EXPERIMENTAL STUDY ON FIRE RESISTANCE OF REINFORCED CONCRETE SUPERIMPOSED SLABS WITH FOUR SIDES SIMPLY SUPPORTED BY STEEL BAR TRUSS
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摘要: 钢筋桁架混凝土叠合楼板由预制混凝土底板、钢筋桁架及现浇混凝土后浇层组成。预制板块间设置混凝土现浇带，受力钢筋在现浇带处搭接连接，形成整体楼板。通过4块四边简支钢筋桁架混凝土叠合板抗火试验，研究了叠合板在火和荷载耦合作用下的火灾行为，试验中考虑了不同后浇叠合层厚度和不同预制板拼装方式。结果表明：钢筋桁架混凝土叠合板在高温-荷载耦合作用下，预制底板与叠合层未产生明显脱离现象，火灾时叠合板仍具有较好的整体工作性能；板上表面沿现浇带与预制板结合面及钢筋桁架将产生纵向裂缝，最终结合面形成贯通裂缝，楼板被烧穿达到耐火极限，试验板的耐火极限均达到3 h；火灾时现浇板带板底混凝土爆裂严重，现浇带处采用搭接方式连接的钢筋外露，失去作用，双向板受力机理发生变化，形成由预制板和现浇带组成的沿预制板跨方向的单向板带，承载力大幅降低，火灾时板的剩余承载力宜按单向板计算；后浇层厚度小，预制板宽大、拼缝少，耐火极限短；钢筋桁架对保证火灾时叠合层与预制层共同工作起到关键作用。Abstract: The reinforced concrete superimposed slabs with steel bar truss are composed of prefabricated concrete bottom slab, steel bar truss and post-cast-in-situ composite layer. Concrete cast-in-place belts are set between prefabricated slabs, and the longitudinal reinforcements are lapped and connected at the cast-in-place belt to form an integral floor slab. To study the fire behavior of laminated slabs under high temperature-load coupling effect, fire-resistance tests are performed on four sides simple supported superimposed slabs with different thickness of post-casting layer and assembling modes. The results show that under the high temperature-load coupling effect, there is no obvious separation between the prefabricated bottom plate and the laminated layer, and the laminated plate still has good overall working performance during the fire. Longitudinal cracks appear on the surface of the slab along the joint surface between the cast-in-situ belt and the prefabricated slab and along the steel truss. The final joint surface forms through cracks, and the floor slab is burned through and reaches the fire resistance limit. The average fire resistance limit of the tested board is up to 3 hours. During the fire exposure, the concrete at the bottom of the cast-in-situ slab spalls seriously, and the steel bars connected to the lap joint at the cast-in-situ zone are directly exposed to fire and lost their effect, which greatly reduces the bearing capacity of the one-way slab in the same direction, and the residual bearing capacity of the slab should be calculated according to the one-way slab under the fire exposure. Due to the small thickness of the post-casting layer and the large width of the prefabricated slab with few seams, the fire resistance limit is shorter. The steel truss plays a key role in ensuring that the laminated layer and the prefabricated layer work together under the fire exposure.
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钢筋桁架混凝土叠合楼板由预制混凝土底板、钢筋桁架及上部现浇混凝土后浇层组成，预制板之间通过现浇混凝土板带拼缝连接，受力钢筋在拼缝处搭接从而形成四边支承的双向板楼面结构板，是目前国家大力推广和正在广泛应用的装配式结构，在实际工程中已得到广泛应用。
楼板是结构中的重要构件，既要承受结构的竖向荷载，火灾时又要承担防火隔断防止火灾蔓延的作用，而且是受火面积最大、损伤最严重的构件之一。目前，针对楼板的抗火性能国内外学者进行了大量研究。文献[1-3]试验研究了整浇钢筋混凝土双向板的火灾行为，得到了板的温度场分布规律及双向板的破坏特征，整体结构中钢筋混凝土双向板具有较好的抗火性能；文献[4-7]对钢筋混凝土现浇楼板的火灾行为进行了数值分析，得到火灾工况、骨料类型、板厚和保护层厚度对双向板火灾行为影响较大，钢框架结构中受火板格附近钢梁将产生较大内力，火灾蔓延行为对连续板各跨最大弯矩分布和拉压薄膜效应发展有重要影响；文献[8]对无粘结预应力混凝土连续板进行了试验研究，试验结果表明负弯矩筋的长度对板的破坏形式影响明显；文献[9-11]试验研究了空心楼盖抗火性能，得到火灾时由于空腔内空气膨胀，楼板爆裂严重；文献[12-15]对钢筋桁架叠合板在常温下的受力性进行了研究，得到了叠合板及预制底板的抗弯承载力和变形能力，提出了设计计算方法；文献[16-18]对预制单向简支叠合板的抗火性进行了试验研究和数值分析，得到单向简支叠合板的温度场分布规律和破坏形态及叠合板的耐火极限。
现浇楼板和空心楼板的抗火性能已进行了大量研究，对于叠合板的研究多为叠合板在常温下的受力性能和单向简支叠合板的抗火性能，但在实际工程中叠合楼板多为四边支承的双向板，因此，对四边支承的钢筋桁架混凝土叠合板进行抗火性能研究更具有实际应用价值，但目前这方面的研究较少。四边支承的双向板包括多跨连续板和单跨板，单跨双向板又有不同的边界支承情况，本文对四边简支的钢筋桁架混凝土双向叠合楼板进行了抗火性能试验研究，以期为双向叠合板在实际工程中的应用提供理论依据，同时为以后连续叠合楼板的抗火试验研究作分析借鉴。
本文通过对4块四边简支钢筋桁架混凝土叠合板进行抗火试验，研究了不同后浇叠合层厚度和不同预制板拼装数量的四边支承叠合板在火和荷载耦合作用下的火灾行为，得到了叠合板的破坏机理、温度场的分布规律和耐火极限。
1 试验概况
1.1 试件设计
本次试验共设计了4块四边简支钢筋桁架混凝土叠合板试件，均由非预应力预制底板拼接，经后浇混凝土叠合层养护而成。预制底板厚度一般为60 mm，实际工程中板的跨度不同，后浇层厚度不同，根据房间的尺寸采用不同的预制底板规格拼装。试件设计时考虑了不同后浇层厚度和预制板拼接方式。本次试验试件平面尺寸为3600 mm×3600(3650) mm，预制底板厚度为60 mm，后浇层的厚度考虑70 mm、90 mm两种，预制板宽度为900 mm和1600 mm，跨度均为3600 mm。其中两个试件预制部分由3块宽度为900 mm的预制底板拼制，另外两个预制部分由2块宽度为1600 mm的预制底板拼制，预制板之间有宽度为450 mm的现浇板带拼缝。
预制层和后浇层混凝土强度等级设计均为C30，试验时，实测预制层混凝土立方体抗压强度为30.7 MPa，后浇层实测值为29.6 MPa。试件预制板板底配筋为双向
预制层预制板配筋、钢桁架布置及试件预制板拼装图见图1。试件具体参数及要求见表1。
表 1 试件主要参数及要求Table 1. Main parameters and requirements of specimens试件号 预制底板尺寸/mm (数量) 试件尺寸/mm 后浇层厚度/mm 拼缝宽度/mm 保护层厚度/mm DHB-1 900×3600(3) 3600×3600×130 70 450 15 DHB-2 900×3600(3) 3600×3600×150 90 450 15 DHB-3 1600×3600(2) 3650×3600×130 70 450 15 DHB-4 1600×3600(2) 3650×3600×150 90 450 15 1.2 试件制作及火灾试验
制作预制底板，混凝土养护28 d后浇筑叠合层，叠合层混凝土养护2个月在水平火灾试验炉进行抗火试验。炉膛按照ISO-834标准升温曲线进行升温。根据一般建筑物使用功能要求，以及本次试验所选用叠合板的规格，利用砂袋在试验板上施加2 kN/m2均布荷载，如图2所示。预先在试验板顶面铺设尺寸为900 mm×900 mm的木托架，将沙袋以聚集状堆载至托架，以便沙袋与试件之间留出空隙，量测板背面温度，观测板面试验状况。
为了实现四边简支的边界条件，沿试件四周支座处布置直径为100 mm的钢球，相邻钢球间距为500 mm，为防止钢球与混凝土的接触面局部受压破坏，在每个钢球的上下接触面布置300 mm×200 mm×10 mm的钢板，如图3所示。
1.3 量测内容及测点布置
1.3.1 位移测点布置
为了量测试件在火和荷载耦合作用下的变形，本次试验共布置了12个差动式位移传感器，分别布置在板中心点、1/4跨、板角及板边位置处，位移测点布置位置见图4，其中测点W11和W12测量板平面内水平变形。
1.3.2 温度测点布置
本次试验温度测量采用K型热电偶。试件DHB-1、DHB-2温度测点布置位置见图5(a)，其中测位3、4、8在拼缝现浇板带上，测位1、2、5、6、7在叠合板位置处。试件DHB-3、DHB-4温度测点布置位置见图5(b)，其中测位4、5在拼缝现浇板带上，测位1、2、3在叠合板位置处。在每个测位沿叠合板截面高度各布置了5个混凝土温度测点和1个受力钢筋温度测点。每个测位沿板截面高度混凝土温度测点布置位置如图6所示。同时在炉膛内布置了2个热电偶管，连接到采集器上，加上用于自动控制炉温连接到控制系统上的2个热电偶管，共计4个热电偶管用来测量试验时炉腔内的温度。
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图 5 试件温度测点热电偶布置 /mmFigure 5. Layout of thermocouples at temperature measuring points of specimens![]()
图 6 混凝土温度测点沿截面布置(括号内数据为DHB-3、DHB-4)Figure 6. Layout of concrete temperature measuring points along the section (Data in brackets are DHB-3, DHB-4)2 火灾试验结果及分析
2.1 试验现象
四个试件分4次分别进行抗火试验，每次试验炉停火后，炉内进行通风降温，停火12 h后停止采集数据。
由试验得到，各试件在整个燃烧过程中的行为基本相同。当燃烧17 min左右，炉膛内板底有持续的爆裂声。随着燃烧时间的增加，板产生明显变形，跨中下凹，四角向上翘起(见图7)，板的四个侧面产生裂缝，端部为斜裂缝，中间多为垂直裂缝，图8为试件DHB-1侧面裂缝分布示意图。继续燃烧，板的上表面沿预制板跨度方向产生纵向裂缝，板四角处预制板与后浇层结合面处产生水平裂缝，其余部位结合面未发现明显水平裂缝，说明火灾时叠合板除在四个角部预制板与后浇层会产生局部脱开外，其他部位结合良好，板仍保持整体工作。最终除试件DHB-2外，试件DHB-1、DHB-3、DHB-4依次在后浇带处板上部标号9、8、7处(见图9)出现火焰，板被烧穿。四个试件均燃烧200 min停止试验。
根据建筑构件耐火试验方法相关标准[19]，叠合板被烧穿，背火面出现火焰并持续时间超过10 s，试件即达到耐火极限。试件DHB-1在燃烧195 min达到耐火极限，试件DHB-3耐火极限为190 min，试件DHB-4耐火极限为200 min，试件DHB-2耐火极限大于200 min。由试验结果知，双向叠合板的耐火极限远大于建筑设计防火规范相关要求[20]。
图9为各试件板上表面裂缝分布图，图10为板底火灾后受损情况。
2.2 现象分析
叠合板在荷载和火耦合作用下，板侧面产生垂直裂缝和斜裂缝，分析原因：由图10可看出，板底中间部位直接受火作用受损严重，而四周支承在支座上未受火作用，受火后形成四边有“边梁”的双向板，板受高温作用膨胀使“边梁”产生拉力和平面外的弯矩，在火和荷载耦合作用下又会使“边梁”产生扭矩，四个角部扭矩最大，在复杂内力作用下板的侧面中间产生垂直裂缝，端部产生斜裂缝。
由图9得到，叠合板上表面的纵向裂缝均沿预制板的跨度方向，且主要位于预制板块之间的拼缝处和预制板的钢筋桁架处。叠合层厚度小的试件DHB-1和DHB-3沿钢筋桁架的纵向裂缝明显多于叠合层厚度大的试件DHB-2和DHB-4，试件DHB-2板上纵向裂缝均在拼缝处，且试件DHB-1和DHB-3沿拼缝后浇带处产生的纵向裂缝早于试件DHB-2和DHB-4。分析原因：叠合板受火作用后，从直接受火底面到板顶面存在温度梯度，从而产生温度应力，使板上部产生拉应力，当拉应力超过混凝土的抗拉强度，将会产生裂缝。叠合板的拼缝连接处，在横截面上存在现浇混凝土板带与预制板的薄弱结合面，相互之间的粘结强度低，与其他截面不同，该截面由于温度梯度产生的拉力主要由后浇叠合层承担，拉应力较大，叠合层厚度越小拉应力越大，因此叠合板受火作用后首先沿拼缝交界面产生纵向裂缝，叠合层厚度越小越容易产生裂缝；受火作用后的温度梯度效应使预制层和叠合层的结合面处产生剪应力，随着温度的升高，剪应力逐渐增大，结合面发生剪切破坏产生滑移，此时钢筋桁架承担了大部分剪力即销栓作用，钢筋桁架保证预制板与后浇叠合层共同工作，但也形成了钢筋桁架位置处后浇叠合层混凝土的拉应力集中，另外由于钢材具有较好的导热性，桁架上玄钢筋温度高于周围混凝土，玄杆钢筋膨胀，周围混凝土产生拉应力，叠合层厚度越小，桁架钢筋上方混凝土保护层厚度越小，楼板上表面桁架位置处混凝土拉应力越大，越容易产生沿桁架的纵向裂缝。
由图10可以看出，预制板底为混凝土受火作用酥松损伤，而拼缝现浇板带处则为混凝土爆裂脱落，损伤比较严重。分析产生上述现象的主要原因有两个方面：一是叠合板拼缝现浇板带混凝土龄期短，含水率大，容易产生爆裂；二是在拼缝处一个方向的所有受力钢筋均通过搭接连接，钢筋需要通过与混凝土之间的粘结力传递力，混凝土受力比较复杂，火灾时拼缝处混凝土受损强度降低，发生粘结破坏而脱落，钢筋外露，此时，现浇板带处采用搭接方式连接的一个方向的板底受力钢筋不能再承担拉力，失去作用，只有沿预制板跨方向的纵向起作用，因此火灾时板的剩余承载力应按单向板考虑。
由于现浇板带板底混凝土脱落，后浇叠合层在该位置开裂，从而形成沿拼缝现浇板方向的上下贯通裂缝，达到耐火极限。后浇叠合层厚度越小越容易产生裂缝，预制板宽度小后浇带多，贯通裂缝宽度小，因此，板的耐火极限与后浇叠合层厚度及拼缝数量有关，后浇层厚度越大耐火极限越长。
由试验现象知，叠合板在火和荷载耦合作用下，仅在板四角处叠合面出现明显水平裂缝，预制层与叠合层有分离现象，其余部位仍结合良好，未出现脱离现象，说明设置钢筋桁架的混凝土双向叠合板在火灾时预制层与叠合层能够整体工作，钢筋桁架是保证叠合板火灾时共同工作的重要措施。
2.3 温度场分析
2.3.1 试验炉内升温曲线
由所布置的两个热电偶测得的各试验板炉温与时间关系曲线如图11所示，由图可以看出，试验所测量的炉内升温曲线与ISO标准升温曲线基本一致。
2.3.2 混凝土升降温曲线
试件典型位置混凝土温度随燃烧时间的变化曲线如图12所示。
由图12可知，拼缝后浇带处和有叠合层的位置处混凝土温度场分布规律基本相同，除试件DHB-4外，其余试件有叠合层的位置处温度略高于拼缝后浇带处的温度，这与后浇带处混凝土含水率高有关。距离板底较近的位置温度升高较快，距离板底较远的顶部温度升高较慢，且由于水分蒸发在100℃时存在水平段，停止燃烧后，温度还会升高，温度梯度比较明显。耐火极限时在距板底20 mm位置处混凝土温度可达700℃左右。
与文献[1-3]对比，叠合板温度场分布规律与现浇板基本相同。
2.3.3 受力钢筋温度
由于拼缝处混凝土在火灾过程中发生爆裂受力钢筋裸露，因此现浇带处钢筋的温度与炉膛温度基本一致，预制板处受力钢筋温度变化如图13所示。受力钢筋保护层厚度为15 mm，DHB-1钢筋最高温度为860℃，其余试件钢筋最高温度也都达到750℃。
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图 13 试件受力钢筋测点温度-时间关系曲线Figure 13. Rebar temperature-time curves at each measuring point2.4 变形分析
图14为各试件板跨1/4处、中心处测点挠度变形与时间关系曲线。由图14可知，停火后各测点位移还会有所增加，最大位移并非出现在停火时，其主要原因是炉温与板内混凝土温度存在滞后现象所引起。分析板的变形得到，在最初试验阶段板的整体变形基本符合双向板变形规律，但随着燃烧时间的增长、炉温的升高，板的整体挠度变形不再完全符合双向板变形规律。分析原因，叠合板受高温作用后，拼缝后浇带处板底混凝土脱落钢筋裸露，在后浇带处采用搭接方式连接的垂直于后浇带方向的受力钢筋失效，双向板受力机理发生变化，形成沿预制板跨方向的不完整“板带”，此时，作用在板上的荷载将主要沿预制板跨方向传递，因此，板的变形不再完全符合双向板变形规律。
图15为各试件板跨1/4处、中心处炉温-挠度变形曲线，由图可以看出，后浇叠合层厚度为70 mm的试件DHB-1和DHB-3，当炉温达到400℃时，试件的挠度变形开始增长。后浇叠合层厚度为90 mm的试件DHB-2和DHB-4，当炉内温度达到600℃时，试件的挠度变形将明显增大，说明不同叠合层厚度的叠合板火灾时的挠度变形存在差异。分析原因：火灾时板的挠度变形特性与刚度相对损失大小有关，相同温度时，叠合层厚度小的板刚度相对损失大，产生挠度突变的时间早。由图得到，停止燃烧，当炉内温度降低至400℃左右时，叠合板的挠度变形开始迅速减小，构件开始恢复变形。
另外，由试验得到，火灾初期，试验板平面内两个方向均产生膨胀变形，但沿预制板的跨度方向当燃烧时间约50 min时，板不再膨胀变形，而另一方向停火后膨胀变形才开始恢复，这与板的受力机理改变有关。
3 结论
通过对4块四边简支钢筋桁架混凝土叠合板抗火试验，得到如下结论：
(1) 钢筋桁架混凝土叠合板在高温-荷载耦合作用下，未发生预制层与后浇叠合层完全脱离现象，预制层与后浇叠合层能够共同工作，钢筋桁架是保证叠合层与预制层共同工作的主要构造措施。
(2) 钢筋桁架混凝土叠合板受火灾作用后，在板上表面桁架钢筋上方产生沿桁架的纵向裂缝，在拼缝交界处将产生贯通楼板的纵向裂缝，从而达到耐火极限，4块试验板的耐火极限均超过3 h。
(3) 钢筋桁架混凝土叠合板受火灾作用后，拼缝后浇带板底混凝土爆裂严重，钢筋外露，垂直于后浇带方向采用搭接方式连接的受力钢筋失效，双向板受力机理发生变化，形成沿预制板跨方向的不完整“板带”，荷载将主要沿预制板跨方向传递，板在荷载和火耦合作用下的变形不再符合双向板变形规律，火灾时四边支承钢筋桁架混凝土叠合板的剩余承载力应按单向板计算。
(4) 各试验板混凝土温度场分布规律相似，与整浇板也无大区别。
(5) 叠合板在火和荷载耦合作用下，由于材料性能发生变化，刚度降低，板将产生较大挠度变形，后浇叠合层厚度小，产生挠度突变的时间早。
(6) 在高温作用下，叠合板在拼缝交界处将形成贯通裂缝，楼板被烧穿，达到耐火极限，因此拼缝交界处为叠合板的薄弱处。后浇层厚度小，耐火极限短。预制板宽，拼缝少，贯通裂缝宽，耐火极限短。
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图 5 试件温度测点热电偶布置 /mm
Figure 5. Layout of thermocouples at temperature measuring points of specimens
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图 6 混凝土温度测点沿截面布置(括号内数据为DHB-3、DHB-4)
Figure 6. Layout of concrete temperature measuring points along the section (Data in brackets are DHB-3, DHB-4)
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图 13 试件受力钢筋测点温度-时间关系曲线
Figure 13. Rebar temperature-time curves at each measuring point
表 1 试件主要参数及要求
Table 1 Main parameters and requirements of specimens
试件号 预制底板尺寸/mm (数量) 试件尺寸/mm 后浇层厚度/mm 拼缝宽度/mm 保护层厚度/mm DHB-1 900×3600(3) 3600×3600×130 70 450 15 DHB-2 900×3600(3) 3600×3600×150 90 450 15 DHB-3 1600×3600(2) 3650×3600×130 70 450 15 DHB-4 1600×3600(2) 3650×3600×150 90 450 15 
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