新型承重围护保温一体化墙板耐火性能研究

新型承重围护保温一体化墙板，集承重、围护和保温功能为一体，在工厂预制成型，并在施工现场装配成房屋，具有施工速度快、装配化程度高的优点。新型承重围护保温一体化墙板的具体构造为：在钢框架两侧焊接钢丝网，框架间设置井格式龙骨，中间浇筑泡沫混凝土，两侧浇筑砂浆保护层，外贴耐碱玻纤网格布，其内部构造如图1所示。

图1　墙板构造（单位：mm）

Fig.1　Configuration of the wall（Unit：mm）

目前，对于复合墙板受火性能的研究主要以其在火灾下的力学性能为主，叶继红等 ^[1-2] 对轻钢龙骨组合墙体进行了耐火性能试验，并研究了其抗火计算模型；设计完成了10片C形冷弯薄壁型钢承重墙体的足尺耐火试验，研究了影响组合墙板耐火性能的因素。田稳苓等 ^[3] 通过对泡沫混凝土轻钢龙骨复合墙体进行加载，证明了泡沫混凝土能够改善墙体延性，提高其抗剪承载力。CROZIER等 ^[4] 完成了18片细长钢筋混凝土墙板的耐火性能试验，研究了混凝土墙板在不同强度和保护层厚度下受火时的变形能力和承载力，结果表明，混凝土强度对火灾下墙板的平面内承载力影响很小。李艺璇等 ^[5] 采用有限元软件建立双钢板混凝土组合剪力墙模型，分析了在轴压力作用下墙板的抗火性能，并研究了蒸压轻质加气混凝土板厚度、导热系数和非膨胀型防火涂料厚度对结构截面温度场的影响，其研究成果可为实际工程提供参考。肖建庄等 ^[6] 对高强混凝土剪力墙进行了单面受火和降温全过程试验研究，结果表明：高强混凝土剪力墙在火灾作用下会发生严重爆裂，采用再生混凝土防火牺牲层可有效减轻高强混凝土剪力墙的爆裂，提高其耐火极限。CONSOLAZIO等 ^[7] 提出在高强混凝土中掺加低熔点纤维可减轻剪力墙的爆裂，膨胀型防火涂料对于抑制混凝土剪力墙爆裂的效果不明显。刘桂荣等 ^[8] 研究了钢筋混凝土剪力墙温度场的分布规律，分析了混凝土热工参数、对流系数以及综合辐射系数对温度场的影响。韦芳芳等 ^[9] 对剪力连接件对组合剪力墙耐火性能的影响进行了研究，研究结果表明采用栓钉和剪力杆组合连接时的耐火极限大于采用螺栓连接时的耐火极限，耐火极限最长为90min，不满足《建筑设计防火规范》（GB 50016—2014） ^[10] 规定的一级耐火极限的要求，同时还对设有不同防火涂层的钢板剪力墙的抗火性能进行了比较分析 ^[11] ，研究结果表明当框架柱采用d/λ _i =0.15的厚涂型防火涂料，其余构件采用d/λ _i =0.10的厚涂型防火涂料时（d为钢结构防火设计技术文件规定的防火保护层的厚度，单位为mm；λ _i 为钢结构防火设计技术文件规定的非膨胀型防火涂料、防火板的等效热传导系数），能够满足一级耐火极限要求。

目前研究的组合墙板的内部填充物多为普通混凝土，对于内部填充物为泡沫混凝土的新型承重围护保温一体化墙板耐火性能的相关研究较少。由于内部泡沫混凝土和外部砂浆保护层的包裹作用，可以有效提高钢框架的耐火性能，本文采用足尺耐火性能试验与数值模拟分析相结合的方法，探讨了该复合墙板的耐火性能及其影响因素，并在此基础上提出了墙板耐火极限和保护层厚度的关系式。

1　试验概况

1.1　试件尺寸

共设计两个墙板试件，编号分别为QB-1和QB-2，QB-1的钢构件不涂刷防火涂料，QB-2的钢构件涂刷防火涂料，其中柱涂刷5mm厚的防火涂料，梁涂刷3.5mm厚的防火涂料，二者的其余构造均相同。两个试件的尺寸均为2,400mm×2,400mm×300mm，内部框架梁柱均采用Q345B钢材，梁采用H形钢，柱为冷成型方钢管，内部浇筑C30混凝土；框架间设置纵横间距为600mm的C形钢龙骨，C形钢采用Q235B钢材。梁、柱与C形钢之间采用焊接连接，墙板内部填充200mm厚、密度为500kg·m ^－3 的泡沫混凝土，两侧浇筑50mm厚的水泥砂浆保护层，保护层内部设置2.8@50的钢丝网，外部粘贴耐碱玻纤网格布，如图1所示。试件骨架平面布置如图2所示，内部构件具体尺寸如表1所示。

图2　墙板骨架平面布置（单位：mm）

Fig.2　Framework layout plan of wall（Unit：mm）

1.2　试验现象

试验在国家消防及阻燃产品质量监督检验中心（山东）进行，将墙板安装于试验炉内，在试件上部和下部的非受火段铺上石棉，用铁链固定，如图3所示。试验按照ISO 834标准升温曲线进行升温，墙板背火面中心位置和平均每1/4区域的中心位置处布置5个热电偶，用来测量背火面的平均温升，C形钢所在位置处布置4个热电偶，用于测量最高温升，测点布置如图4所示。将试验炉内的4个热电偶测得的平均温度视为炉膛内空气的温度，试验过程中炉膛内温度稳定上升，与设计温度吻合，如图5所示。

图3　耐火试验炉

Fig.3　Fire resistance test furnace

图4　测点布置图（单位：mm）

Fig.4　Layout of measuring points（Unit：mm）

图5　试验升温曲线

Fig.5　Temperature rise curves of test

根据《建筑构件耐火试验方法 第1部分：通用要求》（GB/T 9978.1—2008） ^[12] 的规定：升温过程中，当试件出现穿透性裂缝或穿火空隙，或平均温度温升超过初始平均温度140℃，或任一点位置的温度温升超过初始温度180℃时，即视为试件达到耐火极限。

1.2.1　QB-1试验现象

试验前QB-1背火面的状态如图6a）所示，试验开始65 min后，由于墙板内部水分蒸发，背火面开始出现水痕，如图6b）所示；试验进行到112min时，由于墙板内部骨架和泡沫混凝土的比热不同，发生了不同程度的变形，导致墙板上部凹陷、下部凸出；试验进行到240min时，墙板背火面平均温度为59.7℃，最高温度为81.7℃，未达到耐火极限，但试验炉已经不支持继续升温，因此为避免损坏试验炉，在试验进行到240min时终止试验。

图6　QB-1受火后破坏情况

Fig.6　Damage of QB-1 after fire

最终墙板变形状态如图6c）所示，角部砂浆层出现轻微脱落，墙板侧边出现一定程度开裂，侧边角部开裂严重，如图6d）~f）所示。受火面颜色变为土黄色，出现大量裂缝，如图6g）所示，背火面无裂缝出现，如图6h）所示。

1.2.2　QB-2试验现象

试验前QB-2的背火面状态如图7a）所示，当试验进行到58min时，由于墙板内部水分蒸发，背火面开始出现水痕，如图7b）所示；试验进行到103min时，由于墙板内部骨架和泡沫混凝土的比热不同，发生了不同程度的变形，导致墙板上部凹陷、下部凸出；当试验进行到240min时，背火面平均温度为56.2℃，最高温度为78.4℃，未达到耐火极限，但试验炉已经不支持继续升温，为避免损坏试验炉，在试验进行到240min时终止试验。

最终墙板变形状态如图7c）所示，墙板侧边出现细小裂缝，如图7d）~f）所示。受火面颜色变为土黄色，出现轻微开裂，如图7g）所示，墙板背火面无裂缝出现，如图7h）所示。

图7　QB-2受火后破坏情况

Fig.7　Damage of QB-2 after fire

1.3　试验结果分析

试件QB-1和QB-2的背火面平均温度和最高温度曲线如图8所示。由图8可以看出，墙板的升温曲线可分为3个阶段：第1阶段为缓慢上升阶段，这一阶段试件处于升温初期，炉温不高且热量传递需要一定的时间，因此背火面测点的温度上升缓慢且不明显；第2阶段为快速升温阶段，该阶段炉温快速升高，试件背火面受到了炉内传来的热量影响，升温速率提高；第3阶段为平缓升温阶段，此阶段炉温上升缓慢，且试件内部水分蒸发吸热，导致试件的升温速率降低。

图8　墙板背火面温度曲线

Fig.8　Temperature curves of unexposed surface of walls

QB-1受火240min后，其背火面最高温度为81.7℃，平均温度为59.7℃；QB-2受火240min后，其背火面最高温度为78.4℃，平均温度为56.2℃，说明刷防火涂料能够有效降低墙板背火面的平均温度和最高温度，提高构件的耐火性能。

2　有限元模型

为了深入探讨新型复合墙板的耐火性能及影响因素，建立与试件尺寸（2,400mm×2,400mm×300mm）相同的墙板有限元模型，对其进行温度场分析，分析时忽略钢丝的影响 ^[4] ，得到墙板背火面的升温曲线，并与试验结果进行对比，验证有限元模型的准确性。

2.1　有限元模型

2.1.1　材料参数

文中所采用的钢材高温下热工性能参数来源于欧洲标准EN 1993-1-2 ^[13] ，如表2所示，其中T为温度。泡沫混凝土高温下热工性能取自文献[14]，砂浆高温下热工性能取自文献[15]。

2.1.2　模型单元类型选取及边界条件

温度场分析中各部件均采用实体拉伸而成，单元类型为DC3D8，墙板有限元模型如图9所示。试验时室温约为32~35℃，假设开始时墙板表面及内部构件的温度与环境温度相同，为33℃；墙板的背火面和侧面为对流边界条件，对流系数取为8W?（m ² ·K） ^－1 ；受火面为对流和辐射边界条件，对流系数取为25W?（m ² ·K） ^－1 ，辐射系数取为0.7；设定计算时间与试验时间相同，为240min，得到背火面的升温曲线。

图9　墙板有限元模型

Fig.9　Finite element model of the wall

2.2　模型验证

将温度场分析得到的背火面平均温度和最高温度数据与试验数据进行对比，如图10所示。由图可知，模拟数据与试验数据吻合较好，可见所建立的墙板模型能较为准确地模拟复合墙板的受火情况。

图10　模拟数据与试验数据对比

Fig.10　Comparison between simulation data and test data

3　墙板耐火极限的确定

3.1　耐火极限判定准则

墙板的耐火极限应从其承载能力、完整性和隔热性来综合判断，丧失其中一种能力即认为其达到耐火极限 ^[12] 。

根据《建筑构件耐火试验方法 第1部分：通用要求》（GB/T 9978.1—2008） ^[12] 的规定：当墙板背火面平均温升超过初始温度140℃或背火面任意位置的温升超过初始温度180℃时认为其丧失隔热性；当墙板的极限轴向压缩变形量超过h/100，即认为墙板丧失承载能力（h为墙板高度）；当背火面出现火焰且持续时间超过10s，认为其丧失完整性。有限元模拟时选取承载能力和隔热性作为判定标准，模型的初始温度为33℃，当其背火面平均温度超过173℃，或任意位置温度超过213℃，或墙板的轴向压缩变形超过24mm时，即认为墙板达到耐火极限。

3.2　热力耦合分析

通常情况下，结构受火灾作用时，均表现为结构在受力状态下的火灾行为。因此，为了使数值模拟的情况更贴合工程实际，需要进行构件在力和火灾作用下的耦合分析。

高温下各材料的力学性能如表3~5所示，采用建立的有限元模型进行热力耦合分析，设置与温度相关的材料参数，预加荷载，引入温度场计算结果，进行恒载升温分析，从而得到构件耐火极限。

在墙板有限元模型的上下两端设置尺寸为2, 500mm×470mm×50mm的加载板，并在上下两端的加载板中心位置处设置RP-6和RP-7两个参考点，与加载板耦合。墙板边界条件设置为底部固接、顶部简支，对墙板施加轴压比为0.32、大小为459.54kN的轴向荷载，进行恒载升温分析。受火360min后的墙板变形和温度场如图11所示，墙板轴向的时间-位移曲线和背火面平均温度与最高温度曲线如图12所示。

图11　受火后墙板变形（放大10倍）和温度场

Fig.11　Deformation of wall （magnified 10 times）and temperature field after fire

图12　墙板时间-位移曲线与时间-温度曲线

Fig.12　Time-displacement curve and time-temperature curves of wall

模拟数据表明，受火360min时，墙板轴向位移为11.44mm，未失去承载能力；受火343min时，背火面平均温度低于173℃，最高温度大于213℃，此时墙板失去隔热性，由此分析得到300mm厚墙板的耐火极限为343min。

4　墙板耐火性能影响因素分析

采用建立的有限元模型对墙板进行进一步的参数分析，研究砂浆保护层厚度、泡沫混凝土密度、轴压比以及钢材含钢率对墙板耐火性能的影响。

4.1　保护层厚度

为研究不同保护层厚度对墙板耐火性能的影响，保持泡沫混凝土厚度不变，分别取20mm、30mm、40mm和50mm 4种不同厚度的砂浆层进行热力耦合分析，得到墙板背火面的时间-温度曲线如图13所示。

图13　不同保护层厚度下墙板的时间-温度曲线

Fig.13　Time-temperature curves of wall with different thickness of protective cover

由模拟结果可知，随着保护层厚度的增加，背火面的温度越来越低，升温速率越来越慢；保护层厚度由20mm增加到50mm时，背火面温度降低了30.4%，说明增加保护层厚度能够有效降低背火面的温度。

4.2　泡沫混凝土密度

在其他条件保持不变的条件下，分别取泡沫混凝土密度ρ为500kg·m ^－3 、800kg·m ^－3 和1,000kg·m ^－3 ，研究不同密度泡沫混凝土对墙板耐火性能的影响。取受火后墙板背火面的温度和轴向位移作为研究对象，分析结果如图14和图15所示。

图14　不同泡沫混凝土密度下墙板的时间-温度曲线

Fig.14　Time-temperature curves of wall with different density of foam concrete

图15　不同泡沫混凝土密度下墙板的时间-位移曲线

Fig.15　Time-displacement curves of wall with different density of foam concrete

由分析结果可知：随着泡沫混凝土密度的增加，受火后背火面的平均温度降低，轴向位移减小，同时升温速率和位移速率也降低，泡沫混凝土密度为500kg·m ^－3 、800kg·m ^－3 和1,000kg·m ^－3 的墙板受火180min后，其背火面的温度分别为68.2℃、66.7℃和61.7℃，由此可知增加泡沫混凝土密度对墙板背火面的温度影响不显著；0~5s时，由于墙板初期升温较快，泡沫混凝土和内部钢框架受热膨胀，墙板有向上的轴向位移，且此位移随着泡沫混凝土密度的增大而增大，随着温度的升高，墙板向下的轴向位移增大，泡沫混凝土密度增加到1,000kg·m ^－3 时，轴向位移为3.2mm，与泡沫混凝土密度为500kg·m ^－3 的墙板相比，其轴向位移减小了40%，因此增加泡沫混凝土密度能够有效减小墙板的轴向位移。

4.3　轴压比

在其他条件保持不变的前提下，改变轴压比，取轴压比为0.2、0.3、0.4和0.5，对试件进行热力耦合分析。改变轴压比对温度场没有影响。不同轴压比下墙板的轴向位移如图16所示，由图可知，不同轴压比对墙板的轴向位移有一定影响。轴向位移-时间曲线具有相同的上升趋势，随着轴压比的增大，曲线的上升速率越来越小。受火过程中，轴压比越大，轴向压缩位移越小，这可能是由于轴压比越大，墙板外部材料的破坏越严重，内部钢框架温度升高得越快，轴向膨胀位移增加，导致轴向压缩位移减小。经分析，轴压比每增加0.1，轴向位移大约减小14.7%，轴压比由0.2增加到0.5时，轴向位移减小了38.8%。

图16　不同轴压比下墙板的时间-位移曲线

Fig.16　Time-displacement curves of wall with different axial compression ratio

4.4　含钢率

为探讨钢框架梁柱截面厚度对构件耐火性能的影响，在其他条件保持不变的条件下，以含钢率为参数进行热力耦合分析，构件含钢率变化如表6所示。

在含钢率分别为2.9%、4.5%和5.4%的情况下，选取墙板中面温度、背火面钢材温度以及墙板背火面温度进行对比，并统计其在受火90min和180min时的温度值，得到的时间-温度曲线及截面温度曲线如图17和图18所示。由图可知，随着含钢率的提高，墙板中面温度、背火面钢材温度以及墙板背火面温度随之升高，但不同含钢率的钢板和泡沫混凝土处的截面温度以及墙板背火面温度相差不大，说明含钢率能够影响墙板的温度场，但是作用效果不明显。

图17　不同含钢率下墙板的时间-温度曲线

Fig.17　Time-temperature curves of wall with different steel ratios

图18　含钢率对截面温度的影响

Fig.18　Influence of steel ratios on section temperature

5　墙板耐火极限与保护层厚度关系

由参数分析结果可知，轴压比和含钢率对墙板的耐火性能影响不大，泡沫混凝土密度对墙板耐火性能有一定影响，砂浆保护层厚度是影响墙板耐火性能的主要因素，因此在参数分析基础上，对砂浆保护层厚度、泡沫混凝土密度与墙板耐火极限的关系进行进一步研究。

保持轴压比为0.3、含钢率为2.9%不变，对泡沫混凝土密度为500kg·m ^－3 、800kg·m ^－3 和1,000 kg·m ^－3 的墙板分别取5mm、10mm、15mm、20mm、25mm、30mm、35mm、40mm、45mm和50mm 10种不同的保护层厚度，进行热力耦合分析，得到不同保护层厚度和泡沫混凝土密度的墙板的耐火极限，如表7所示。

将模拟得到的数据采用正交多项式进行最小二乘法拟合，并利用数学软件得到泡沫混凝土密度为500kg·m ^－3 、800kg·m ^－3 和1,000kg·m ^－3 的墙板的砂浆保护层厚度与墙板耐火极限的关系式分别为：

3种不同泡沫混凝土密度墙板的保护层厚度与耐火极限的关系曲线如图19所示。

图19　不同泡沫混凝土密度下保护层厚度与墙板耐火极限关系曲线

Fig.19　Relationship curves of protective cover thickness and fire resistance of wall with different density of foam concrete

上述回归分析虽较为准确，但不便于使用，故将其作进一步简化，得到的关系式为：

式中：y为墙板的耐火极限（单位为：min）。

决定系数R ² 为0.9397，矫正决定系数R ² _adj 为0.9376。

最终得到的墙板保护层厚度与耐火极限的关系曲线如图20所示，式（4）适用于不同泡沫混凝土密度的该类复合墙板耐火极限的预估。

图20　保护层厚度与墙板耐火极限关系曲线

Fig.20　Relationship curve of protective cover thickness and fire resistance of the wall

6　结  论

本文对墙板的耐火性能进行了系统试验研究和有限元模拟分析，可以得出以下主要结论：

（1）在受火240min后，刷防火涂料的墙板的背火面平均温度比未刷防火涂料的墙板的背火面平均温度低3.5℃，表明涂刷防火涂料能够有效降低背火面温度，两种墙板的耐火时间均达到了4h，满足防火规范中一级耐火时间的要求，在满足保护层厚度的前提下，钢构件表面可不刷防火涂料；通过有限元模拟分析可知，300mm厚墙板的耐火极限达5.7h，设计墙板具有良好的耐火性能。

（2）墙板砂浆保护层厚度是影响其耐火性能的主要因素，保护层厚度由20mm增加到50mm时，背火面温度降低30.4%，增加保护层厚度能够有效降低背火面的温度。轴压比越大，轴向位移越小，经分析，轴压比每增加0.1，轴向位移大约减小14.7%，轴压比由0.2增加到0.5时，轴向位移减小了38.8%。

（3）泡沫混凝土密度和墙板的含钢率对墙板耐火性能的影响不大，但增加泡沫混凝土密度可有效减小墙板的轴向位移。

（4）根据有限元模拟结果得到不同砂浆保护层厚度的墙板耐火极限，采用正交多项式进行最小二乘法拟合，给出的墙板耐火极限与砂浆保护层厚度的关系式可以用于不同泡沫混凝土密度的该种复合墙板耐火极限的预估。

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