端部约束型腹板开孔预应力波纹钢-混凝土组合梁抗火性能

摘要： 为研究腹板开孔对端部约束预应力波纹钢-混凝土组合梁抗火性能的影响，采用有限元软件ABAQUS对该类组合梁在高温作用下的力学性能进行了非线性有限元分析，研究了具有端部约束预应力波纹腹板开孔组合梁的内力、跨中挠度演化过程以及破坏模式，并对其耐火性能进行了参数分析。结果表明：受约束预应力波纹腹板开孔组合梁在高温作用下的破坏模式为开孔截面腹板与端部截面波纹腹板及钢梁下翼缘发生局部屈曲；随着温度的升高，组合梁由压弯发展至拉弯的悬链线阶段；在荷载比相同、孔洞均位于剪弯区的条件下，开孔尺寸越大、开孔位置越靠近支座的组合梁进入悬链线阶段的温度越低，相同温度下组合梁挠度越大，抗火性能越差；位于纯弯区的孔洞基本不影响端部约束预应力波纹腹板钢-混凝土组合梁的高温力学性能。

关键词： 抗火性能；波纹腹板开孔；预应力组合梁；端部约束

Abstract： To investigate the influence of web openings on the fire resistance of restrained prestressed composite beams with corrugated webs （PCBCWs）， nonlinear finite element analysis of PCBCWs is performed using the ABAQUS finite element software. Simultaneously， the axial force， mid-span deflection， and failure mode are evaluated， and the fire resistance properties are assessed. The findings indicate that local buckling of the webs with an opening hole， local buckling of the corrugated webs near the opening hole， and local buckling of the bottom flange at the end sections are the failure mechanisms of end-restrained prestressed composite beams with corrugated webs with openings at high temperatures. As the temperature rises， the PCBCWs transition from beam-column to tension-flexure members. The temperature of the composite beam entering the catenary stage is lower the greater the opening or the closer the opening holes are to the support. When the load ratio is constant and the opening holes are in the shear bending zone， the higher the deflection of PCBCWs at the same temperature， the closer the holes are to the end-support or the bigger the size of the opening holes. The opening holes in the pure bending zone have no effect on the fire resistance of PCBCWs with end restraints.

Keywords： fire resistance；corrugated web with opening；prestressed composite beam；end restraint

波纹腹板钢梁不使用加劲肋就能获得较高的平面外刚度和抗剪切屈曲强度，其腹板高厚比最高可达到600 ^[1] （图1）。由于波纹腹板轴向拉、压刚度较低，存在显著的“折叠效应”，其轴向刚度明显低于平腹板的轴向刚度。因此，将波纹腹板梁与预应力技术相结合，可以显著提高预应力效率 ^[2-3] 。在此基础上发展的预应力波纹腹板钢-混凝土组合梁被广泛应用在工程中。

建筑工程中由于空调、水电等线路管道的存在和设备安装的需要，常在梁腹板上开孔（图2），这样可以在保证室内空间净高的前提下不用增加建筑层高，达到节省材料、降低工程成本的效果。另一方面，建筑结构中组合梁端部会受到相邻构件的约束作用，包括轴向约束与转角约束。因此，对考虑端部约束作用的波纹腹板开孔组合梁的力学性能进行研究，具有重要的理论与实践意义。

图1　波纹腹板梁

Fig.1　Beams with corrugated webs

图2　成都唐代遗址馆

Fig.2　Tang Dynasty Relics Museum in Chengdu

对于波纹腹板开孔组合梁的力学性能，国内外学者已开展了较多研究工作。ROMEIJN等 ^[4] 研究了开孔大小与位置对波纹腹板钢梁承载力的影响，但开孔位置均位于波纹腹板的平直段，研究具有一定的局限性。KIYMAZ等 ^[5] 研究了波纹腹板的波纹尺寸、开孔尺寸对波纹腹板开孔钢梁弹塑性屈曲承载力的影响。邱介尧等 ^[6] 研究了腹板高度、厚度、孔洞大小和位置对波纹腹板开孔钢梁屈曲荷载的影响，并给出了波纹腹板开孔钢梁的弹性抗剪切屈曲承载力公式。李国强等 ^[7] 研究了波纹腹板开孔钢梁的弹塑性抗剪切屈曲性能，并给出了其弹塑性抗剪切屈曲承载力设计公式。张旭乔等 ^[8] 研究了波纹腹板开孔钢梁的截面剪应力分布规律，发现开孔的波纹腹板钢梁，剪力沿腹板高度方向不均匀分布。邱介尧等 ^[9] 研究了经套筒补强的波纹腹板开孔钢梁的受弯承载力，发现补强后的波纹腹板开孔梁仍具有较好的受弯和塑性变形能力。周焕廷等 ^[10] 研究了梁端约束对波纹腹板组合梁高温作用下力学性能的影响，给出了腹板波角等参数对梁耐火性能的影响规律。周焕廷等 ^[11] 研究了“手风琴效应”对考虑端部约束的预应力波纹腹板组合梁耐火性能的影响，给出了各波纹尺寸参数对组合梁破坏模式、挠曲变形以及耐火性能的影响规律。

上述对于波纹腹板开孔梁的研究大多围绕其常温下的力学性能展开，对于高温下的力学性能研究尚不多见。本文以考虑端部约束作用的预应力波纹腹板开孔钢-混凝土组合梁为研究对象，采用有限元软件ABAQUS对其高温作用下的力学行为进行了非线性有限元分析，重点研究腹板开孔对高温下该类组合梁内力、挠度变形、破坏模式以及耐火性能的影响。

1　有限元建模

1.1　约束预应力波纹腹板开孔钢-混凝土组合梁模型

图3为约束预应力波纹腹板开孔钢-混凝土组合梁 （prestressed composite beams with corrugated webs，PCBCWs）（以下简称组合梁）的几何构造与截面尺寸。其中，混凝土为C30，钢筋采用HRB335，预应力拉索采用公称直径为15.2mm的1860级钢绞线，波纹腹板钢梁与抗剪栓钉钢材均采用Q235。钢梁腹板与翼缘厚度分别为6mm、10mm，加劲肋厚度为15mm，钢梁端部端板厚度为20mm。抗剪栓钉按照完全抗剪连接进行设计，双排均匀布置，纵向与横向间距均为100mm。拉索采用直线布索，放置在距离钢梁下翼缘上表面50mm处。  

图3　组合梁几何构造与截面尺寸（单位：mm）

Fig.3　Geometric structure and section size of composite beams （Unit：mm）

组合梁均承受两点对称荷载，荷载比与预应力比分别为0.5、0.6，这里的荷载比是指施加荷载与组合梁常温下的极限承载力之比，预应力比是指拉索初始应力与其抗拉强度之比。组合梁计算简图如图4所示，K _a 和K _r 分别表示相邻构件对组合梁端部产生的轴向约束与转角约束。这里轴向约束比是指梁端受到的轴向约束刚度与梁轴向线刚度的比值，转角约束比是指梁端受到的转角约束刚度与梁转角线刚度的比值 ^[12] 。组合梁轴向线刚度与转角线刚度的确定借鉴文献[13]中的方法，采用有限元软件ABAQUS建立相应简支组合梁的模型，通过在梁端分别施加轴力和弯矩计算梁在轴向荷载作用下的轴向位移以及在弯矩作用下产生的转角位移，然后根据定义来计算梁的弹性线轴向刚度与转角刚度：K ₀ =N/Δ _l ；K ₁ =M/Δ _θ 。其中，N为对组合梁端部施加的轴力；M为对组合梁端部施加的弯矩；Δ _l 为有限元计算得到的组合梁在轴力N作用下产生的轴向位移；Δ _θ 为有限元计算得到的组合梁在弯矩M作用下产生的转角位移。本文分析中轴向约束比与转角约束比均取0.5，相当于组合梁两端的约束强度相对于组合梁自身的轴向约束和转角约束处于中等水平。  

图4　计算简图（单位：mm）

Fig.4　Calculation diagram （Unit：mm）

为便于表述，将没有开孔的预应力波纹腹板组合梁编号为B-N，开孔的预应力波纹腹板组合梁按照图5所示规则统一进行编号。例如，“C-L05-T05-O04”表示圆孔纵向偏移率、横向偏移率以及开孔率分别为0.5、0.5、0.4，即在距离组合梁右侧支座0.5×4,400mm=2,200mm、距离钢梁下翼缘上表面0.5×500mm=250mm的腹板处开一个直径为0.4×500mm=200mm的圆形孔洞。

图5　试件编号规则

Fig.5　Specimen numbering rule

1.2　有限元模型建立

本文的有限元模型采用顺序耦合的方法建立。该方法的要点是先进行热分析，得到各个节点的温度场分布，然后将各个节点的温度场作为已知量输入结构分析的单元中，以便进行结构分析。为了使两种模型中的节点几何位置一致，热分析和结构分析中采用相同的单元类型，例如钢梁热分析和结构分析均采用壳单元，同时节点网格密度一致，以避免结果内插带来节点温度分布误差。

热分析中，钢梁选用三维壳单元DS4，混凝土板和拉索选用三维实体单元DC3D8，钢筋选用三维桁架单元DC1D2。其中，拉索采用实体单元是考虑到在均匀炉温分布假设下，其温度是平面分布，沿长度方向无温度梯度，采用三维实体单元截取一段来模拟其温度变化；钢材、混凝土的热工参数均按欧洲规范 ^[14-15] 取值。钢筋与混凝土板、钢梁与混凝土板之间的相互作用皆设置为绑定。组合梁三面受火，即钢梁腹板两侧、翼缘下表面及混凝土板下表面受火，其余均为非受火面。采用ISO834国际标准升温曲线，环境初始温度取20℃。受火面对流系数为25W?（m ² ?℃） ^－1 ，综合辐射系数为0.7，非受火面设置为常温。

结构分析中，钢梁选用三维壳单元S4R，混凝土选用三维实体单元C3D8R，钢筋和拉索均选用三维桁架单元T3D2。混凝土的力学性能采用ABAQUS中自带的混凝土塑性损伤模型进行定义，高温下混凝土的受压、受拉以及钢材的应力-应变关系采用欧洲规 范 ^[14-15] 中的模型。钢筋采用理想弹塑性模型，其屈服强度与弹性模量按普通结构钢取值，预应力拉索的本构模型取自文献[16]。钢梁与混凝土板之间的抗剪栓钉采用线性连接单元CONN3D2中的Cartesian-Align属性进行模拟，通过设置轴向上的非线性关系来模拟其纵向滑移，剪力-滑移关系曲线采用OLLGAARD等 ^[17] 提出的栓钉模型。拉索与两端端板采用“共用节点”的方式进行连接，与加劲肋采用“耦合”的方式连接，仅释放拉索沿梁轴向方向的平动自由度，使拉索与加劲肋可以相对滑动。为了施加拉索初始预应力，结构分析前增加一个荷载分析步，在该荷载步中通过降温法使拉索温度由465℃降至环境初始温度（20℃），以此在拉索中引入预张力。这样处理使结构分析温度场与实际初始温度一致。在单元尺寸方面，通过网格敏感性分析，确定钢梁单元尺寸取35mm，混凝土单元尺寸取100mm，钢筋单元尺寸取50mm。

图6为组合梁的有限元模型，梁端轴向约束与转角约束分别采用轴向弹簧（Spring1）与转角弹簧（Spring2）来模拟 ^[18-19] 。首先，在梁端建立地面参考点RP6、RP4，约束其所有方向的自由度，在地面参考点与梁端之间建立端部截面参考点RP3、RP5，仅释放其沿梁轴向的平动自由度与梁弯曲方向的转动自由度；然后，将参考点RP3（RP5）与相应组合梁端部截面上所有节点的自由度进行耦合；接着对这两个参考点设置转角弹簧（Spring2），弹簧方向为梁竖向弯曲方向，弹簧刚度为梁端受到的转角约束刚度；在各端部两参考点之间设置轴向弹簧（Spring1），弹簧运动方向为梁轴向方向，弹簧刚度为梁端受到的轴向约束刚度。  

图6　预应力波纹组合梁有限元模型

Fig.6　FEA model of PCBCWs

1.3　有限元模型验证

采用课题组前期火灾下预应力平腹板组合梁的试验结果 ^[18] 来验证本文有限元模型的正确性。以其中PCB-1和PCB-4试件为例，其加载方式均为两点加载，荷载比分别为0.35、0.22，预应力比均为0.70，按ISO834标准升温曲线三面受火。

按照本文中的方法建立PCB-1和PCB-4的有限元模型进行非线性分析，提取组合梁跨中挠度和拉索相对张力与温度的关系曲线，如图7所示。可以看出，有限元模拟得到的组合梁PCB-1和PCB-4临界温度分别为728℃、787℃，与试验结果分别相差1.6%、1.5%。此外，结合各曲线发展规律可以得知，有限元模拟结果与文献[20]中的试验结果吻合良好，说明本文有限元模型正确、有效。  

图7　有限元模型验证

Fig.7　Verification of the finite element model

2　有限元结果及分析

为研究考虑端部约束作用的预应力波纹腹板开孔组合梁在高温作用下的力学行为，以端部约束组合梁C-L08-T05-O04为例，对其端部轴向约束反力、跨中挠度、转角约束产生的梁端反弯矩、拉索张力、截面弯矩在高温作用下随温度的变化规律以及组合梁的最终破坏模式进行分析。

2.1　破坏模式

图8为组合梁C-L08-T05-O04在不同温度下的变形。可以看出，随着温度不断升高，组合梁的变形逐渐增大；其次，腹板随温度升高发生剪切变形至腹板发生剪切屈曲。这与高温下腹板钢材弹性模量降低、屈曲荷载逐渐降低有关。位于纯弯区的腹板未发生局部屈曲，这与该区域的剪力为0及腹板几乎不承受弯矩的特性相符。组合梁达到临界状态时，孔洞周围腹板剪切屈曲已极为严重，梁端部波纹腹板和钢梁下翼缘也发生了屈曲（图8d））。这与两种效应有关：第一，钢梁下翼缘因升温产生的热膨胀变形受到梁端轴向约束，使得组合梁端部产生轴向压力。而下翼缘温度高于上翼缘与混凝土板，导致其热膨胀变形与上翼缘和混凝土板相比较大，受到的轴向约束压力也较大；第二，梁端转角约束使得梁端转角位移受到约束，这会在梁端产生一个负弯矩。在上述两种效应作用下，梁端部下翼缘与波纹腹板因受压而发生屈曲。  

图8　不同温度下组合梁C-L08-T05-O04变形

Fig.8　Deformation for C-L08-T05-O04 under  different temperatures

2.2　梁端轴向约束反力-温度曲线

图9为组合梁C-L08-T05-O04端部轴向约束反力-温度曲线。根据该曲线斜率变化趋势，将其分为3个阶段：第Ⅰ阶段（20~500℃），梁端部产生轴向压力，随温度升高逐渐增大，500℃时达到峰值。这是因为该阶段组合梁因升温产生的热膨胀变形受到轴向约束，同时组合梁轴向刚度退化不明显；第Ⅱ阶段（500~574℃），组合梁端部轴向压力随温度升高由峰值逐渐减小，574℃时降至0。这是因为轴向压力达到峰值时，孔洞所在截面腹板发生屈曲（图8c）），导致组合梁挠度开始急剧增加（图9）；同时，组合梁过大的挠曲变形使其轴向刚度降低，材料弹性模量减小也使其轴向刚度降低。这两种因素使得梁端轴向压力逐渐降低；第Ⅲ阶段（574~626℃），组合梁端部产生轴向拉力，随温度升高逐渐增加，最终端部轴向拉力达到394kN。这是因为第Ⅱ阶段组合梁发生了大挠曲变形，随温度升高持续增加。由于梁端轴向拉力的存在，使得组合梁变为拉弯构件。  

图9　组合梁C-L08-T05-O04端部轴力反力-温度曲线

Fig.9　End axial force-temperature curves  for C-L08-T05-O04

2.3　组合梁跨中挠度

图10为组合梁C-L08-T05-O04跨中挠度-温度曲线，根据曲线斜率将其分为以下3个阶段：第Ⅰ阶段（20~500℃），跨中挠度随温度升高从0线性增加至112mm。这是因为，组合梁在该阶段的挠度变形主要由于沿梁截面高度方向的热梯度引起的梁弯曲所致。随着温度升高，温度梯度逐渐增大，组合梁挠度也随之增加；第Ⅱ阶段（500~574℃），跨中挠度-温度曲线在500℃时出现转折点，随后挠度随温度升高急剧增加，574℃时陡增至318mm。这主要有两方面原因：第一，钢材力学性能因温度过高而严重衰减，孔洞所在截面腹板发生屈曲所致（图8c））。第二，500℃与600℃时钢材弹性模量分别为常温下的0.60和0.31倍 ^[14-15] ，这大幅度减低了组合梁的抗弯刚度；第Ⅲ阶段（574~626℃），跨中挠度由318mm增加至385mm，曲线斜率变小。这是因为组合梁受到外力作用产生正弯矩，使跨中挠度有增加的趋势；而组合梁端部的约束拉力在跨中产生附加弯矩，使组合梁挠度有减小的趋势，因此总的效应是减缓了组合梁挠度的发展。  

图10　组合梁C-L08-T05-O04跨中挠度-温度曲线

Fig.10　Mid-span deflection-temperature  curve for C-L08-T05-O04

2.4　转角约束产生的梁端反弯矩-温度曲线

图11为梁端部反弯矩随温度的变化曲线。由于左、右两端部的反弯矩-温度曲线变化规律类似，以距离孔洞较远端部反弯矩-温度曲线为例进行分析：第Ⅰ阶段（20~500℃），由转角约束产生的反弯矩随温度升高大致呈线性趋势增加，500℃时达到-184kN?m。这是因为该阶段组合梁弯曲变形与温度大致呈线性关系发展（图10），故组合梁端部转角位移随温度升高也几乎呈线性增加。由于端部转角约束刚度不变，故由转角约束产生的反弯矩随温度升高呈线性增加；第Ⅱ阶段（500~574℃），转角约束引起的梁端反弯矩随温度升高急剧增加，574℃时达到-382kN?m。这是由于该阶段组合梁竖向挠度快速发展（图10），导致组合梁端部转角位移也急剧增加；第Ⅲ阶段（574~626℃），转角约束引起的反弯矩随温度升高而增加的速率变小，626℃时达到-412kN?m。这是由于组合梁出现悬链线效应，组合梁挠度发展的速率减缓，梁端部转角位移随温度升高而增加的幅度也相应减小所致。

对比图11中组合梁两端部的反弯矩-温度曲线可知，相同温度下，距离孔洞较近一侧端部反弯矩与另一端相比较低。例如，500℃时，距离孔洞较近一侧端部负弯矩为-117kN?m，而距离孔洞较远一侧端部负弯矩为382kN?m。这主要是由于距离孔洞较近一侧端部的转角位移小于另一侧端部所致。图12为不同温度下组合梁的变形。可见，孔洞至距离孔洞较近一侧端部范围内，组合梁竖向挠度明显小于另一侧。例如，500℃时，距离组合梁左侧端部960mm截面的挠度为45.6mm，而距离孔洞较远一侧端部960mm处截面的挠度为65.3mm，两者相差19.7mm（图12）。这是因为组合梁的挠曲变形在孔洞截面得以大幅度发展，导致孔洞至距离孔洞较近一侧端部范围内组合梁挠曲变形减小。与此相对应，距离孔洞较近一侧端部转角位移也要小于另一侧端部。在转角约束刚度相同的情况下，转角位移较小，由转角约束引起的反弯矩也较小。

图11　梁端弯矩-温度曲线

Fig.11　Beam end bending moment-temperature curves

图12　组合梁C-L08-T05-O04变形曲线

Fig.12　Deformation curves for C-L08-T05-O04

2.5　拉索张力-温度曲线

图13为组合梁C-L08-T05-O04拉索相对张力-温度曲线，分为以下3个阶段：第Ⅰ阶段（20~500℃），拉索相对张力随温度升高由1.00逐渐减小至0.26。这主要是由于：第一，拉索因温度升高而产生的热膨胀应变使拉索张力降低；第二，500℃时拉索的弹性模量约为常温下的0.58倍 ^[14-15] ，弹性模量随温度升高而衰减使得在相同应变下的张力减小；第Ⅱ阶段（500~574℃），拉索相对张力随温度升高由0.26降至0.16，但下降速率相对于第Ⅰ阶段有所减小。这是由于该阶段组合梁发生大挠度变形（318mm），使得拉索因与组合梁协调变形而伸长引起拉索张力增加幅度变大，减小了拉索张力下降的速率；第Ⅲ阶段（574~626℃），随着温度升高，拉索相对张力由0.16降至0.10，此时预应力组合梁几乎蜕化为无预应力组合梁。  

图13　组合梁C-L08-T05-O04拉索张力-温度曲线

Fig.13　Cable tension-temperature curve  for C-L08-T05-O04

2.6　组合梁截面弯矩随温度变化

图14为组合梁C-L08-T05-O04在3个阶段分界点时刻的弯矩。其中，图14a）为张拉预应力后、施加荷载前的弯矩，组合梁各截面均为大小相等的负弯矩（130kN?m）。这是由于靠近钢梁下翼缘的拉索对组合梁产生的轴向偏心压力所致。施加外荷载后，跨中截面变为正弯矩（500kN?m），端部截面负弯矩增加至150kN?m（图14b））；图14c）为500℃时全跨梁弯矩，与20℃时相比（图14b）），由于P-δ效应使得组合梁正弯矩减小，负弯矩增大；图14d）为574℃时的弯矩，与500℃时相比（图14c）），组合梁截面正弯矩增大，负弯矩减小。这是因为随着温度在500~574℃范围变化，拉索相对张力由0.26降至0.16（图13），拉索张力产生的负弯矩减小，导致梁端负弯矩值逐渐减小，相应的跨中负弯矩值增大。  

图 14　不同温度下组合梁C-L08-T05-O04弯矩

Fig.14　Bending moment for C-L08-T05-O04 under different temperatures

3　参数分析

本节就表1中所示的参数开展抗火性能的影响分析。

3.1　纵向开孔位置的影响

为研究纵向开孔位置对端部约束预应力波纹腹板组合梁抗火性能的影响，设计4根预应力波纹腹板开孔组合梁：C-L05-T05-O04、C-L07-T05-O04、C-L08-T05-O04、C-L09-T05-O04以及用于对比的无孔组合梁B-N。

图15a）为有端部约束的无孔组合梁B-N破坏时的变形。可以看出，组合梁破坏时的弯曲变形较大，梁端部的波纹腹板和下翼缘均发生了明显的屈曲。这是因为组合梁端部截面存在较大的负弯矩所致（图14）。图15b）为孔洞位于纯弯区的组合梁C-L05-T05-O04的破坏形态，其破坏特征与无孔组合梁B-N基本相同（图15a））。这是因为纯弯区只存在弯矩，而波纹腹板基本不能承担弯曲正应力，故在该区段波纹腹板上开孔基本不影响组合梁的破坏模式。图15c）~e）为孔洞位于剪弯区但纵向位置不同的组合梁的破坏。可以看出，这3根组合梁破坏模式相似。由图15c）~e）可见，孔洞位于剪弯区时，距离孔洞较远一侧端部腹板和下翼缘屈曲变形与距离孔洞较近一侧端部腹板与下翼缘屈曲变形相比更为明显。这与距离孔洞较远一侧端部负弯矩大于另一端部负弯矩的分布规律一致（图14）。  

图15　纵向开孔位置对预应力波纹组合梁破坏形态的影响

Fig.15　Influence of longitudinal opening position on failure modes of PCBCWs

图16a）为上述5根组合梁的跨中挠度-温度曲线。可以发现：第一，20~574℃时，相同温度下，组合梁C-L05-T05-O04与无孔组合梁B-N的跨中挠度一致，而孔洞位于剪弯区的组合梁跨中挠度要大于无孔组合梁，且孔洞距离端部越近，挠度越大。这是因为纯弯区剪力为0，在忽略腹板的抗弯能力时，开孔基本不影响组合梁的受弯性能；而剪弯区截面存在较大剪力，在该区段腹板上开孔，削弱了相应截面的有效面积，降低了截面的抗剪刚度，增加了组合梁的剪切变形，故与无孔组合梁B-N相比，在剪弯区开孔的组合梁挠度较大。其次，孔洞距离端部越近的组合梁挠度越大。这是因为孔洞越靠近端部时，位于端部附近截面的腹板有效面积减小从而降低了支座的抗剪刚度。

图16b）为不同纵向开孔位置下组合梁的端部轴力-温度曲线，各曲线变化规律相似。对比发现：第一，20~400 ℃时，相同温度下组合梁端部轴力几乎相同。这是因为该阶段各组合梁端部水平方向的位移相差很小所致。第二，孔洞距离端部越近，组合梁端部在较低温度下即可达到峰值压力，且峰值压力越小。这是因为孔洞距离端部越近，腹板开孔对组合梁轴向刚度衰减越严重。  

图16　纵向开孔位置对预应力波纹组合梁挠度、 端部轴力的影响

Fig.16　Influence of longitudinal opening position on deflection and end axial force of PCBCWs

表2为上述5根组合梁的特征温度。孔洞位于纯弯区的组合梁特征温度与无孔组合梁一致，而孔洞位于剪弯区的组合梁特征温度与无孔组合梁B-N相比均变小，且孔洞距离端部越近，特征温度越低。如表2所示，在纯弯区开孔的组合梁C-L05-T05-O04与无孔组合梁B-N屈曲温度一致。这是由于两者剪弯区截面抗剪刚度相同，且开孔组合梁C-L05-T05-O04开孔截面不存在剪力。但对于孔洞距离端部较近的开孔组合梁C-L09-T05-O04，其屈曲温度最低。这一方面与开孔截面处的应力集中程度较高有关，另一方面是由于孔洞离端部越近，导致端部截面抗剪刚度衰减越严重，故在剪力作用下更易发生屈曲。这说明孔洞越靠近端部，组合梁越早发生弯曲屈曲，也更早进入悬链线阶段、发生破坏。

上述对纵向开孔位置的参数分析结果表明：第一，孔洞距离端部越近，孔洞附近腹板越早屈曲，组合梁抗火性能越差；第二，在剪弯区开孔时，开孔截面发生屈曲，距离孔洞较远一侧端部附近腹板与翼缘屈曲变形较大；第三，在纯弯区开孔时，组合梁破坏模式与无孔组合梁相同，孔洞不影响其耐火性能。

3.2　横向开孔位置的影响

图17a）、b）分别为开孔横向位置不同的3根组合梁：C-L08-T025-O04、C-L08-T05-O04、C-L08-T075-O04的跨中挠度与端部轴力随温度的变化曲线。可以看出，孔洞横向位置对梁跨中挠度、端部轴力影响较小。这是因为波纹腹板基本不能承受弯曲正应力，在波纹腹板上开孔对组合梁抗弯刚度影响很小；此外，开孔对截面抗剪刚度减小的幅度主要与孔洞的面积相关，孔洞位置对其影响较小。  

图17　横向开孔位置对预应力波纹组合梁跨中挠度、 端部轴力的影响

Fig.17　Influence of transverse opening position on mid-span deflection and end axial force of PCBCWs

3.3　开孔尺寸的影响

为研究开孔尺寸的影响，设计4根开孔大小的组合梁，即C-L08-T05-O03、C-L08-T05-O04、C-L08-T05-O05、C-L08-T05-O06，图18a）为上述4根组合梁跨中挠度-温度曲线。在第Ⅱ阶段，开孔较大的组合梁C-L08-T05-O06的挠度比其他组合梁略大。这是因为尺寸越大的孔洞对组合梁的总体抗弯刚度削减越大。在第Ⅲ阶段，由于组合梁变为拉弯构件（图18b）），且开孔腹板的抗拉刚度较低，使各组合梁的挠度相差不大。

图18　开孔尺寸对预应力波纹组合梁跨中挠度、 端部轴力影响

Fig.18　Influence of opening size on mid-span deflection and end axial force of PCBCWs

表 3为上述4根组合梁的特征温度。可以看出，孔洞尺寸越大，组合梁特征温度越低。例如，孔洞直径由150mm增加到300mm时，屈曲温度由508℃降低至422℃，温差达86℃，悬链线温度和临界温度则分别降低47℃和31℃。

上述对开孔尺寸的影响分析结果表明，对于考虑端部约束的预应力波纹腹板开孔组合梁，开孔尺寸越大，相同温度下组合梁挠度越大，抗屈曲能力越低，耐火性能越差。

4　结  论

（1）约束预应力波纹腹板开孔组合梁在高温作用下的破坏模式主要表现为开孔截面腹板、端部截面腹板与钢梁下翼缘发生局部屈曲破坏。

（2）约束预应力波纹腹板开孔钢-混凝土组合梁在高温作用下，经历了由压弯受力为主发展至拉弯受力的悬链线阶段。

（3）在荷载比相同、孔洞均位于剪弯区的条件下，开孔尺寸越大、开孔位置越靠近支座的组合梁，进入悬链线阶段的温度越低、相同温度下的挠度越大、抗火性能越差，而横向开孔位置对组合梁抗火性能的影响较小。

（4）位于纯弯区的孔洞基本不影响约束预应力波纹腹板钢-混凝土组合梁的高温力学性能。

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