plate F1 before and under fire

受火3.00 h時，F(xiàn)1底筋的溫度達(dá)到669 ℃，極限強(qiáng)度大幅降低，最大應(yīng)力只有74 MPa；而面筋的溫度不高，強(qiáng)度基本無損失，其所受應(yīng)力增加較大。受火3.00 h時，板F1的撓度值為246.7 mm，顯然超過了正常使用狀態(tài)限值(L/200，L<7 m)，構(gòu)件處于大變形狀態(tài)。

綜上所述，受壓薄膜效應(yīng)一般產(chǎn)生于混凝土板撓度較小的情況，而受拉薄膜效應(yīng)則出現(xiàn)在混凝土板撓度超過了正常使用極限狀態(tài)的情況，即大變形狀態(tài)。樓板長寬比對薄膜效應(yīng)有明顯影響，雙向板比單向板的薄膜效應(yīng)發(fā)生更早也更明顯。

3 抗火性能分析預(yù)測及耐火極限判斷

3.1 構(gòu)件厚度與背火面溫升的預(yù)測

為了研究構(gòu)件沿溫度梯度方向的厚度和背火面溫升的關(guān)系，繪制出了樓板F1和F2，梁A和梁B的散點(diǎn)數(shù)據(jù)，如圖6所示。這些數(shù)據(jù)點(diǎn)呈有規(guī)律的單調(diào)遞減分布，可以采用某一函數(shù)模型來進(jìn)行回歸分析。根據(jù)導(dǎo)熱定律和一維導(dǎo)熱方程可以推論：導(dǎo)熱量等其他參數(shù)一定時，物體溫升與傳導(dǎo)媒介長度成反比。根據(jù)數(shù)據(jù)的走向，選定式(1)冪函數(shù)形式。

式中：y是背火面溫升；變量x是構(gòu)件沿溫度梯度方向的厚度；參數(shù)k和n是擬合常數(shù)(n 擬取值1，2和3，試算選優(yōu))。

圖6 沿溫度梯度方向構(gòu)件的厚度與背火面溫升的關(guān)系Fig. 6 Relationship between the thickness along temperature gradient and the temperature rise of back-fire surface

圖7 構(gòu)件最大撓度隨受火時間的發(fā)展Fig. 7 Maximum deflection of components developed with time under-fire

通過回歸分析和試算，確定了擬合常數(shù)k和n的取值，得到擬合曲線方程，如式(2)

相關(guān)系數(shù) R2是判斷回歸方程對樣本擬合程度的指標(biāo)，此處相關(guān)系數(shù)R2=0.981，表明擬合公式與散點(diǎn)數(shù)據(jù)符合很好。式(2)的曲線方程可以用于預(yù)測不同厚度的構(gòu)件受火3.00 h后背火面的溫升情況。

由擬合曲線的線型走勢可以看出，構(gòu)件厚度對背火面溫升影響十分顯著，尤其當(dāng)構(gòu)件厚度小于170 mm以后，隨著厚度減小，背火面溫升幾乎呈直線增長。根據(jù)式(2)的方程計(jì)算，當(dāng)構(gòu)件厚度小于150 mm時，背火面溫度升高超過140 ℃，構(gòu)件失去絕熱性能達(dá)到耐火極限，如圖6所示。由于數(shù)值模型建立時未考慮受火面混凝土發(fā)生剝落、爆裂、鋼筋外露等加速達(dá)到耐火極限的因素，為了保證結(jié)構(gòu)的安全，建議沿溫度梯度方向構(gòu)件厚度最小取值為170 mm。

3.2 高溫變形及穩(wěn)定性極限準(zhǔn)則

樓板F1，樓板F2，梁A和梁B的最大撓度隨受火時間的發(fā)展情況如圖7所示。由圖7可知，樓板 F1撓度最大，也發(fā)展最快；所有構(gòu)件的撓度都未超過最大撓度限值L2/(400 h)，樓板F1的撓度雖超過 L/30，但其最大變形速率僅為 2.5，小于 L2/(9 000 h) (mm/min)的速率限值，如圖8所示。根據(jù)受彎構(gòu)件變形極限判斷標(biāo)準(zhǔn)，所有構(gòu)件都能滿足3.00 h的穩(wěn)定性極限要求。

受火3.00 h時，板F1的最大撓度值為246.7 mm，超過了正常使用狀態(tài)限值(L/200，L<7m)，構(gòu)件處于大變形狀態(tài)。樓板F2受火3.00 h時撓度最大值為35.9 mm，小于正常使用狀態(tài)限值(L/300，L＞9 m)，構(gòu)件尚未達(dá)到大變形狀態(tài)。受火3.00 h時，主梁A的最大撓度值為61.7 mm，主梁B最大撓度值為137.2 mm，都未達(dá)到大變形狀態(tài)。

3.3 耐火極限判斷

某車輛段上蓋板具有代表性的樓板、主梁的耐火性能參數(shù)及計(jì)算結(jié)果見表2~3。受火3.00 h時所有構(gòu)件背火面溫升都沒有超過140 ℃，滿足耐火極限中絕熱性的要求。所有構(gòu)件受火3.00 h的撓度和變形速率都未超過承載力極限狀態(tài)的撓度限值，滿足穩(wěn)定性要求。由以上分析綜合判斷，樓板和主梁的設(shè)計(jì)措施均能滿足3.00 h耐火極限的要求。

表 2 樓板耐火極限計(jì)算結(jié)果(歷火3.00 h)Table 2 Fire resistance calculation results of slabs (3.00 h under fire)

表3 梁耐火極限計(jì)算結(jié)果(歷火3.00 h)Table 3 Fire resistance calculation results of beams (3.00 h under fire)

4 結(jié)論

1) 受火3.00 h時單向板F2撓度較小，發(fā)生受壓薄膜效應(yīng)；雙向板 F1產(chǎn)生了大變形，受壓薄膜效應(yīng)轉(zhuǎn)變?yōu)槭芾∧ば?yīng)。樓板的長寬比對薄膜效應(yīng)有明顯影響，雙向板比單向板的薄膜效應(yīng)出現(xiàn)更早更明顯。

2) 通過回歸分析，得到背火面溫升與沿溫度梯度方向厚度的關(guān)系曲線，可以用于預(yù)測計(jì)算不同厚度的混凝土構(gòu)件受火3.00 h時的背火面溫升，從而判斷其隔熱性極限。

3) 蓋板結(jié)構(gòu)上部承受荷載較大，為滿足其耐火極限要求，鋼筋混凝土構(gòu)件沿溫度梯度方向的厚度取值不應(yīng)小于170 mm。如果設(shè)計(jì)參數(shù)低于該值，則需進(jìn)一步開展耐火試驗(yàn)驗(yàn)證。通過理論計(jì)算，驗(yàn)證了該工程中蓋板結(jié)構(gòu)的梁和樓板的設(shè)計(jì)措施都能滿足3.00 h耐火極限的要求。

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