冷弯薄壁型钢组合墙体具有施工方便、绿色环保等优点，在工程中得到广泛推广和应用，但该类墙体较差的耐火性能制约着它的发展。为得到墙体的耐火性能，设计完成了2片不同防火保护层厚度的承重冷弯薄壁C形钢组合墙体在ISO-834标准升温条件下的耐火试验，得到试件的温度、变形以及耐火极限。采用ABAQUS建立墙体耐火性能分析的有限元模型；将试验结果与模型分析结果进行对比，验证了模型的可靠性。利用该有限元模型，分析不同防火保护类型、荷载比情况下墙体的温度分布和耐火极限，根据分析结果提出该类墙体的抗火设计方法，为冷弯薄壁型钢组合墙体的抗火设计提供参考。

关键词： 冷弯薄壁型钢；组合墙体；耐火极限；数值模拟；抗火设计

Cold-formed thin-walled steel composite wall has many advantages of convenient construction and environmental protection, and thus it has been promoted and applied in many real projects, but the poor fire resistance restricts its development. In order to obtain the fire resistance of the wall, fire resistance tests on two load-bearing cold-formed thin-walled C-shaped steel composite walls with different thickness of fire protection under ISO-834 standard fire curve are carried out. The temperature variation, deformation and fire resistance duration of the specimens are obtained. The ABAQUS software is used to build a finite element model for fire resistance simulation, and the model is validated by comparing test data with the simulation results. The temperature distribution and fire resistance duration of the composite wall with different fire protections and load ratios are analyzed by using the finite element model. Based on the analysis results, a fire resistance design method is proposed to provide a reference for fire safety design on cold-formed thin-walled steel composite walls.

Keywords：cold-formed thin-walled steel；composite wall；fire resistance duration；numerical simulation；fire resistance design

冷弯薄壁钢结构体系具有较多的优点，在低层和多层建筑结构中应用广泛，近年来对常温下结构体系的性能已进行了深入的研究^[1]。冷弯薄壁结构中的承重墙体作为建筑物中一种竖向分隔构件，发挥着承重、分隔、保温及隔热的作用，在火灾发生时，墙体应当具备相当的耐火极限和隔热性能，抑制火势的发展，赢取宝贵的逃生时间。近些年冷弯薄壁型钢组合墙体凭借绿色、经济等优良性能，在钢结构建筑中已得到推广应用；该墙体主要由冷弯薄壁C形钢和防火保护层通过自攻自钻螺钉固定而成。火灾发生时，由于钢材在高温下强度和刚度迅速降低，导致墙体立柱截面的强度和刚度骤减，墙体丧失承载力；所以耐火性能不足是该类墙体目前面临的一个突出问题。冷弯薄壁型钢组合墙体的耐火及隔热性能主要由龙骨两侧防火保护层提供，合理选择防火保护的类型能有效地延缓墙体龙骨的升温，是解决冷弯薄壁型钢组合墙体耐火性能不足的关键。

目前，关于冷弯薄壁型钢组合墙体耐火性能的研究，国内外学者提出多种不同的研究方法来模拟墙体传热及热力耦合过程，以及预测墙体的耐火极限。SHAHBAZIAN等^[2]假定型钢翼缘的温度均匀分布，两翼缘之间的腹板温度呈线性分布，基于热平衡分析，提出一种单面受火时墙体截面温度分布的计算方法；不过该方法未考虑腹板温度分布的非线性。ARIYANAYAGAM等^[3-4]在8片冷弯薄壁型钢组合墙体耐火试验的基础上，利用参数分析获得了一系列真实火灾曲线下墙体的耐火性能；提出了一种基于受火侧翼缘临界温度的简化设计方法，以预测实际火灾场景下冷弯薄壁型钢组合墙体的耐火极限；另外也研究了冷弯薄壁型钢组合墙体受火后的承载力，并结合有限元预测了在火灾下不同暴露时间的墙体的剩余承载力。GUNALAN等^[5]提出一种将填充层置于2层防火板材之间的新型防火保护类型，并通过11片墙体试验研究了无空腔填充层、传统空腔填充层和新型防火保护类型对应墙体的耐火性能，验证了所提出的外填充层墙体比传统的空腔保温墙体具有更好的耐火性能这一结论。DIAS等^[6]研究了腹板加劲的冷弯薄壁型钢组合墙体耐火性能，发现对于相同防火保护类型，腹板加劲对墙体传热过程影响很小，但立柱的承载力提升，所以在相同耐火极限时，腹板加劲立柱相比传统C形钢立柱可承担更大的轴向荷载；RUSTHI等^[7]提出了一种基于直接强度法的传统和腹板加劲墙体的抗火设计方法。

叶继红等^[8-9]设计完成了10片C形冷弯薄壁型钢承重墙体足尺耐火试验，考察了多种防护保护类型及荷载水平下墙体的耐火性能；提出可考虑墙体各层热物理特性及墙板脱落的隐式差分传热模型和热力耦合简化模型，根据该模型来模拟墙体的传热、破坏模式和耐火极限，从而得出满足一定耐火极限的墙体构造形式；又通过生死单元和石膏板临界温度定义^[10]，成功模拟了受火侧石膏板的脱落过程；但上述研究未对单侧3层及以上防火板材的防火保护类型进行分析，且未提出耐火极限等级为三级以上的墙体构造形式和荷载比限值。

本文设计完成了2片不同防火保护层厚度的承重冷弯薄壁C形钢组合墙体耐火试验，得到火灾下墙体的温度、变形随时间变化曲线。基于有限元模型，在考虑型钢立柱腹板温度不均匀分布的情况下，分析了不同的防火板材组合形式、防火保护层厚度对应墙体的耐火性能，得出满足各耐火等级的墙体构造形式和荷载比建议值，为该类墙体的抗火设计提供参考。

1　墙体耐火试验设计

1.1　试件设计

设计了2片承重型冷弯薄壁型钢组合墙体（试件编号为W1和W2），2片墙体尺寸均为3,700mm（宽）×4,150mm（高），且型钢龙骨构造完全一致，如图1a）所示；不同之处在于试件W1为两侧各2层石膏板覆面，试件W2为两侧各3层石膏板覆面。试件横截面构造如图1b）所示。冷弯薄壁型钢龙骨立柱型号为C140（140mm×44mm×12mm×1.2mm），强度等级为Q345，龙骨立柱间距为600mm，立柱顶端、底端和1,410mm及2,780mm高度处共分布4根U140型龙骨（140mm×40mm×1.2mm）作为横向连接。外侧石膏板错缝拼接，通过ST4.8型自攻螺钉固定在型钢龙骨翼缘。                                             

图1　试件构造（单位：mm）

Fig.1　Configuration of specimens（Unit：mm）

1.2　试验装置与加载制度

试验采用应急管理部天津消防研究所承重墙耐火性能智能化试验装置，试验火炉如图2所示，炉内净尺寸为3,000mm×3,000mm×1,500mm。试验加载装置如图3a）所示。底梁置于刚性地面上，用螺栓将门架两端分别与反力梁和底梁连接，形成自平衡系统，为千斤顶提供反力。根据有限元估算常温下墙体轴压承载力约为365kN，推算试验的设计轴向荷载为127.5kN（荷载比为0.35），该轴向荷载由10个千斤顶提供，通过分配梁传递至墙体顶端。

试验开始前先进行预加载，将常温下墙体轴压承载力的10%作为预加载值。预加载完成后卸载，进行正式加载。首先将轴向力匀速（10kN·min^-1）加至设计荷载；稳定10min后开启火炉，按ISO-834标准升温条件对试件进行单侧升温，实时采集温度和位移数据，直至试件丧失承载能力、完整性或隔热性^[11]，结束试验。

图2  试验火炉

Fig.2　Test furnace

图3　试验装置、位移计与温度测点布置

Fig.3　Layout of test setup， displacement meters and temperature measuring points

1.3　测点布置与测试内容

试验中布置了位移计用来测量墙体变形，布置了热电偶用来测量试件温度，位移计与温度测点布置如图3所示。图3a）中①~⑥处为拉线式位移计，其中①、②处位移计用来测量立柱顶端轴向位移，③、④处位移计用来测量立柱底端轴向位移，两者之差即为立柱的轴向变形量，⑤、⑥处位移计用来测量立柱中部侧移。图3b）为立柱中部1-1截面处温度测点的布置情况，在试件W1的1-1截面T1~T4位置（试件W2为T5~T9）连接热电偶，分别测量炉温、防火保护层和立柱翼缘的温度。

2　试验结果及分析

2.1　试验现象

试验初期，受火侧石膏板内水分蒸发，产生水蒸气，而背火侧墙板无明显变形，拼缝黏结较完好。试验中期，由于立柱两侧温度的差异，引起立柱向受火侧的弯曲变形，在轴向荷载作用下产生二阶效应，弯曲变形进一步加大，背火侧墙板向内轻微凹陷。试验后期，受火侧石膏板逐层发生脱落（图4a）），立柱温度迅速上升，强度及刚度骤降；同时石膏板的脱落将减弱防火保护层对立柱弱轴方向的约束作用，加速立柱失稳，并引起外侧石膏板拼缝开裂（图4c））。由于试件W1和W2的型钢龙骨构造及轴向荷载相同，达到耐火极限时，W1和W2破坏模式相似，部分立柱在中部高度处发生由背火侧翼缘局部屈曲引起的全截面绕强轴的弯曲失稳或弯扭失稳破坏（图4b）、图5b））；少量立柱出现全截面压屈（图5c）），原因可能是部分立柱先失稳，丧失承载力，致使其他立柱轴向荷载突然增大而引起压屈。

图4　试件W1破坏模式

Fig.4　Failure modes of specimen W1

图5　试件W2破坏模式

Fig.5　Failure modes of specimen W2

2.2　温度与位移结果及分析

试件W1各温度测点温度-时间曲线如图6a）所示。试验前30min为石膏板未开裂阶段，该阶段外层石膏板水分蒸发吸热，T2、T3测点温度上升较平缓；30~42min为外层石膏板开裂脱落阶段，而内层石膏板保持完整性，所以T2测点温度在13min内由250℃急剧上升至接近炉温的温度，而T3测点温度上升依然平缓；43~52min为内层石膏板开裂脱落至立柱破坏阶段，由于内层石膏板开裂脱落，T3测点和立柱温度均快速上升，最终破坏，试件W1耐火极限为52min。试件W1的轴向位移如图6b）所示，试验开始至内层石膏板开裂（42min）前，立柱受火侧翼缘温度始终未超过250℃，钢材强度仍较高，立柱主要发生温度不均匀引起的弯曲变形和少量轴向膨胀；内层石膏板开裂后，立柱温度上升很快，立柱强度、刚度大幅下降，产生较大的轴向压缩变形和挠曲变形，最终立柱失稳。测点平面外变形如图7所示。

试件W2各测点温度-时间曲线如图8a）所示。W2的温度上升过程主要分为未开裂、外层石膏板、中层石膏板和内层石膏板依次开裂脱落的4个阶段，分别对应时间段为0~27min、28~35min、36~58min和59~64min；在3个开裂脱落阶段，可分别观测到T6、T7和T8测点温度伴随该测点外层石膏板的开裂脱落而急剧上升的现象，试件W2耐火极限为64min。图8b）为试件W2的轴向位移变化。可以看出试件W2的轴向位移变化趋势与试件W1相似，59min前几乎无变化，59min之后，立柱温度过高导致强度、刚度下降，引起轴向压缩变形突然增大而失稳破坏。

图6 试件W1的试验结果和有限元分析结果对比

Fig.6　Comparison between test results and FEA results for specimen W1

图7　墙体中部平面外变形

Fig.7　Out-of-plane deformation  in the middle of the wall

图8　试件W2的试验结果和有限元分析结果对比

Fig.8　Comparison between test results and FEA results for specimen W2

3　有限元分析

3.1　传热模拟

由于墙体各个立柱节间构造相同，单侧受火时各节间沿墙体厚度方向的升温过程具有一致性，所以采用3个立柱节间区域（图9）建立二维传热模型。防火保护层热工参数参考文献[12-13]建议值，其中导热系数和比热容分别如图10a）、10b）所示；Q345冷弯型钢热工参数参考欧洲规范^[14]，导热系数与比热容分别如图10c）、10d）所示。单元类型采用4节点线性热传递四边形单元。墙体试验中，石膏板的开裂脱落会导致防火保护层隔热能力下降，墙体空腔窜火，立柱温度迅速上升，加速墙体破坏。参考2.2节对墙体升温阶段的描述和试验中T2、T3、T6、T7、T8测点的温度上升情况，推测石膏板的开裂脱落是一个过程，该过程大约开始于石膏板自身温度达到800℃时，结束于石膏板自身温度超过850℃后。具体模拟方法为：在传热模型中，对石膏板800~850℃的导热系数适当放大，使脱落层的导热性能大幅增加，大量的热量传入墙体内层，通过该方法模拟防火保护层脱落后内部温度快速上升的过程。

图9　试件W1传热模拟结果

Fig.9　Heat transfer simulation result of specimen W1

图10　热工参数

Fig.10　Thermal parameters

立柱中部温度试验和模拟对比如图6a）和图8a）所示。可以看出：试验中T1、T5测点温度超过800℃后，T2和T6测点的温度快速上升，表明该时刻受火侧外层石膏板可能进入了开裂脱落的过程；T1、T5测点温度超过850℃后，T2、T6测点温度接近炉温，此后温度变化趋势与炉温一致，说明最外层石膏板基本完全脱落，丧失隔热能力；随后当T2、T6测点温度超过800℃后，T3、T7测点温度又开始迅速上升，此时第2层石膏板开裂脱落。根据以上分析，在传热模型中，从800℃开始至850℃，将石膏板导热系数值由0.27W·（m·℃）^-1线性增加至4.0W·（m·℃）^-1，试件W1传热模拟结果如图6a）所示；可以看出在破坏阶段，受火侧石膏板温度基本接近炉温，可近似认为该层石膏板已脱落。图6中受火侧各测点的时间-温度曲线与试验数据吻合较好；试验末期，受火侧板材大幅脱落后，墙体内部直接窜火，放大防火板材导热系数的模拟方法无法模拟窜火现象，所以背火侧T4（图6a））和T9（图8a））在试验末期吻合效果较差。

3.2　热力耦合模拟

根据墙体内部各个立柱受力的相似性，将墙体模型简化为两端铰接的单立柱的热力耦合模型^[9]（图11a））。防火保护层视为立柱翼缘的侧向支撑（图11b）），钢材高温力学性能参数和线膨胀系数采用陈伟等^[15]的试验值。从传热模拟结果发现立柱腹板的温度分布非线性，所以沿腹板高度方向等间距取6个点的时间-温度数据（T_W1~T_W6），设定为热力耦合模型中腹板对应位置的温度，6个点之间温度按线性分布，但腹板总体温度分布呈非线性，如图11c）示。同侧翼缘和卷边温度差异性较小，模型中简化考虑为温度相同，均采用从传热模拟结果提取的翼缘温度值。

图11 简化热力耦合模型

Fig.11　Simplified thermal-mechanical coupling models

利用简化热力耦合模型模拟了立柱的破坏过程，得到立柱的耐火极限和轴向位移模拟值，表1为耐火极限模拟值和试验值的对比，两者较接近；轴向位移对比分别如图6b）和图8b）所示，破坏形态对比如图12所示。试验中由于石膏板的开裂脱落导致其对立柱翼缘的侧向支撑作用逐渐削弱，所以试验后期轴向变形逐步增大至破坏；而有限元模型中从始至终都约束了螺钉部位立柱翼缘的侧移，并未考虑防火保护层失效引起的侧向约束作用减弱，因此有限元模拟的轴向位移前期较小，末期突然增大，与试验结果存在些许差异。但从耐火极限角度看，该模型的预测结果较准确，所以简化热力耦合模型可用于预测墙体的耐火极限。

图12　破坏形态

Fig.12　Failure modes

4　参数分析

4.1　防火保护类型

在墙体设计荷载下（荷载比为0.35），采用验证的有限元模型分析多种防火保护类型墙体的耐火性能，各类防火保护墙体耐火极限预测值如表2所示。

可以得出以下结论：

（1）对比SS、SSS和SSSS，发现增加石膏板层数可适当延长墙体的耐火时间，但效果有限。

（2）硅酸盐板存在高温爆裂现象，对比SS、GS，发现硅酸盐板和石膏板耐火性能相当，但硅酸盐板成本远高于石膏板，所以传统硅酸盐板有待改进。

（3）玻镁板火灾下的整体性优于石膏板，分别对比SS和SB、BS，SSSS和BSSS，发现使用玻镁板可有效提升墙体耐火极限，不过玻镁板成本较高。

（4）对比SB和BS，发现以玻镁板和石膏板为防火保护层的墙体，若将石膏板置于防火保护层内侧，玻镁板置于外侧，墙体耐火极限可以得到提升。原因是让耐火性能更好的玻镁板直接受火，延缓了石膏板的开裂脱落，石膏板有效工作时间延长。

（5）表2中单侧3层、4层、5层板材的防火保护类型中耐火极限最久的分别为BSB、BSSB和BSBSB防火保护类型。原因是受火侧防火保护层内、外层玻镁板高温下整体性较好，可对中间层石膏板产生夹持作用，即使石膏板开裂，也暂时不会出现大面积脱落，中间层石膏板一段时间内依然可以具备部分隔热性。

（6）石膏板价格低廉，BSB和BSSB相比于BB，成本仅少量上涨，但耐火极限有较大的提升。

4.2　荷载比

对表2中耐火性能较好的10种防火保护类型的墙体进行荷载比分析（荷载比范围在0.3~0.8），结果如图13所示（仅保留耐火极限在30min以上的分析结果）。可以看出：当墙体荷载水平较高时，往往在受火初期发生破坏，而低温阶段玻镁板导热系数大于石膏板，且石膏板在初期水分蒸发吸收热量，升温较慢，故玻镁板覆面墙体的立柱温度在前期高于石膏板覆面墙体，会更早地发生破坏。随着荷载水平降低，龙骨破坏的临界温度上升，同时玻镁板更好的耐火性能和整体性得以体现，玻镁板覆面墙体耐火极限更长。

图13　墙体荷载比-耐火极限预测与模拟曲线

Fig.13　Prediction and simulation curves of wall load ratio-fire resistance duration

结合图13、表2和现行《建筑设计防火规范》（GB 50016—2014）^[16]对承重墙体耐火等级的规定，同时考虑各种防火保护类型经济性，得出满足各种耐火等级的承重墙体防火保护类型和荷载比建议值，如表3所示。对于BSS、BSB、BSSS等表3中未列出的防火保护类型，依然可以实现较好的耐火性能和经济性，但由于上述保护类型在常见荷载比情况下耐火等级远高于四级，又未达到三级，所以未在表3中列出，可按表4拟合公式推测耐火极限。

5　结  论

本文通过对冷弯薄壁型钢组合墙体耐火性能的试验和模拟，可以得出以下主要结论：

（1）简化传热模型可考虑防火板材脱落，对墙体单侧受火温度分布的模拟效果良好。

（2）石膏板具有低导热、低成本等优点，作为防火板材应用广泛，但高温下石膏板开裂脱落的现象严重影响墙体耐火极限，需采取措施延缓石膏板开裂，比如使用耐火性能较好的玻镁板或蒸压加气轻质混凝土板等在石膏板外侧提供支撑，防止石膏板开裂后过早出现大面积脱落，将有效延长墙体耐火极限。

（3）根据简化的热力耦合模型，得到多种防火保护类型墙体的耐火极限拟合公式，可用于预测某一荷载下墙体的耐火极限。

（4）考虑耐火等级的要求，提出了满足各耐火等级的墙体防火保护类型和荷载比建议值，可为冷弯薄壁型钢组合墙体的抗火设计提供参考。

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