摘要
镁晶板—钢筋混凝土叠合楼板的下层为预制新型耐火材料镁晶板，上层为现浇钢筋混凝土板。为了研究镁晶板—钢筋混凝土叠合楼板在不同荷载比下的耐火性能及耐火等级，对3块叠合楼板试件进行ISO-834标准升温下的受火试验，得到叠合板不同位置的受火时间—温度曲线和受火时间—跨中位移曲线。试验表明，叠合板具有良好的耐火性能，耐火极限可达到1.5 h以上。利用有限元软件ABAQUS分析了试件的耐火性能，通过与试验结果对比，验证了模型的可靠性，进而采用模型考察荷载比、镁晶板厚度、混凝土保护层厚度、钢筋和混凝土的强度对叠合楼板耐火极限的影响。分析表明，荷载比和镁晶板厚度对叠合楼板耐火极限影响较大。基于参数分析结果，给出不同荷载比和不同镁晶板厚度叠合板的耐火极限。
关键词
镁晶板—钢筋混凝土叠合楼板是将预制镁晶板作为永久模板，上部浇筑混凝土叠合层后，形成装配整体式叠合楼板。镁晶板既作为模板使用，同时又参与受力。在工厂按照预先的尺寸直接在镁晶板上浇筑混凝土，待养护完成后，混凝土和镁晶板作为整体进行使用，也可以在现场将镁晶板作为模板进行混凝土浇筑，两种方式都不进行拆模。该叠合楼板兼具装配式楼板和现浇楼板的特点，与装配式楼板相比，具有整体性能优越、楼板刚度大、抗震性能好等优点；与现浇楼板相比，具有施工简便、缩短工期、节省材料等优
对于组合楼板，已有很多学者做了研
现有的叠合楼板试验主要集中在常温下的静力试验研究，耐火试验主要研究不同钢筋强度、形式对耐火极限的影响，同时，预制板多采用传统的叠合楼板材料混凝土，而对预制层为镁晶板的叠合楼板研究甚少。基于镁晶叠合楼板良好的抗火性能及潜在的应用前景，笔者对3个镁晶板—混凝土叠合楼板试件进行受火试验，得到其耐火极限并判断耐火等级，通过有限元程序ABAQUS分析影响其高温承载力的因素。
共设计3个试件，每个试件由混凝土板、镁晶板和钢筋3部分组成。混凝土板使用C30强度等级，尺寸为2 300 mm×1 100 mm×100 mm。混凝土内布置双层焊接钢筋网，钢筋采用热轧光圆钢筋HPB300，直径为8 mm，焊接方式为点焊。钢筋网纵向布置6根钢筋，长度为2 270 mm，横向布置12根钢筋，长度为1 070 mm，钢筋间距为200 mm，混凝土保护层厚度为15 mm。底模板为具有隔热作用的镁晶板，尺寸为2 400 mm×1 200 mm×20 mm，成分主要有水泥、沙、植物纤维、耐碱玻纤网和少量氧化镁，镁晶底模板与混凝土的连接方式主要靠混凝土的粘结力。
试验装置主要由可组装式电炉、加载框架组成，如
（a） 加载装置示意图（单位：mm）
（b） 试验加载装置
图1 试验装置
Fig. 1 Test setup
试验采用恒载升温的方式，荷载大小根据工程实际情况和常温抗弯试验得到的抗弯承载力来确定。静力试验实测的极限荷载为42 kN，按两点加载计算出弯矩为16 kN·m，按两个荷载比0.3和0.4将3个试件分为两组，确定两组荷载比条件下的跨中弯矩分别为4.8、6.3 kN·m。3个试件的加热时间为两个90 min，一个180 min。升温过程中，利用电炉控制箱预先输入ISO-834标准升温曲线中时间与温度数据，利用热电偶测量电炉中的温度，电炉控制箱可以比较炉中温度与标准升温的差异，不断调整电炉的功率，使炉中温度始终保持在预定的温度左右。3个试件编号分别为S-0.3-90、S-0.4-90和S-0.4-180，以S-0.3-90为例，S代表板，0.3表示荷载比为0.3，90则代表受火时间为90 min。
根据试验目的，需要测量楼板的跨中位移和楼板沿厚度方向的温度。为了测量跨中位移，在跨中位置布置一个位移传感器LVDT（量程±150 mm），编号H1。测量温度的位置有试件受火面、试件背火面、距混凝土板上表面向下5 cm深处和炉温，即混凝土上表面向下0、5、12、22 cm处的温度。相应的热电偶编号分别为T1、T2、T3和T4，试件横截面的温度分布通过钻孔固定的热电偶测量。温度测量采用K型热电偶，K型热电偶的工作温度为0~1 100 ℃。传感器布置如
（a） 侧视图
（b） 俯视图
图2 传感器布置（单位:mm）
Fig. 2 Distribution of sensors (Unit:mm)
根据《建筑构件耐火试验方法》(GB/T 9978.1—2008
1）承载能力。弯曲变形量达到D=L/20，即105 mm。
2）隔热性。背火面的平均温度温升，超出试验开始时背火面的初始平均温度140 ℃；背火面任一点位置的温度温升，超出试验开始时背火面的初始平均温度180 ℃。
当受火时间超过90 min后，考虑到实际火灾情况和试验安全，可进一步探究楼板在180 min内能否达到耐火极限。因此，试验终止条件为：试件S-0.3-90、S-0.4-90出现情况1）、2）或者楼板受火时间超过90 min时；试件S-0.4-180出现情况1）、2）或者楼板受火超过180 min时。
受火11 min时可以观察到试件S-0.3-90混凝土板与镁晶板连接处开始出现水蒸汽，随着受火时间的增加，水蒸汽开始从混凝土板与镁晶板连接位置逸出并有水珠沿电炉壁滴落，从试验开始到结束，混凝土上表面都没有出现水蒸气和水渍。其他2个试件的试验现象与第一块类似，连接处开始出现水蒸汽的时间分别是10、12 min，后续随着温度的上升，水蒸汽在连接处不断逸出，一直到试验结束。从试验开始到结束，受火为90 min的两个叠合楼板混凝土上表面都没有明显变化。从试验开始12 min到试验停止，试件S-0.4-180的镁晶板与混凝土板连接处始终有水蒸汽冒出，试验进行到148 min时，在背火面的裂缝中出现了少量蒸汽，混凝土上表面有多处水渍。试验结束后，待电炉冷却到室温，观察破坏现象。在试件S-0.3-90的钢筋混凝土板跨中长边侧面有一条2 mm宽的主裂缝，在镁晶板跨中长边侧面则有数条宽0.2~1 mm的裂缝和一条主裂缝，如
（a） 镁晶板跨中裂缝
（b） 镁晶板跨中断裂
图3 试件S-0.3-90试验现象
Fig. 3 Test phenomenon of specimen S-0.3-90
（a） 混凝土板跨中裂缝
（b） 镁晶板跨中裂缝
图4 试件S-0.4-90试验现象
Fig. 4 Test phenomenon of specimen S-0.4-90
（a） 混凝土跨中裂缝
（b） 镁晶板破坏
图5 试件S-0.4-180试验现象
Fig. 5 Test phenomenon of specimen S-0.4-180
（a） 试件S-0.3-90
（b） 试件S-0.4-90
（c） 试件S-0.4-180
图6 时间-温度曲线
Fig. 6 Time-temperature curve
| 试件编号 | 上表面温度/℃ | 5 cm处温度/℃ | 下表面温度/℃ |
|---|---|---|---|
| S-0.3-90 | 50.3 | 70.0 | 823.8 |
| S-0.9-90 | 53.3 | 77.7 | 836.4 |
| S-0.9-180 | 114.5 | 155.3 | 1 025.9 |
（a） 试件S-0.3-90
（b） 试件S-0.4-90
（c） 试件S-0.4-180
图7 温度沿截面高度分布曲线
Fig. 7 Temperature distribution along section height
试验共测得有效位移数据3组，试验终止时，试件S-0.3-90、S-0.4-90和S-0.4-180跨中位移分别为9.001、10.456、29.412 mm。时间与位移的关系如
图8 时间-位移曲线
Fig. 8 Time-displacement curve
使用ABAQUS有限元软件建立叠合楼板模型并模拟试验的整个过程。传热模型中混凝土和镁晶板使用类型为DC3D8的实体单元，钢筋使用类型为DC1D2的线单元。在热力耦合步骤中，混凝土和镁晶板使用C3D8R，钢筋使用T3D2。混凝土和钢筋的力学性能参数和热工参数分别参考了标准EN 1992-1-
| 温度/℃ | 比热容/(J·k |
|---|---|
| 20 | 700 |
| 110 | 4 000 |
| 350 | 4 800 |
| 480 | 1 500 |
| 900 | 1 500 |
图9 叠合楼板模型示意图
Fig. 9 Schematic diagram of composite floor model
将3块板实测的环境温度输入到ABAQUS幅值中并作用在镁晶板模型底部，测点位置与试验相同，模拟与试验测得的时间—温度对比如
（a） 试件S-0.3-90
（b） 试件S-0.4-90
（c） 试件S-0.4-180
图10 试验和模拟时间-温度曲线的对比
Fig. 10 Comparison of time-temperature curvesbetween test and simulation
| 试件编号 | 最大位移差/% | 模拟位移平均变化率/(mm·mi | 试验位移平均变化率/(mm·mi |
|---|---|---|---|
| S-0.3-90 | 4.10 | 0.10 | 0.10 |
| S-0.4-90 | 3.50 | 0.11 | 0.12 |
| S-0.4-180 | 4.10 | 0.17 | 0.16 |
为了解镁晶板与混凝土隔热性能的差别，在有限元程序中设计了两个试件，尺寸如
| 试件编号 | 保护层厚度/mm | 镁晶板厚度/mm | 总厚度/mm |
|---|---|---|---|
| A1 | 25 | 0 | 110 |
| A2 | 15 | 10 | 110 |
图11 相同测点温度对比
Fig. 11 Temperature comparison of the samemeasuring point
| 试件编号 | 5 cm处温度/℃ | 上表面温度/℃ |
|---|---|---|
| A1 | 175 | 347 |
| A2 | 90 | 165 |
影响叠合楼板耐火性能的因素有3个方面：1）隔热性能。包括镁晶板厚度和混凝土保护层厚度，因为温度会造成材料本身强度和刚度的退化；2）荷载比。荷载越大，则产生的弯矩越大；3）材料本身的强度。包括混凝土强度和钢筋强度。根据以上分析，设置15个构件，模拟模型中镁晶板、混凝土板的长×宽都为2 300 mm×1 100 mm，钢筋采用HPB300、HRB400和HRB500，混凝土采用C30、C40和C50强度等级。钢筋和混凝土的本构关系按照EN 1992-1-
试件 编号 | 镁晶板厚度/mm | 混凝土保护层厚度/mm | 荷载比R | 钢筋屈服强度/MPa | 混凝土强度等级 |
|---|---|---|---|---|---|
| S1 | 3 | 15 | 0.7 | 300 | C30 |
| S2 | 5 | 15 | 0.7 | 300 | C30 |
| S3 | 8 | 15 | 0.7 | 300 | C30 |
| S4 | 10 | 15 | 0.7 | 300 | C30 |
| S5 | 20 | 15 | 0.7 | 300 | C30 |
| S6 | 5 | 25 | 0.7 | 300 | C30 |
| S7 | 5 | 15 | 0.3 | 300 | C30 |
| S8 | 5 | 15 | 0.4 | 300 | C30 |
| S9 | 5 | 15 | 0.5 | 300 | C30 |
| S10 | 5 | 15 | 0.6 | 300 | C30 |
| S11 | 5 | 15 | 0.8 | 300 | C30 |
| S12 | 5 | 15 | 0.7 | 400 | C30 |
| S13 | 5 | 15 | 0.7 | 500 | C30 |
| S14 | 5 | 15 | 0.7 | 300 | C40 |
| S15 | 5 | 15 | 0.7 | 300 | C50 |
选择试件S1~S5来探究镁晶板厚度对叠合楼板承载力的影响。首先进行传热分析，将ISO-834标准升温的温度作用在镁晶板下表面，传热后3个测点的温度结果如
（a） 测点时间—温度曲线
（b） 下层钢筋时间—温度曲线
图12 不同镁晶板厚度测点温度
Fig. 12 Temperature of measuring points underdifferent thickness of magnesium crystal plate
图13 不同镁晶板厚度的叠合楼板跨中位移对比
Fig. 13 Mid span displacement comparison of composite slabs with different thickness of magnesium crystal plate
| 判断标准 | 耐火极限/min | ||||
|---|---|---|---|---|---|
| 厚3 mm | 厚5 mm | 厚8 mm | 厚10 mm | 厚20 mm | |
| 承载能力 | 61 | 81 | 139 | 146 | - |
| 隔热性 | 85 | 98 | 118 | 140 | 202 |
| 耐火极限 | 61 | 81 | 118 | 140 | 202 |
注： “-”表示240 min内仍满足耐火极限要求。
在《混凝土结构设计规范》（GB 50010—2010
图14 不同保护层厚度叠合楼板温度的对比
Fig. 14 Temperature comparison of composite floors with different thickness of reinforcement cover
荷载比是指火灾下结构或构件荷载效应的设计值与常温下其承载力设计值的比
图15 不同荷载比下叠合楼板跨中位移的对比
Fig. 15 Mid span displacement comparison of composite floors with different load ratios
| 判断标准 | 耐火极限/min | |||||
|---|---|---|---|---|---|---|
| 荷载比0.3 | 荷载比0.4 | 荷载比0.5 | 荷载比0.6 | 荷载比0.7 | 荷载比0.8 | |
| 承载能力 | 161 | 137 | 118 | 99 | 81 | 61 |
| 隔热性 | 98 | 98 | 98 | 98 | 98 | 98 |
| 耐火极限 | 98 | 98 | 98 | 98 | 81 | 61 |
试件S7、S8、S9和S10破坏形态比较类似，以S9为例，将受火过程分为3个阶段。第1阶段：0~50 min。300 ℃以下钢筋强度不随温度折减，温度的升高只引起弹性模量的降低和材料的受热膨胀，从而导致跨中位移随时间呈线性增长；第2阶段：50~110 min。此时钢筋达到屈服并进入强化段，且受压区混凝土的温度并不高，退化不明显，位移增长速率稍微降低；第3阶段：110 min以后。下层钢筋温度较高，因为热量的传递，受压区混凝土强度开始进入退化阶段，叠合板上表面温度、跨中位移都已经达到耐火极限的限值。对于R=0.6、R=0.7及R=0.8的情况，因为承受的弯矩过大，温度一旦上升，下层钢筋快速屈服，进入强化段，随着温度的上升，刚度逐渐退化，跨中位移进入快速增加阶段并很快破坏，未达到一级耐火极限的要求。
取试件S2、S12和S13进行分析。3种不同强度的钢筋对耐火承载力的影响如
图16 不同钢筋强度叠合楼板跨中位移的对比
Fig. 16 Mid span displacement comparison of composite floor slab with different reinforcement strength
取S2、S14和S15进行分析。
图17 不同混凝土等级叠合楼板跨中位移的对比
Fig. 17 Mid span displacement comparison of composite floor slab with different grades of concrete
有限元分析结果表明，镁晶板的厚度和荷载比是影响叠合楼板耐火性能的主要因素，而保护层厚度、钢筋强度和混凝土强度对楼板高温承载力的影响较小。通过对不同镁晶板的厚度、荷载比进行有限元分析，得到各个影响因素与耐火极限的关系，见
| 镁晶板厚度/mm | 耐火极限/min | |||||
|---|---|---|---|---|---|---|
| 荷载比0.3 | 荷载比0.4 | 荷载比0.5 | 荷载比0.6 | 荷载比0.7 | 荷载比0.8 | |
| 3 | 86 | 86 | 86 | 72 | 61 | 48 |
| 5 | 98 | 98 | 98 | 98 | 81 | 61 |
| 8 | 118 | 118 | 118 | 118 | 118 | 74 |
| 10 | 139 | 139 | 139 | 139 | 139 | 98 |
从
对3块以新型隔热材料为预制板、上层浇筑混凝土的叠合楼板按照规范试验方法进行抗火试验，并进行有限元参数分析，得到以下结论：
1）镁晶板的隔热效果良好，能很好地延缓热量在混凝土内部的传导。
2）影响叠合楼板耐火极限的主要因素是镁晶板厚度和荷载比。厚度为3、5、8、10 mm的镁晶叠合楼板，在荷载比大于0.5、0.6、0.7和0.8时，耐火极限随荷载比的增加而减小，而小于以上荷载比时，耐火极限则为定值，荷载比对耐火极限没有影响，此时可通过增加镁晶板的厚度来提高耐火极限。
3）得到多参数对叠合楼板耐火极限的影响规律，可估算相同镁晶板的耐火极限或根据耐火时间选择不同强度的材料。
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