波形钢腹板-钢底板组合箱梁的主体结构为混凝土顶板、波形钢腹板和钢底板。波形钢腹板和钢底板代替传统的混凝土腹板和底板，有效降低自重，又因波形钢腹板具有较高的剪切屈曲强度和较好的平面外刚度，在实际工程中得到了广泛应用^[1]。国内外学者对有较高波形钢腹板组合箱梁桥的抗弯性能、抗剪性能、扭转性能、剪力滞效应、动力性能等方面开展了大量的研究^[2-8]，研究成果也为该组合结构在工程中的应用提供了理论支撑。

随着中国经济的飞速发展，石油化工等易燃易爆炸物品的需求越来越大，道路桥梁上因运输不当而发生火灾的情况也时有发生，且此类火灾具有发生区域随机性大，燃烧速率快等特点，而钢材不耐高温，因此火灾对钢桥及钢-混组合桥梁的破坏非常明显^[9-11]。目前，相关学者对钢-混组合梁的抗火性能开展了大量研究：秦智源^[12]采用有限元软件ANSYS建立数值模型，对钢板组合连续梁桥进行了火灾全过程下力学性能的研究，为钢板连续梁桥火灾全过程力学性能研究及灾后评价奠定了一定基础。Glassman等^[13]基于大量钢桥火灾事故，通过试验研究了翼板边界条件、截面温度梯度及钢板与混凝土板间的连接强度等因素对腹板屈曲后强度的影响，揭示了混凝土板对组合结构抗剪性能的重要性。张岗等^[14]对不同受火场景下的组合箱梁的耐火性能进行了研究，指出HC火灾下组合箱梁耐火时间最短。周焕廷等^[15]通过对预应力波形钢腹板组合梁有未开孔进行抗火试验和数值模拟分析，在受火状态下，未开孔组合梁预应力钢束效率比开孔组合梁更高，且预应力下降速率更慢。

以上研究主要是针对传统的钢-混组合桥梁，波形钢腹板-钢底板组合结构桥梁因其特殊的腹板形式，与传统钢-混组合梁相比具有更好的平面外刚度及较强的剪切屈服强度。目前，针对波形钢腹板组合箱梁的抗火性能方面的研究相对较少，对该类组合结构的抗火性能尚不明确。因此，为探明波形钢腹板-钢底板组合箱梁的抗火性能，有必要对其抗火性能及其影响因素展开研究。本研究以波形钢腹板-钢底板组合箱梁为研究对象，采用有限元软件ANSYS建立数值模型开展热-力耦合分析，研究该类组合箱梁的抗火性能与各参数对其的影响关系，研究成果可为该类组合箱梁实际工程的防火设计提供一定参考。

本研究以文献[16]中SCB2试验梁为背景，将模型中的平钢腹板改为波形钢腹板，以此研究波形钢腹板-钢底板组合简支箱梁的抗火性能，其中，试验梁的升温曲线采用ISO834标准升温曲线。模型总长为3.8 m，计算跨径长为3.4 m，顶板宽700 mm，梁高300 mm。组合箱梁混凝土顶板采用C30混凝土，普通钢筋采用ϕ8 mm的HRB400钢筋，波形钢腹板及底板采用5 mm的Q235钢。模型采用简支支座，两点对称加载，集中力F1, F2分别位于距跨中两侧0.25 m处。有限元模型具体尺寸和加载位置如图 1所示。

图 1 组合箱梁设计图(单位：mm) Fig. 1 Design drawing of composite box girder (unit: mm)

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本节采用ANSYS有限元软件进行建模分析，模型分为热分析模型和力学模型。热分析模型中，混凝土顶板、波形钢腹板、钢底板及钢筋分别采用热分析单元SOLID70，SHELL131，SHELL131和LINK33，热辐射和热对流的影响可通过SURF152单元覆盖于SOLID70单元和SHELL131单元的表面进行模拟。组合箱梁三面受火，升温曲线采用ISO834标准升温曲线，热对流系数采用欧洲规范的建议值25 W/ (m²·℃)，综合辐射系数0.5^[17]。力学模型中混凝土顶板、波形钢腹板、钢底板及钢筋分别采用力学分析单元SOLID185，SHELL181，SHELL181和LINK180。本研究中混凝土和钢材等材料高温下的热工性能及力学性能均参照欧洲规范进行取值^[18-19]。有限元模型如图 2所示。

图 2 波形钢腹板组合简支箱梁有限元模型 Fig. 2 FEM of simple supported box girder with corrugated steel web

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为验证组合箱梁模型的正确性及适用性，对SCB2试件开展有限元分析与试验结果^[19]的对比研究，分析试验梁腹板在火灾下的温度场分布情况与热力耦合作用下跨中挠度的变化情况，结果如图 3所示。

图 3 计算值与实测值对比 Fig. 3 Calculated value v.s. measured value

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由图 3可以看出，SCB2组合箱梁腹板的温度及跨中挠度的数值模拟结果与实测结果吻合良好，计算误差值基本在5%左右，表明本研究的数值模拟方法具有较好的适用性。图 3中的数值模拟结果与实测值存在一些误差，主要是由于数值模型中热分析参数的取值无法精确地模拟复杂的实际试验情况，以及材料特性的理想化和现实材料分布不均匀也对二者结果有一定的影响。总体而言，本研究所建立的有限元模型能够较好地模拟组合箱梁火灾下的力学特性。

根据前文的建模方法建立波形钢腹板-钢底板组合箱梁的热-力耦合分析模型，其中跨中按照荷载比为0.3来施加两相等的集中荷载，荷载比为组合箱梁受火施加荷载与常温下极限荷载之比，火灾曲线采用ISO834标准升温曲线，三面受火。通过对波形钢腹板-钢底板组合简支箱梁开展热分析及热-力耦合分析，对其火灾下的结构响应进行分析。

对波形钢腹板-钢底板组合箱梁开展火灾下的温度分析，组合箱梁的温度监测位置据文献[19]中的方式选取跨中截面。钢腹板温度测点设为3个，从底到顶分别取W₁，W₂和W₃。混凝土顶板温度测点取中间并沿厚度从下至上分别为T₁，T₂，T₃和T₄。组合箱梁各测点温度随受火时间的变化如图 4所示。

图 4 组合箱梁温度时程曲线 Fig. 4 Curves of temperature and time history of composite box girder

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由图 4的数据可知，随着组合箱梁受火时间的增加，钢腹板温度增加较快，40 min时其最高温度超过800 ℃，且越靠近底板处温度越高且升温越快，而混凝土顶板中间处的温度增加速度明显小于钢腹板，主要是由于箱内混凝土顶板升温主要依靠箱梁内部间接的热辐射及热传导作用实现，而混凝土的比热容较大且热传导系数仅为钢材的1/50，故箱内混凝土顶板升温速率较慢，且混凝土越厚温度越低，40 min时最高温度为220 ℃，靠近上表面的温度仅为50 ℃。由此可以看出，组合箱梁钢腹板和混凝土顶板沿梁高方向存在明显的温度梯度且受火时间越长温度梯度越明显。

对波形钢腹板-钢底板组合箱梁开展火灾下的热-力耦合分析，并据文献[16]认为主梁跨中挠度超过L/30时组合箱梁已达到耐火极限，以L/30作为其破坏准则。组合箱梁跨中挠度时程曲线如图 5所示。

图 5 跨中挠度时程曲线 Fig. 5 Curves of deflection and time history of mid-span

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由图 5可知，随着受火时间的增加，组合箱梁的跨中挠度不断增大，挠度的增加主要是由于高温下材料力学性能的衰减以及温度梯度引起的热弯曲效应引起的。从组合箱梁跨中挠度时程曲线整体来看，波形钢腹板-钢底板组合简支箱梁跨中挠度变化主要分为两个阶段：阶段I为缓慢增长阶段(0~23 min)，该阶段跨中挠度增长缓慢，平均增长速率仅为1.5 mm/min。该阶段挠度速率慢主要有两个方面的原因，一是受火初期钢腹板温度较低，钢材在较低温度下强度衰减较小；二是组合箱梁各部分由于受热方式以及材料的热工性能的不同而产生的截面温度梯度，但受限于受火时间较短，温度梯度不明显，引起的结构热弯曲效应也不明显。阶段II为快速增长阶段(23~39 min)，跨中挠度随受火时间快速增大，平均增长速率为5 mm/min，该阶段主要是由于高温下结构材料的强度和弹性模量急剧衰减，从而使得箱梁的整体抗弯承载力明显下降。随着腹板温度超过600 ℃，钢材强度不及常温下的一半，材料劣化严重，热弯曲效应和材料刚度显著降低共同导致跨中挠度下降速率加快，最终达到耐火极限。

为进一步明确波形钢腹板-钢底板组合箱梁抗火性能的主要影响因素，开展了不同升温曲线、受火区域、荷载比及高跨比等因素影响下组合箱梁的火灾响应研究。

目前，两种应用比较广泛的曲线分别为ISO834标准升温曲线和欧洲HC火灾曲线，如图 6所示。HC火灾曲线初期升温速率极快，8 min即达到1 000 ℃，而ISO834火灾曲线的升温速度相对较慢。开展组合箱梁在两种火灾曲线下的结构响应研究，计算结果如图 7~8所示。

图 6 火灾升温曲线 Fig. 6 Temperature curves of fire

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图 7 跨中温度时程曲线 Fig. 7 Curves of temperature and time history of mid-span

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图 8 不同升温曲线下跨中挠度时程曲线 Fig. 8 Time history curves of mid-span deflection with different temperature curves

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由图 7可知，在HC火灾作用下，组合箱梁钢腹板的升温速度非常快，11 min时结构的温度即超过800 ℃。而在ISO834火灾作用下，组合箱梁的升温速度相对较慢，40 min时结构温度才能达到800 ℃。由图 8可知，在不同火灾作用下，组合箱梁的跨中挠度时程曲线呈现显著的差异：HC火灾作用下，组合箱梁跨中挠度在受火前期即增长较快，7 min后急剧增大，11 min时结构达到了耐火极限。而在ISO834火灾作用下，组合箱梁在受火前期跨中挠度增长较缓慢，23 min后挠度增长速率提高，最终在39 min时达到了结构的耐火极限。与ISO834火灾分析结果相比，组合箱梁在HC火灾作用下的耐火极限降低了71.8%。综上，火灾升温曲线对波形钢腹板-钢底板组合箱梁的耐火性能有显著的影响。

由于桥梁火灾的发生区域具有较大的随机性，故采用ISO834升温曲线并设置3种不同的受火工况以研究不同区域受火对波形钢腹板-钢底板组合箱梁抗火性能的影响，受火区域长度分别为1.4，1.4 m和2.8 m，受火区域布置及分析结果如图 9~10所示。

图 9 受火区域(单位：mm) Fig. 9 Fire area (unit: mm)

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图 10 不同受火区域下跨中挠度时程曲线 Fig. 10 Curves of deflection and time history of mid-span in different fire affected areas

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由图 10可知，在3种不同受火区域作用下，组合箱梁的跨中挠度时程曲线变化趋势相近，随着受火时间的延长，均存在明显的转折点及两阶段特征，其中工况1，工况2及工况3的耐火极限分别为39，50 min和34 min，工况2相较于工况1的耐火极限增加28.2%，工况3则相较于工况1耐火极限则减少了12.8%。可知受火区域越大，组合箱梁的耐火极限越小；受火区域越靠近跨中截面，组合箱梁的耐火极限越小。在实际工程中对跨中区域进行防火设计可明显提高箱梁抗火性能且经济效益明显。

现有研究表明，外荷载对波形钢腹板组合箱梁的变形和应力状态有着显著的影响^[20-21]，在ISO834火灾作用下开展组合箱梁在荷载比分别为0.2，0.3和0.4的耐火性能研究。结果如图 11及表 1所示。

图 11 不同荷载比下跨中挠度时程曲线 Fig. 11 Curves of deflection and time history of mid-span with different load ratios

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由图 11及表 1数据可知，组合箱梁在荷载比分别为0.2，0.3和0.4的作用下，其跨中挠度变化均有较明显的非线性，挠度时程曲线具有明显的两阶段特征。荷载比越大时，组合箱梁的挠度时程曲线的两阶段特征越明显，且特征时间点越来越提前，如表 1所示。随着荷载比的增大，组合箱梁的耐火极限呈现减小的变化趋势，最大相差40.4%。综上可知，当荷载比越大，组合箱梁的跨中挠度到达破坏准则时的温度越低，且耐火极限越小。荷载比的大小能显著影响组合箱梁的耐火极限，故该类组合结构桥梁发生火灾时须控制交通并尽快清除桥上车辆。

通过改变波形钢腹板-钢底板组合箱梁的腹板高度来研究高跨比对组合箱梁抗火性能的影响。组合箱梁在ISO834火灾作用下共设置了3种不同的高跨比，分别为：0.088，0.117和0.147，对应的腹板高度分别为200，300 mm和400 mm，荷载比均设置为0.3，分析结果如图 12所示。

图 12 不同高跨比下跨中挠度时程曲线 Fig. 12 Curves of deflection and time history of mid-span with different height span ratios

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从图 12可以看出，在火灾作用下，随着腹板高度的增加，挠度非线性更加明显, 组合箱梁的挠度时程曲线的两阶段特征也越明显。从组合箱梁的各高跨比下的跨中位移时程曲线可以看出，3条挠度曲线在24 min时几乎交于一点，故可以把不同高跨比下的挠度曲线分为两个区域：区域Ⅰ的时间段为0~24 min，此区域组合箱梁跨中挠度变化相对较慢，且随着高跨比增大，挠度曲线增长却呈现越缓慢的变化规律，主要是由于组合箱梁随着高度的增加，其抗弯承载能力也有明显的增大，且前期温度较低，材料强度衰减的程度较小；区域Ⅱ的时间段为24 min至破坏，该区域挠度组合箱梁跨中挠度增大速度较快，且随着高跨比的增大，挠度曲线增长得越来越快，这主要是由于腹板高度的增加虽然能有效提高箱梁的抗弯承载能力，但随着钢腹板高度占梁高比列的显著增加，而钢材相较于混凝土材料对温度具有更好的导热性及强度退化更快，随着温度的不断增大，钢材的力学性能显著降低，从而使得钢腹板越高组合箱梁的抗弯承载能力衰减越快。由图 12可知，不同高跨比下，组合箱梁的耐火极限分别为39，34 min和30 min，随着组合箱梁的高跨比从0.088增长到0.147，其耐火极限降低了23.1%。综上可得，高跨比越大的组合箱梁，虽然受火前期的耐火性能有明显的提高，但是后期随着温度的不断升高其耐火极限反而小于高跨比小的组合箱梁。

本研究以一试验梁为研究对象，采用有限元软件ANSYS建立火灾下波形钢腹板-钢底板组合箱梁的热-力耦合模型，开展了组合箱的耐火性能及影响因素研究。

(1) 火灾作用下，波形钢腹板-钢底板组合箱梁的钢腹板与混凝土顶板沿梁高方向存在明显的温度梯度，受火时间越长温度梯度越明显；随着受火时间的增加，组合箱梁的跨中挠度不断增大，且跨中挠度变化呈现两阶段特征，即缓慢增长阶段和快速增长阶段。

(2) 与ISO834火灾分析结果相比，组合箱梁在HC火灾作用下的耐火极限降低了71.8%，表明在不同特性的火灾作用下，组合箱梁的抗火性能存在明显的差异。

(3) 受火区域对组合箱梁的抗火性能有较大影响，受火区域越大，耐火极限越小；受火区域越靠近跨中危险截面，耐火极限越小。

(4) 荷载比对组合箱梁的抗火性能的影响较大，荷载比越大，组合箱梁的跨中挠度到达破坏准则时的温度越低，且耐火极限越小。荷载比的大小能显著影响组合箱梁的耐火极限，故该类组合结构桥梁发生火灾时须控制交通并尽快清除桥上车辆。

(5) 高跨比越大的组合箱梁，虽然受火前期的耐火性能有明显的提高，但是后期随着温度的不断升高其耐火极限反而小于高跨比小的组合箱梁。