研究钢筋混凝土梁的抗火性能具有重要的意义.目前国外已进行了一定数量的钢筋混凝土梁的耐火试验，取得了较多的研究成果.如文献[1]在20世纪90年代对火灾下钢筋混凝土梁的抗弯和抗剪性能开展了一定数量的试验研究.

对钢筋混凝土结构的抗火分析一般采用有限元方法.文献[2]采用简化考虑水泥剥落的有限元程序，分析钢筋混凝土梁的抗火性能；文献[3]建立了着重考虑钢筋和混凝土之间的黏结滑移行为的自编有限元程序，可以更准确地模拟高温下钢筋混凝土梁的性能；文献[4]建立了考虑材料应力-应变滞回关系的有限元程序NARCLF，可合理反映火灾下钢筋混凝土结构的变形特性和耐火性能.由于火灾中构件截面温度分布不均及受火构件升温膨胀将引起截面应力重分布，为考虑这些影响因素，需引入钢材和混凝土不同的加载、卸载和再加载路径，并在热-力耦合本构关系中考虑钢材的高温蠕变、混凝土的高温蠕变和瞬态热应变的影响.为进一步研究火灾下钢筋混凝土梁的抗火性能，本课题组采用ABAQUS软件，在试验验证的基础上，对钢筋混凝土梁的抗火性能进行非线性有限元分析，主要工作如下.

1) 选取合理的材料热工参数及考虑钢材高温蠕变、混凝土瞬态热应变与短期高温蠕变的材料热力耦合本构关系，利用火灾下钢筋混凝土梁的温度场和抗火性能试验结果对采用ABAQUS软件建立的相关模型进行验证.

2) 利用ABAQUS软件建立钢筋混凝土梁温度场计算模型和抗火性能分析有限元模型，探讨保护层厚度与荷载水平对钢筋混凝土梁抗火性能的影响.

1) 混凝土热工性能：高温下混凝土热传导系数表达式见文献[5]；高温下混凝土比热表达式见欧洲规范^[6]；混凝土密度ρ_c=2 500 kg/m³.

2) 钢材热工性能：钢材导热系数表达式见文献[5]；钢材比热表达式见文献[7]；钢材密度ρ_s=7 850 kg/m³.

3) 单元类型与界面参数选取：钢筋采用传热连接单元(DC1D2)，混凝土采用实体热分析单元(DC3D8)，网格采用结构化技术划分；钢筋与混凝土间采用绑定(tie)；构件表面热辐射系数ε=0.5，综合换热系数h=25 W/(m² ·K)，初始温度为20 ℃.

1) 高温下混凝土热-力耦合本构关系：高温下混凝土应力-应变本构关系表达式见文献[8]；混凝土热膨胀系数与温度关系式见文献[9]； 混凝土瞬态热应变计算公式及混凝土短期高温徐变计算公式见文献[10].

2) 高温下钢材热-力耦合本构关系：高温下钢材热-力耦合本构关系见文献[8]；钢材热膨胀系数与温度的关系式见文献[9]；钢材高温蠕变的计算公式见文献[7].

钢筋采用桁架单元(T3D2)，混凝土采用实体单元(C3D8R)，网格划分使用结构化技术.

图 1为采用ABAQUS进行钢筋混凝土梁温度场计算和结构抗火计算模型的网格划分结果.

图 1(Figure 1)

Fig. 1

图 1 模型网格划分 Fig. 1 Mesh generation of model (a)—整体有限元模型； (b)—混凝土单元; (c)—钢筋有限元模型； (d)—加载板单元.

本次试验共设计了3根钢筋混凝土梁，梁的截面尺寸均为200 mm×300 mm，梁长4 m，采用单筋矩形截面，构件截面尺寸和配筋如图 2所示.其中1根进行常温加载试验，2根进行高温下静载试验，构件设计参数见表 1.

图 2(Figure 2)

Fig. 2

图 2 构件截面尺寸及配筋(单位：mm) Fig. 2 Geometrical details of specimens

表 1

Table 1

表 1(Table 1)

表 1 构件设计参数 Table 1 Parameters of tested specimens 试件分组 初始荷载 试验工况 受火时间tf/min L1 0 常温静载 0 L2 0.2 Nu 恒载升温 60 L3 0.2 Nu 恒载升温 120

表 1 构件设计参数 Table 1 Parameters of tested specimens

纵向受力钢筋采用2根直径为16 mm的 HRB400级的热轧螺纹钢筋；架立钢筋采用2根直径为12 mm的HRB400级热轧钢筋；箍筋采用直径为8 mm的HPB300级热轧钢筋，间距为100 mm；混凝土净保护层厚度为25 mm.钢筋的性能见表 2.本试验采用的混凝土设计强度等级为C30.试验时L1，L2 与L3梁的150 mm立方体试块抗压强度平均值分别为37.7，36.3和33.2 MPa.

表 2

Table 2

表 2(Table 2)

表 2 钢筋性能 Table 2 Properties of steel MPa 种类 fs fu Es HPB300 353 494 2.10×105 HRB400 492 648 1.99×105

表 2 钢筋性能 Table 2 Properties of steel MPa

1) 常温下钢筋混凝土梁静载试验.常温静载采用三分点加载.梁L1进行常温下静载试验，试验采用分级加载，开裂荷载为24 kN，最后三分点处受压混凝土出现起皮现象，混凝土被压碎，裂缝延伸至梁顶，梁达到极限荷载，进入破坏状态，极限荷载为69.7 kN.图 3为梁L1破坏图.

图 3(Figure 3)

Fig. 3

图 3 L1梁破坏图 Fig. 3 Typical failure mode of L1

2) 高温下钢筋混凝土梁三面受火试验.火灾试验采用ISO834标准升温曲线，因实际功率偏小，电炉实际升温曲线与标准升温曲线之间存在偏差.炉腔的实际升温曲线可以拟合为

式中：θ₀为试验炉内初始温度(℃)；θ为升温t时刻试验炉内空气的平均温度(℃).

高温试验采用构件上堆放砝码的方法施加竖向荷载，同样采用三分点加载，见图 4.高温试验构件采用3面受火，构件内部的温度场采用沿截面不同宽度和高度布置热电偶进行测量，见图 5.采用百分表对构件在高温下的跨中挠度和梁端轴向膨胀进行测量.

图 4(Figure 4)

Fig. 4

图 4 高温试验加载示意图 Fig. 4 Layout of loaded speciments under high temperature

图 5(Figure 5)

Fig. 5

图 5 高温试验温度和变形测量示意图 Fig. 5 Sketch of experimental instruments

抗火试验测试结果显示：在升温过程中，跨中挠度增长呈现出快-慢-快-慢的变化趋势；升温60 min时，构件挠度都在40 mm以上.

在试验过程中，升温时间至15 min左右，构件均有渗水现象，梁侧面开始渗水，同时有劈啪声；至20 min后，梁顶有水蒸气冒出；至45 min时，水蒸气达到最多，整个梁的上表面都被水覆盖，部分位置还有水泡冒出.受火时间在30~70 min时间段内，跨中变形曲线呈现一个较平缓的S型变化，之后挠度增长明显加快；120 min时，构件L3挠度接近100 mm.高温试验构件破坏形态见图 6.

图 6(Figure 6)

Fig. 6

图 6 高温试验构件破坏图 Fig. 6 Typical failure mode of tested beams under high temperature

图 7为常温下钢筋混凝土梁跨中挠度与荷载的关系曲线.由图可知，ABAQUS有限元模拟的结果和试验结果吻合较好，可见本文有限元建模中的材料本构关系在常温下是合理的.

图 7(Figure 7)

Fig. 7

图 7 梁跨中挠度与荷载的关系曲线 Fig. 7 Relationship between deflection and load

图 8为采用ABAQUS非线性有限元法计算得到的梁各测点温度与受火时间的关系曲线，可见实测值与计算值吻合较好.图 9为梁跨中挠度(u)与轴向膨胀(v)的计算曲线与实测曲线比较，可见总体吻合良好.但计算值较实测值略小，可能是由于温度场计算结果较小的缘故.

图 8(Figure 8)

Fig. 8

图 8 测点温度与受火时间的关系曲线 Fig. 8 Relationship between temperature and time (a)—L2梁；(b)—L3梁.

图 9(Figure 9)

Fig. 9

图 9 u,v与 tf的关系 Fig. 9 Relationship between u,v and tf

利用ABAQUS非线性有限元软件，对在标准升温曲线ISO-834下的不同净保护层厚度、荷载水平等参数下三面受火钢筋混凝土梁的耐火性能进行参数分析.受拉钢筋、架立钢筋fs=345 MPa，箍筋f_s=235 MPa，受拉钢筋、架立钢筋取φ16 mm，箍筋取φ12 mm；混凝土抗压强度f_cu=30 MPa，荷载水平为0.3N_u.对净保护层厚度c分别取20，30，40 mm的钢筋混凝土梁进行有限元分析时，采用增加梁两侧面和底面的方法来增大保护层厚度.定义p为梁荷载水平，取值为0.2~0.6.

图 10为t_f对钢筋混凝土梁抗火性能的影响，由图 10a可知，承受一定荷载水平的钢筋混凝土梁在高温作用下，保护层越小，其跨中挠度增长速度越快，梁的耐火极限越小；保护层厚度由20 mm提高到30 mm时，耐火极限增加13 min，提高19.4%；保护层厚度为40 mm时，比保护层厚度为30 mm时耐火极限大28 min，提高35%，耐火极限增加明显.由图 10b可知，保护层厚度为20和30 mm时，梁轴向膨胀量相差不大；保护层厚度为40 mm时，梁轴向膨胀增长速率明显降低.由图 10c可以看出，不同保护层厚度的受拉主筋的温度有差别，保护层小的梁，其受拉主筋升温较快，保护层为20 mm及30 mm时，钢筋混凝土梁受拉主筋温度(θ)与时间(t_f)关系曲线较为接近；保护层厚度为40 mm时，受拉主筋温度明显较低.

图 10(Figure 10)

Fig. 10

图 10 tf对梁抗火性能的影响 Fig. 10 Effect of tf on fire resistance of beams

由图 11可知，荷载水平对钢筋混凝土梁的耐火极限影响较大，荷载越大，高温下梁的跨中挠度发展越快，耐火极限越小.

图 11(Figure 11)

Fig. 11

图 11 tf对u的影响 Fig. 11 Effect of tf on u

由图 12可知，我国目前的RC梁在环境类别为一、二时的最小保护层厚度不能满足防火规范对RC梁一级耐火极限的要求.建议当采用一级耐火极限标准时RC梁保护层厚度为40 mm.

图 12(Figure 12)

Fig. 12

图 12 p对钢筋混凝土梁耐火极限的影响 Fig. 12 Effect of p on fire resistance of concrete

1) 选用合理的材料热工参数及本构关系，利用ABAQUS有限元软件计算得到的钢筋混凝土梁温度场和变形性能的计算结果与试验结果吻合良好.

2) 钢筋混凝土简支梁的保护层越厚，受拉主筋升温越慢，使构件的变形得到延缓，耐火极限增大；荷载水平越大，耐火极限越小.

3) 我国目前的RC梁在环境类别为一、二时的最小保护层厚度不能满足防火规范对RC梁一级耐火极限的要求.建议当采用一级耐火极限标准时RC梁保护层厚度为40 mm.