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建筑钢结构防火技术规范 CECS200-2006

来源:发布时间:2018/7/17

前言


中国工程建设标准化协会标准
建筑钢结构防火技术规范
Technical code for fire safety of steel structure in buildings
CECS 200 : 2006
主编单位:同济大学
中国钢结构协会防火与防腐分会
批准单位:中国工程建设标准化协会
施行日期:2006年8月1日

根据中国工程建设标准化协会( 2002 )建标协字第33 号文《 关于印发中国工程建设标准化协会2002 年第二批标准制、修订项目计划的通知》 的要求,制定本规范。
本规范是在我国系统科学研究和大量工程实践的基础上,参考国外现行钢结构防火标准,经广泛征求国内相关单位的意见以及英国、新加坡和香港专家的意见后完成编制的。
根据国家计委计标「 1986 」1649 号文《 关于请中国工程建设标准化委员会负责组织推荐性工程建设标准试点工作的通知》的要求,现批准发布协会标准《 建筑钢结构防火技术规范》 ,编号为CECS200 :2006 ,推荐给工程建设设计、施工和使用单位采用。
本规范由中国工程建设标准化协会钢结构专业委员会CECS/TC1归口管理,由同济大学土木工程学院(上海市四平路1239 号,邮编200092 )负责解释。在使用中如发现需要修改或补充之处,请将意见和资料径寄解释单位。
主编单位:同济大学
中国钢结构协会防火与防腐分会
参编单位:公安部四川消防研究所
  公安部天津消防研究所
  公安部上海消防研究所
  上海市消防局
  福州大学
  中国人民武装警察部队学院
  中国建筑科学研究院
  北京钢铁设计研究院
  上海市建筑科学研究院
  上海交通大学
  华东建筑设计研究院有限公司
  Arup Group Limited (奥雅纳工程顾问公司)
  北京城建天宁消防责任公司
  上海汇丽涂料有限公司
  江苏兰陵集团公司
  莱州明发隔热材料有限公司
  上海美建钢结构有限公司
  上海明珠钢结构有限公司
主要起草人:李国强 倪照鹏 李 风 殷李革 林桂祥 史 毅 韩林海 叶小琪 屈立军 楼国彪
蒋首超 郭士雄 赵金城 王军娃 贺军利 罗明纯 贾文清 袁佑民 杜 咏 顾仁华
李锦钰 刘承宗 曹 轩 黄珏倩
中国工程建设标准化协会
2006年6月23日

1 总则


1.0.1 为防止和减小建筑钢结构的火灾危害,保护人身和财产安全,经济、合理地进行钢结构抗火设计和采取防火保护措施,制定本规范。
1.0.2 本规范适用于新建、扩建和改建的建筑钢结构和组合结构的抗火设计和防火保护。
1.0.3 本规范是以火灾高温下钢结构的承载能力极限状态为基础,根据概率极限状态设计法的原则制定的。
1.0.4 建筑钢结构的抗火设计和防火保护,除应符合本规范的规定外,尚应符合我国现行有关标准的规定。

条文说明
1 总则
1.0.1 本条阐明钢结构防火设计的目的。
1.0.2 本规范除适用于建筑钢结构的抗火设计外,也适用于钢管混凝土柱、压型钢板一混凝土组合楼板和钢一混凝土组合梁等组合结构的抗火设计,但不适用于内置型钢一混凝土组合结构的抗火设计。
1.0.3 火灾下钢结构的破坏,实质上是由于随钢结构温度升高,钢材强度降低,其承载力随之降低,致使结构不足以承受火灾时的荷载效应而失效破坏。因此,钢结构的抗火凿十实际上是火灾高温条件下的承载力设计,其设计原理与常温条件下钢结构的承载力设计是一致的。
1.0.4 与本规范有关的现行国家标准、行业标准和协会标准主要有:《 建筑结构可靠度设计统一标准》GB 50068 、《 工程结构可靠度设计统一标准》GB 50153 、《 建筑结构设计术语和符号标准》GB/T 50083 、《 建筑结构荷载规范》GB 50009 、《 建筑设计防火规范》GBJ 16 ( 2001 年版)、《 高层民用建筑设计防火规范》GB 50045 ( 2001 年版)、《 钢结构设计规范》GB 50017 、《 冷弯薄壁型钢结构技术规范》GB 50018 、《 高层民用建筑钢结构技术规程)) JGJ 99 、《 建筑构件耐火试验方法》GB / T 9978 、《 钢结构防火涂料应用技术规范》CECS 24 和《 钢结构防火涂料》GB 14907 等。

2 术语和符号


2.1 术语


2.1.1 火灾荷载密度 fire load density
单位楼面面积上可燃物的燃烧热值(MJ/㎡)。
2.1.2 标准火灾升温 standard fire temperature —time curve
国际标准ISO834 给出的,用于建筑构件标准耐火试验的炉内平均温度与时间的关系曲线。
2.1.3 等效曝火时间 equivalent time of fire exposure
在非标准火灾升温条件下,火灾在时间t内对构件或结构的作用效应与标准火灾在时间te内对同一构件或结构(外荷载相同)的作用效应相同,则时间te称为前者的等效曝火时间。
2.1.4 抗火承载能力极限状态 limit state for fire reslstsnce
在火灾条件下,构件或结构的承载力与外加作用(包括荷载和温度作用)产生的组合效应相等时的状态。
2.1.5 临界温度 critical temperatrue
假设火灾效应沿构件的长度和截面均匀分布,当构件达到抗火承载力极限状态时构件截面上的温度。
2.1.6 荷载比 load level , load ratio
火灾下构件承载力与常温下相应的承载力的比值。
2.1.7 钢管混凝土。oncrete - filled steel tube
在圆形或矩形钢管内填灌混凝土而形成,且钢管和混凝土在受荷全过程中共同受力的构件。
2.1.8 组合构件 composite component
截面上由型钢与混凝土两种材料组合而成的构件。例如,钢管混凝土柱、钢一混凝土组合板和钢-混凝土组合梁等。
2.1.9 屋盖承重构件 load bearing roof component
用于承受屋面荷载的主要结构构件。例如,组成屋盖网架、网壳、桁架的构件和屋面梁、支撑等。屋面檩条一般不当作屋盖承重构件,但当檀条同时起屋盖结构系统的支撑作用时,则应当作屋盖承重构件。
2.1.10 自动喷水灭火系统全保护。complete sprinkler system
建筑物内除面积小于5㎡的卫生间外,均设有自动喷水灭火系统的保护。

条文说明
2.1 术语
本规范对涉及结构抗火设计的一些重要术语作了专门规定。

2.2 符号


A——构件的毛截面面积;
Af——个翼缘的截面面积;
Aw——梁腹板的截面面积;
B——构件单位长度综合传热系数;
Bn——与梁端部约束情况有关的常数;
cs——钢材的比热容;
ci——保护层的比热容;
di——保护层厚度;
E——常温下钢材的弹性模量;
ET——高温下钢材的弹性模量;
f——常温下钢材的设计强度;
fy——常温下钢材的屈服强度;
fyT——高温下钢材的屈服强度;
fc——常温下混凝土的抗压强度;
fcT——高温下混凝土的抗压强度;
F——单位长度构件的受火表面积;
Fi——单位长度构件保护层的内表面积;
h——构件的截面高度,楼板厚度;
hw——梁腹板的高度;
hd——压型钢板的截面高度;
I——构件的截面惯性矩;
kr——火灾下钢管混凝土柱的承载力影响系数;
l——构件的长度、跨度;
lo——构件的计算长度;
Mfi——受火构件按等效作用力分析得到的杆端弯矩;
Mp——塑性弯矩;
MTi——受火构件的杆端温度弯矩;
Mx、My——构件的最大弯矩设计值;
N——构件的轴力设计值;
N′ExT、N′EyT——高温下构件的承载力参数;
Nf——受火构件按等效作用力分析得到的轴力;
NT——受火构件的轴向温度内力;
P——保护层的含水百分比;
q——梁(板)所受的均布荷载或等效均布荷载;
qr——考虑薄膜效应后楼板的极限承载力;
Qik——楼面或屋面活荷载的标准值;
R、R′、R′x、R′y——荷载比;
Rd——高温下结构或构件的设计承载力;
S——结构或构件的荷载组合效应;
Sm——高温下结构或构件的作用组合效应;
t——受火时间或耐火时间;
t′——构件温度达到l000C所需的时间;
td——结构或构件的耐火时间;
te——等效曝火时间;
tm——结构或构件的耐火极限;
tv——延迟时间;
tw——梁腹板的厚度;
T0——受火前钢构件的内部温度;
T1、T2——受火钢构件两侧或上下翼缘的温度;
Td——结构或构件的临界温度;
T′g——实际的室内火灾升温;
Tg(0)——火灾发生前的室内平均空气温度;
Tg——对应t时刻的室内平均空气温度;
Ts——钢构件温度;
Tm——在耐火极限时间内结构或构件的最高温度;
V——单位长度构件的体积;
Wp——构件的截面塑性模量;
Wx、Wy——构件绕x轴和绕y轴的毛截面模量;
as——钢材的热膨胀系数;
βm、βt——等效弯矩系数;
γ0——结构抗火重要性系数;
γR——钢构件的抗力分项系数,抗火设计中钢材强度调整系数;
γx、γy——截面塑性发展系数;
xT——高温下钢材弹性模量折减系数;
ηT——高温下钢材强度折减系数;
Vs——钢材的泊松比;
λ——构件的长细比;
λi——保护材料的导热系数;
λs——钢材的导热系数;
ρi——保护材料的密度;
ρs——钢材的密度;
ac——对流传热系数;
ar——辐射传热系数;
φ——常温下轴心受压构件的稳定系数;
φb——常温下钢梁的整体稳定系数;
φ′bT——高温下钢梁的整体稳定系数;
△t——时间增量;
△T——构件或结构的温度变化值。

条文说明
2.2 符号
本规范所用的符号系遵照国家标准《 建筑结构设计术语和符号标准》GB/T 50083 的规定,尽量与其他相关标准一致,以适应工程设计人员的习惯。

3 钢结构防火要求


3.0.1 单、多层建筑和高层建筑中的各类钢构件、组合构件等的耐火极限不应低于表3.0.1 和本章的相关规定。当低于规定的要求时,应采取外包覆不燃烧体或其他防火隔热的措施。
表3.0.1 单、多层和高层建筑构件的耐火极限
单、多层和高层建筑构件的耐火极限
注:对造纸车间,变压器装配车间,大型机械装配车间,卷烟生产车间,印刷车间等及类似的车间,建筑耐火等级较高时,吊车梁体系的耐火极不应低于表中梁的耐火极限要求。
3.0.2 钢结构公共建筑和用于丙类和丙类以上生产、仓储的钢结构建筑中,宜设置自动喷水灭火系统全保护。
3.0.3 当单层丙类厂房中设有自动喷水灭火系统全保护时,各类构件可不再采取防火保护措施。
3.0.4 丁、戊类厂、库房(使用甲、乙、丙类液体或可燃气体的部位除外)中的构件,可不采取防火保护措施。
3.0.5 当单、多层一般公共建筑和居住建筑中设有自动喷水灭火系统全保护时,各类构件的耐火极限可按表3.0.1 的相应规定降低0.5h。
3.0.6 对单、多层一般公共建筑和甲、乙、丙类厂、库房的屋盖承重构件,当设有自动喷水灭火系统全保护,且屋盖承重构件离地(楼)面的高度不小于6m 时,该屋盖承重构件可不采取其他防火保护措施。
3.0.7 除甲、乙、丙类库房外的厂、库房,建筑中设自动喷水灭火系统全保护时,其柱、梁的耐火极限可按表3.0.1 的相应的规定降低0.5h。
3.0.8 当空心承重钢构件中灌注防冻、防腐并能循环的溶液,且建筑中设有自动喷水灭火系统全保护时,其承重结构可不再采取其他防火保护措施。
3.0.9 当多、高层建筑中设有自动喷水灭火系统全保护(包括封闭楼梯间、防烟楼梯间),且高层建筑的防烟楼梯间及其前室设有正压送风系统时,楼梯间中的钢构件可不采取其他防火保护措施;当多层建筑中的敞开楼梯、敞开楼梯间采用钢结构时,应采取有效的防火保护措施。
3.0.10 对于多功能、大跨度、大空间的建筑,可采用有科学依据的性能化设计方法,模拟实际火灾升温,分析结构的抗火性能,采取合理、有效的防火保护措施,保证结构的抗火安全。

条文说明
3 钢结构防火要求
3.0.1 本条中单、多层建筑是指《 建筑设计防火规范》 GBJ16 ( 2 001 年修订本)适用的建筑,即下列新建、扩建和改建的工业与民用建筑:
1 九层及九层以下的住宅(包括底层设置商业服务网点的住宅)和建筑高度不超过24m 的其他民用建筑以及建筑高度超过24m 的单层公共建筑;
2 单、多层和高层工业建筑。
本规范不适用于炸药厂〔库)、花炮厂(库)、无窗厂房、地下建筑、炼油厂和石油化工厂的生产区。本条的高层建筑是指《 高层民用建筑设计防火规范》GB 50045 ( 2001 年版)适用的建筑,即下列新建、扩建和改建的高层建筑及其裙房:
1 十层和十层以上的居住建筑(包括首层设置商业服务网点的住宅);
2 建筑高度超过24m 的公共建筑。
 表3.0.1 注中所考虑的是,此类车间生产时日产量较高,其材料要求采用抗疲劳,且具有冲击韧性特殊保证的钢材,若吊车梁体系在火灾中损坏,重新订货和加工的周期较长,不利火灾后重建和恢复生产。
 表3.0.1 中建筑物耐火等级系根据国家标准《 建筑设计防火规范》GBJ16 ( 2001 年版)和《 高层民用建筑设计防火规范》GB 50045 ( 2001 年版)的规定。为便于应用,表1~4 归纳了各类建筑物的耐火等级。其中,高层建筑物的分类见表5 ,单、多层厂房、库房的火灾危险性分类见表6 和表7。
表1 民用建筑的耐火等级与层数、长度和面积的关系
民用建筑的耐火等级与层数、长度和面积的关系
注:1 重要的公共建筑采用一、二级耐火等级。商店、学校、食堂、菜市场如采用一、二级耐火等级的建筑有困难。可采用三维耐火等级的建筑。
2 建筑物的长度,系指建筑手各分段中线长度的总和,如遇不规则的平面而有各种不同量法时,应采用较大值。
3 建筑内设有自动灭火设备时,每层最大允许建筑面积可按本表增加1倍;局部设置时,增加的面积可按该局部面积1倍计算。
4 防火分区间采用防火分隔,当有困难时,可采用防火卷帘和水幕分隔。
表2 高层同用建筑耐火等级
高层同用建筑耐火等级
表3 厂房的耐火等级与层数和楼面面积的关系
厂房的耐火等级与层数和楼面面积的关系
续表 3
厂房的耐火等级与层数和楼面面积的关系
注:1 防火分区间应采用防火墙分隔。一、二级耐火等级的单层厂房(甲类厂房除外)如面积超过本表的规定,且设置防火坡有困难时,可用防火水幕带或防火卷帘加水幕分隔。
2 一级耐火等级的多层和二级耐火等级的单、多层纺织厂房(麻纱厂除外),其允许楼面面积可按本表规定增加50 % ,但上述厂房的原棉开包、清花车间均应设防火坡分隔。
3 一、二级耐火等级的单、多层造纸生产联合厂房,其防火分区最大允许占地面积可按本表的规定增加1.5倍。
4 甲、乙、丙类厂房设有自动灭火设备时,防火分区最大允许占地面积可按本表的规定增加1 倍;丁、戊类厂房装设有自动灭火设备时,其占地面积不限。局部设置时,增加面积可按该局部面积的1倍计算。
5 一、二级耐火等级的谷物简仓工作塔,且每层人数不超过2 人时,最多允许层数可不受本表限制。
6 邮政楼的邮件处理中心可按丙类厂房确定。
表4 库房的耐火等级下层数和楼面面积的关系
库房的耐火等级下层数和楼面面积的关系
续表 4
库房的耐火等级下层数和楼面面积的关系
注:1 高层库房、高架仓库和简仓的耐火等级不应低于二级;二级耐火等级的筒仓可采用钢板仓。储存特殊贵重物品的库房,其耐火等级宜为一级。
2 独立建造的硝酸铵库房、电石库房、聚乙烯库房、尿素库房、配煤库房以及车站、码头、机场内的中转仓库,其建筑面积可按本表的规定增加l 倍,但耐火等级不应低于二级。
3 装有自动灭火设备的库房,其建筑面积可按本表和注2 的规定增加1 倍。
4 石油库内桶装油品库房面积可按现行国家标准《 石油库设计规范》 GB 50074 执行。
5 煤均化库防火分区最大允许建筑面积可为1200O㎡,但耐火等级不应低于二级。
表5 高层同用建筑分类
高层同用建筑分类
表6 生产的火灾危险性分类
生产的火灾危险性分类
续表6
生产的火灾危险性分类
注:1 在生产过程中,如使用或产生易燃、可燃物质的量较少,不足以构成。炸或火灾危险时,可以按实际情况确定其火灾危险性的类别。
2 一座厂房内或防火分区内有不同性质的生产时,其分类应按火灾危险性较大的部分确定,但火灾危险性大的部分占本层或本防火区面积的比例小于5%(丁、戊类生产厂房的油漆工段小于10% ),且发生事故时不足以蕊延到其他部位,或采取防火措施能防止火灾葵延时,可按火灾危险性较小的部分确定。
3 丁、戊类生产厂房的油漆工段,当采用封闭喷漆工艺时,封闭喷漆空间内保持负压,且油漆工段设置可燃气体浓度报普系统或自动抑好系统时。油漆工段占其所在防火分区面积的比例不应超过20%。
表7 仓库储存手品的火灾危险性
仓库储存手品的火灾危险性
注:难燃物品、非燃物品的可燃包装纸重量超过本身重量1/4时,或难燃物品、非燃物品采用易燃可燃泡沫塑料包装时,其火灾危险性应为丙类。
  钢结构构件的防火保护措施主要有包敷不燃材料和喷涂防火涂料两种。包敷不燃材料包括:在钢结构外包敷防火板,砌砖、砌混凝土砌块,包敷柔性毡状材料等方法使其达到相应的耐火极限。对于建筑中梁、柱等主要承重构件,且耐火极限在1.5h 以上的,建议采用包敷不燃材料或采用非膨胀型(即厚型)防火涂料。
3.0.2 自动喷淋不但可以灭火,还可以冷却钢结构,因此有条件时应在钢结构建筑中安装自动喷淋灭火系统。
3.0.3 建筑中设置自动喷水灭火系统后,灭火、控火的成功率相当高,有的国家和地区,近几年来安装的自动喷水灭火系统,灭火成功率达100%。考虑到火灾中自动喷水火火系统的灭火对钢结构件升温有延迟和控制作用,可将其效应等效为对主要构件(梁、柱)耐火极限要求的降低。本规范中当个别房间采用固定气体灭火系统时,该房间中各构件的耐火极限同样可根据相应条文降低。由于甲、乙类厂、库房和丙类库房的火灾危险性大,火灾荷载也大,即使设了自动喷水灭火系统,其承重构件的耐火极限也不能降低。单层丙类厂房考虑到火灾荷载没有丙类库房大,若设了自动喷水灭火系统全保护时,对各承重构件可不再做其他防火保护;单层、多层、高层丁、戊类厂、库房中火灾荷载小,不容易发生火灾,对其各承重构件可不再做其他防火保护。
3.0.4 由于丁、戊类厂房、库房火灾危险性和火灾荷载都很小,发生火灾的可能性也小,因此,钢结构可不采取防火保护措施。使用甲、乙、丙类液体或可燃气体的部位,火灾危险性较大,其周围的钢结构如梁、柱等应采取防火保护措施。
3.0.5 本条中的一般公共建筑是指除了重要公共建筑以外的其他公共建筑,如人员密度小于0.5 人/㎡,火灾荷载密度小于184OMJ/㎡的公共建筑。
3.0.6 自动喷水灭火系统保护钢屋架承重构件时,喷头应沿着屋盖承重构件方向布置,且应布置在钢结构的上方,喷头间距宜为2.2m 左右,系统可独立设置,也可与自动灭火系统合用。
3.0.8 美国堪萨斯州银行大厦和匹兹堡钢铁公司大厦中的承重空心钢构件经过独特处理,在其中灌注了防冻、防腐的溶液,以使火灾时通过溶液循环吸热可保证结构的安全。但这种保护钢结构的方法目前应用很少。
3.0.9 此条中,多层建筑的楼梯间应为封闭楼梯间,高层建筑的楼梯间应为防烟楼梯间。为确保疏散楼梯的安全,除建筑中设自动喷水灭火系统外,楼梯间和前室中也要设置自动喷水灭火系统。多层建筑中敞开楼梯和敞开楼梯间的主要承重钢梁、钢柱和踏步板等,在火灾情况下很容易遭受火和热烟气而破坏。建议钢梁、钢柱防火喷涂后,在楼梯下面用耐火材料封砌,将钢梁和钢柱包砌在里面,并采取在踏步板上面铺盖大理石和自动喷水保护楼梯等有效的防火措施。
3.0.10 钢结构的抗火性能化设计方法,是指根据建筑的实际情况模拟建筑的实际火灾升温,进而分析钢结构在火灾下的升温和受力情况,再根据规定的耐火极限要求验算结构的承载力,确定结构是否需要保护和如何保护。
对于多功能、大空间钢结构建筑,其火灾特性与标准火灾有较大差异,且这类结构的整体性能对结构抗火更为重要,故建议采用更合理的性能化抗火设计方法。对于其他钢结构建筑,如有条件和充分依据也可采用性能化抗火设计方法。

4 材料特性


4.1 钢材


4.1.1 在高温下,钢材的有关物理参数应按表4.1.1 采用。
表4.1.1 高温下钢材的物理参数
高温下钢材的物理参数
4.1.2 在高温下,普通钢材的弹性模量可按下式计算:
普通钢材的弹性模量计算
式中 TS——温度(OC);
ET——温度为Ts 时钢材的弹性模量(MPa);
E——常温下钢材的弹性模量(MPa);
χT——高温下钢材弹性模量的折减系数,可按表4.1.2采用。
表4.1.2高温下普通钢材的弹性模量折减系数χT
高温下普通钢材的弹性模量折减系数χT
续表 4.1.2
高温下普通钢材的弹性模量折减系数χT
4.1.3 在高温下,普通钢材的屈服强度可按下式计算:
普通钢材的屈服强度计算

式中 fyT——温度为Ts时钢材的屈服强度(MPa);
fy——常温下钢材的屈服强度(MPa);
f——常温下钢材的强度设计值(MPa);
γR——钢构件抗力分项系数,取γR =1.1;
ηT——高温下钢材强度折减系数,可按表4.1.3采用。
表4.1.3 高温下普通钢材的强度折减系数ηT
高温下普通钢材的强度折减系数ηr

4.1.4 当按第4.1.2、4.1.3条确定高温下钢材的特性时,常温下钢材的特性应按现行国家的标准《钢结构设计规范》GB 50017的规定采用。
4.1.5 在高温下,耐火钢的弹性模量和屈服强度可分别按式(4.1.2-1)和(4.1.3-1)确定。其中,弹性模量这件系数χT 和屈服强度这件系数ηT可 分别按式(4.1.5-1)和(4.1.5-2)确定。
弹性模量这件系数χT 和屈服强度这件系数ηT计算

条文说明
4.1 钢材
4.1.1 高温下钢材的热膨胀系数、导热系数和比热容等随温度不同会有一定的变化,但为应用方便,本规范取用了这些参数在高温下的平均值。
4.1.2 、4.1.3 普通结构钢的屈服强度和弹性模量随温度升高而降低,且其屈服台阶变得越来越小。在温度超过300 ℃ 以后,已无明显的屈服极限和屈服平台,因此,需要指定一个强度作为钢材的名义屈服强度。通常以一定量的塑性残余应变(称为名义应变)所对应的应力作为钢材的名义屈服强度。常温下一般取0.2%应变作为名义应变,而在高温下,对于名义应变取值尚无一致的标准。ECCS规定,当温度超过400 ℃ 时,以0.5%应变作为名义应变,当温度低于400 ℃ 时,则在0.2 % ( 20℃时)和0.5%应变之间线性插值确定。钢梁、钢柱抗火试验表明,按上述方法确定的名义应变值过于保守。英国BS 5950 Part8 提供了三个名义应变水平的强度,以适应各类构件的不同要求,即2%应变,适用于有防火保护的受弯组合构件;1.5%应变,适用于受弯钢构件;0.5 %应变,适用于除上述两类以外的构件。欧洲规范EC3 、EC4 则取2%应变作为名义应变来确定钢材的名义屈服强度。
随着研究工作的日益广泛,对钢材的高温性能以及钢结构在火灾下的反应有了更深入、更具体的了解,最新的研究成果已倾向于采用较大的名义应变来确定钢材在高温下的名义屈服强度。同济大学对16Mn钢与以讥且钢进行了较为系统的高温材性试验,量测了0.2%、0.5%、1.0%等三个名义应变水平的高温屈服强度。根据以上试验数据,并参考欧洲和英国等国家的规范,确定了本规范中高温下普通结构钢屈服强度和弹性模量的拟合公式。
4.1.5 耐火钢通过在结构钢中加入铝等合金元素,使钢材在高温时析出碳化钼MO2C。由于此类化合物比铁原子大,能起到阻止或减弱“滑移”的作用,从而提高钢材高温下的强度。耐火钢不同于普通的耐热钢。耐热钢对钢的高温性能,如高温持久强度、蠕变强度等有严格的要求,而耐火钢只要求在规定的耐火时间(一般不超过3h )内能保持较高的强度水平即可。
耐火钢与普通结构钢在高温下的热膨胀系数、导热系数、比热容等热物理参数差别很小,可直接参照普通结构钢的有关公式计算。
由于目前各钢铁公司生产的耐火钢的高温材性有较大的差别,本规范中高温下耐火钢的弹性模量和屈服强度公式并不一定适用于所有品种,仅当500~700℃ 时耐火钢的实测弹性模量折减系数与式( 4.1.5-1)计算值的差异不超过 15% ,且实测屈服强度折减系数不低于式(4.1.5-2)计算值的10%时,该种耐火钢才可按第4.1.5 条确定其高温下的弹性模量和屈服强度。

4.2 混凝土


4.2.1 在高温下,普通混凝土的有关物理参数可按下列规定采用:
1 导热系数
硅质骨料混凝土:
导热系数硅质骨料混凝土


式中 λc——温度为T时混凝土的导热系数[W/(m·℃)];
T——混凝土的温度(℃)。
钙质骨料混凝土:
导热系数钙质骨料混凝土
2 比热容
比热容
式中 Cc——温度为T时混凝土的比热容[J/(kg·℃)]。
4.2.2 在高温下,普通混凝土的初始弹性模量可按下式计算:
EcT=(0.83-0.0011T)Ec,60℃≤T<700℃(4.2.2)
式中 EcT——温度为T时混凝土的初始弹性模量(MPa);
Ec——常温下混凝土的初始弹性模量(MPa)。
4.2.3 在高温下,混凝土的抗压强度可按下式计算:
fcT=ηcTfc (4.2.3)
式中 fcT——高温下混凝土的抗压强度;
fc——常温下混凝土的抗压强度;
ηcT——高温下混凝土的抗压强度折减系数,可按表4.2.3采用。
表4.2.3 高温下混凝土强度折减系数ηcT
高温下漯凝士强度折减系数ηcT

4.2.4 当按第4.2.2 、4.2.3 条确定高温下混凝土的材料特性时,常温下混凝土的特性应按现行国家标准《混凝土结构设计规范》GB 50010的规定采用。
4.2.5 在高温下,其他类型混凝土的特性,应根据有关标准通过高温材性试验确定。

条文说明
4.2 混凝土
4.2.1 、4.2.3 参考欧洲规范(EN1994 -1-2 一Design of Compositesteel and Concrete Structures Structural Fire Design )制定。
4.2.2 公式(4.2.2)出自过镇海和时旭东著《钢筋混凝土的高温性能及其计算》(清华大学出版社,2003 年)。

4.3 防火涂料


4.3.1 当钢结构采用防火涂料保护时,可采用膨胀型或非膨胀型防火涂料。
4.3.2 钢结构防火涂料的技术性能除应符合现行国家标准《 钢结构防火涂料》 GB 14907 的规定外,尚应符合下列要求:
1 生产厂应提供非膨胀型防火涂料导热系数( 500 ℃ 时)、比热容、含水率和密度参数,或提供等效导热系数、比热容和密度参数。非膨胀型防火涂料的等效导热系数可按附录A 的规定测定。
2 主要成分为矿物纤维的非膨胀型防火涂料,当采用干式喷涂施工工艺时,应有防止粉尘、纤维飞扬的可靠措施。


条文说明
4.3 防火涂料
4.3.1 钢结构防火涂料是指施涂于钢结构表面,能形成耐火隔热保护层以提高钢结构耐火性能的一类防火材料,根据高温下钢结构防火涂层遇火变化的情况可分膨胀型和非膨胀型两大类,其分类可依据表8 。
表8 防火的涂料分类
防火的涂料分类
注:膨胀型防火涂料又称薄型防火涂料,这种涂料具有较好的装饰性。非膨胀型防火涂料又称厚型防火涂料、隔热型防火涂料。
早在20 世纪50 年代欧美、日本等国家就广泛采用防火涂料保护钢结构。80 年代初期国内才开始在一些重要钢结构建筑中采用防火涂料对结构进行保护,但均采用进口防火涂料并由国外代理商进行施工。1985 年以后,国内加强了防火涂料研制工作,四川、北京、上海等地先后研制成功了多种钢结构防火涂料,取代进口,应用于国内很多重要工程中,为国家节省了大量外汇和建设费用。
国内钢结构防火涂料生产和应用近几年发展较快,据不完全统计,已有生产、施工、科研单位近百家,年销售量过万吨,钢结构防火工程年施工面积超过百万平方米,已成为一类重要消防安全材料。
为促进钢结构防火涂料产品生产和应用的标准化,国家从1990 年以来先后颁布实施了《 钢结构防火涂料应用技术规范》 CECS24 : 90 和 《 钢结构防火涂料通用技术条件》 GB 14907-1994 ,这两个标准对促进钢结构防火涂料的开发、应用和质量检测监督发挥了显著作用。
《 钢结构防火涂料》 GB 14907-2002 在《 钢结构防火涂料通用技术条件》 GB 14907-1994 的基础上,对室外涂料及超薄型涂料的试验方法和性能要求作出了专门规定,并对原标准内容做了部分调整修订,使标准得到充实和完善。
近几年来国内钢结构防火涂料应用中出现了一些新的情况,原来标准已不能全面反映这些情况。为此,在本规范中对该产品要求和使用条件作了一些补充,规定更加明确、具体。
近几年国外一些厂商生产类似于木结构用饰面型防火涂料,应用于钢结构时涂层厚度只需2~3mm即可使钢构件耐火极限达1~2h 。但从防火机理看仍属于膨胀型防火涂料,只不过达到同样耐火极限需要的涂层较薄而已。为了区分,国内将涂层3及以下,且耐火极限达1.5h 及以上的膨胀型防火涂料,称为超薄型防火涂料(代号为CB )。
国内已研制出超薄型钢结构防火涂料,但目前还达不到国外先进水平。有的产品如果耐火极限要达到1.5h 则需采取辅助措施(如包裹玻璃布),有的产品则耐水性、抗老化性较差。因此,钢结构如采用超薄型防火涂料进行保护,应特别重视对现场施工涂料的检测。
4.3.2 通常将能适合于建筑物室外或露天工程中长期使用的防火涂料称之为室外用防火涂料,它应满足现行国家标准《 钢结构防火涂料》 GB 14907 中规定的室外钢结构防火涂料的技术条件。需注意,不能将仅适用于室内钢结构防火保护的涂料用于室外。
防火涂料的导热系数是衡量其隔热性能的一个重要参数,导热系数越小,说明其隔热性能越好。另外,进行钢结构抗火计算时,防火涂料的导热系数、比热容和表观密度是必要参数。由于一般防火涂料的导热系数随温度变化而有一定的变化,本规范明确规定厂家宜提供火灾中最常遇的500 ℃ 时的导热系数值。以前,防火涂料生产厂对其产品的性能参数提供不详尽,影响使用,本规范明确提出了参数要求,以使厂家注意。
如果厂家无条件直接测量防火涂料的导热系数,可按附录A 提供的方法测量等效导热系数。该系数综合反映了涂层水汽蒸发和导热系数随温度变化等对隔热的影响,故直接采用等效综合导热系数进行钢结构抗火计算更为接近实际。
本规范将主要成分为矿物纤维,掺加水泥和少量添加剂预先在工厂混合而成的防火材料仍归并入非膨胀型防火涂料中。由于此种涂料采用专用喷涂机械按干法喷涂工艺施工,不同于通常非澎胀型涂料按湿法工艺施工,所以有时也称之为防火喷射纤维材料。早在20世纪50 年代日本就采用喷涂石棉作为船舶防火隔热材料,到了60年代又广泛用作钢结构建筑的耐火被覆材料。矿棉是岩棉和矿渣棉的统称,日本于70年代在高层钢结构建筑中广泛采用干式喷涂施工工艺,用矿棉为原料作为耐火被覆材料。其密度小、施工效率较高,但是干式喷涂时会产生大量粉尘、纤维,不仅对施工人员健康造成损害,也极易造成环境污染。
英国环保部门经过长期调研证实,矿棉粉尘除会导致眼疾、皮肤病及上呼吸道病症外,长期暴露在有这种粉尘环境下的人群癌症发病率偏高,认为如采用矿棉做隔热防火材料特别要注意空调系统的设计,避免因空气流动造成棉尘散布于室内。
考虑到矿棉粉尘对人员健康的危害和国际上的发展趋势,本规范对矿棉防火喷涂工艺提出了严格限制。

4.4 防火板


4.4.1 当钢结构采用防火板保护时,可采用低密度防火板、中密度防火板和高密度防火板。
4.4.2 防火板材应符合下列要求:
1 应为不燃性材料;
2 受火时不炸裂,不产生穿透裂纹;
3 生产厂应提供产品的导热系数(500 ℃ 时)或等效导热系数、密度和比热容等参数。防火板的等效导热系数可按附录A 的规定测定。

条文说明
4.3 防火板
4.4.1 、4.4.2 根据密度可将防火板分为低密度防火板、中密度防火板和高密度防火板;根据使用厚度可将防火板分为防火薄板和防火厚板二大类,见表9 。常用防火板的主要技术性能参数见表10。
表9 防火板分类及性能特点
防火板分类及性能特点
表10 常用防火板主要技术性能参数
常用防火板主要技术性能参数
防火薄板使用厚度大多在6~15mm之间,密度在800~1800 kg/m3之间,主要用作轻钢龙骨隔墙的面板、吊顶板,以及钢梁、钢柱经非膨胀型防火涂料涂覆后的装饰面板。这类板包括各种短纤维增强的水泥压力板、纤维增强普通硅酸钙防火板以及各种玻璃布增强的无机板(俗称无机玻璃钢、玻镁平板等)。
防火厚板的特点是密度小、导热系数低、耐高温(使用温度可达1000℃ 以上),其使用厚度可按耐火极限需要确定,大致在10~50mm之间。由于本身具有优良耐火隔热性,可直接用于钢结构防火,提高结构耐火极限。
防火厚板主要有硅酸钙防火板和膨胀蛭石防火板两种。防火厚板在美、英、日等国钢结构防火工程中已大量应用,例如,日本钢结构防火工程中仅硅酸钙防火板已占防火材料总量10%左右。但在我国这两种板的生产和应用仅处于起步阶段。以前国内使用的硅酸钙防火板均为国外产品。近几年国内山东莱州明发隔热材料有限公司的GF 板,属同一类型的硅酸钙防火板,已正式投产。国内膨胀型蛭石防火板早在20 世纪80 年代就有生产,但由于规格太小,未在钢结构防火工程中应用。近几年,香港奥依特控股公司先后在沈阳、上海等地投资建厂,已生产出大幅面蛭石防火板(2400×1200×1~6mm)。
防火厚板表面光滑平整、耐火性能优良,用它作防火材料不需再用防火涂料,可以完全干作业,估计将会和防火涂料一样在国内逐步发展起来。

4.5 其他防火隔热材料


4.5.1 钢结构也可采用粘土砖、C20 混凝土或金属网抹M5 砂浆等其他隔热材料作为防火保护层。
4.5.2 当采用其他防火隔热材料作为钢结构的防火保护层时,生产厂除应提供强度和耐候性参数外,尚应提供导热系数(500 ℃ 时)或等效导热系数、密度和比热容等参数。其他防火隔热材料的等效导热系数可参照附录A 的规定测定。

条文说明
4.5 其他防火隔热材料
4.5.1、4.5.2 除防火涂料和防火板外,其他防火隔热材料可分为两类,一类为密度较大的硬质板块状材料,另一类为密度较小柔性毡状材料。这些防火隔热材料的分类,依据可见表11的规定,其主要技术性能参数可按表12采用。
表11 其他防火隔热材料分类
其他防火隔热材料分类
表12 其他防火隔热材料主要技术性能参数
其他防火隔热材料主要技术性能参数
续表 12
其他防火隔热材料主要技术性能参数

5 抗火设计基本规定


5.1 抗火极限状态设计要求


5.1.1 当满足下列条件之一时,应视为钢结构构件达到抗火承载能力极限状态:
1 轴心受力构件截面屈服。
2 受弯构件产生足够的塑性铰而形成可变机构。
3 构件整体丧失稳定。
4 构件达到不适于继续承载的变形。
5.1.2 当满足下列条件之一时,应视为钢结构整体达到抗火承载能力极限状态:
1 结构产生足够的塑性铰形成可变机构。
2 结构整体丧失稳定。
5.1.3 钢结构的抗火设计应满足下列要求之一:
1 在规定的结构耐火极限时间内,结构或构件的承载力Rd 不应小于各种作用所产生的组合效应Sm,即:
Rd≥Sm (5.1.3-1)
2 在各种荷载效应组合下,结构或构件的耐火时间td 不应小于规定的结构或构件的耐火极限tm, 即:
td≥tm ( 5.1.3-2)
3 结构或构件的临界温度Td不应低于在耐火极限时间内结构或构件的最高温度Tm ,即:
Td≥Tm (5.1.3-3)

条文说明
5.1 抗火极限状态设计要求
5.1.1 、5.1.2 火灾下结构的功能与正常条件下结构的功能是一致的,均为安全地承受可能的荷载和作用。因此,钢结构抗火承载力极限状态与正常条件下的承载能力极限状态相同,即达到这些极限状态结构就会破坏(或倒塌)而不能继续承载。
5.1.3 火灾下随着结构温度的升高,材料强度下降,结构承载力也下降。当结构承载力Rd降至与各种作用组合效应Sm相等时,结构达到承载能力极限状态。结构从受火到达到承载能力极限状态所需的时间为结构耐火时间;结构达到承载能力极限状态时的温度称为临界温度。本条所列钢结构抗火设计的三个要求是等价的,满足其中一个要求即可保证结构未达抗火承载能力极限状态而能继续安全承载。

5.2 一般规定


5.2.1 在一般情况下,可仅对结构的各种构件进行抗火计算,使其满足构件抗火设计的要求。
5.2.2 当进行结构某一构件的抗火验算时,可仅考虑该构件的受火升温。
5.2.3 有条件时,可对结构整体进行抗火计算,使其满足结构抗火设计的要求。此时,应进行各构件的抗火验算。
5.2.4 进行结构整体抗火验算时,应考虑可能的最不利火灾状况。
5.2.5 对于跨度大于80m 或高度大于100m 的建筑结构和特别重要的建筑结构,宜对结构整体进行抗火验算,按最不利的情况进行抗火设计。
5.2.6 对第5.2.5 条规定以外的结构,当构件的约束较大时,如在荷载效应组合中不考虑温度作用,则其防火保护层设计厚度应按计算厚度增加30%。
5.2.7 连接节点的防火保护层厚度不得小于被连接构件防火保护层厚度的较大值。

条文说明
5.2 一般规定
传统的抗火设计是基于构件标准耐火试验进行的。实际上,将构件从结构中孤立出来,施加一定的荷载,然后按一定的升温曲线加温,并测定构件耐火时间的方法,存在很多问题。首先,构件在结构中的受力很难通过试验模拟,实际构件受力各不相同,试验难以概全,而受力的大小对构件耐火时间的影响较大,其次,构件在结构中的端部约束在试验中难以模拟,而端部约束也是影响构件耐火时间的重要因素;再次,构件受火在结构中会产生温度应力,而这一影响在构件试验中也难以准确反映.正是注意到试验的上述缺陷,结构抗火设计方法已开始从基于试验的传统方法转为基于计算的现代方法。
5.2.1、5.2.2 建筑中火灾发生的位置有很大的随机性,如考虑各种可能的火灾位置进行结构抗火设计,计算工作量会较大。研究表明,进行结构某一构件抗火验算时,可仅考虑该构件受火升温,这样的计算结果一般是偏于保守的。
5.2.3~5.2.5 研究结果和对火灾现场的调查表明,在火灾下整体结构中的构件会产生复杂的相互作用,荷载的分配方式和传递路径也会有所改变,这将大大影响整体结构的抗火性能,所以采用常温下分析得到的构件内力进行抗火验算就不甚合理。因此,本规范规定,对于一些特别重要的或比较特殊的以及有条件的结构要进行整体抗火验算。
5.2.6 当构件受到相邻构件的约束较大时,在火灾时随着温度的升高,构件内部将产生很大的温度内黝力,从而使构件的耐火时间缩短。由于计算结构中构件的温度内力有时比较复杂,故在计算中若不考虑温度内力,可按本条的规定定性地考虑温度内力的影响。

6 温度作用及其效应组合


6.1 室内火灾空气升温


6.1.1 一般工业与民用建筑的室内火灾空气温度可按下式计算:
一般工业与民用建筑的室内火灾空气温度可按下式计算
式中 Tg(t)——对应于t时的室内平均空气温度(℃);
Tg(0)——火灾发生前的室内平均空气温度,取20℃;
t——升温时间(min)。
6.1.2 当能准确确定建筑室内有关参数时,可按附录B 方法计算室内火灾的空气温度。也可按其他轰燃后的火灾模型计算室内火灾的空气温度。
6.1.3 实际的室内火灾升温在任意时刻对结构的影响,可等效为标准火灾升温在等效曝火时刻对结构的影响。本规范以钢构件温度相等为等效原则。当采用附录B 方法计算室内火灾的空气温度时,等效曝火时间te可按下式计算:
等效曝火时间te可按下式计算
式中 te——等效爆火时间(min);
η——开口因子(m1/2);
qT——设计火灾荷载密度(MJ/m2),按附录C计算;
AW——按门窗尺寸计算的房间面积(㎡);
h——房间门窗口高度(m);
AT——包括门窗在内的房间六壁面积之和(㎡)。

条文说明
6.1 室内火灾空气升温
6.1.1 本规范采用的标准升温曲线为国家标准《 建筑构件耐火试验方法》 (GB/T 9978-1999 )规定的升温曲线,也是国际标准ISO 834 推荐的升温曲线。
6.1.2 标准升温曲线并不一定与实际火灾的升温曲线相同。一次火灾的全过程通常分为初起阶段、全面发展阶段和衰减熄灭阶段。一般来说,火灾的初起阶段不会对建筑结构造成实质性破坏。火灾经过初起阶段一定时间后,房间顶棚下充满烟气,在一定条件下会导致室内绝大部分可燃物起火燃烧,这种现象称为轰燃。轰燃持续时间很短,随后火灾即进人全面发展阶段。轰燃后的火灾对建筑结构会造成不同程度的损伤。研究表明,轰燃后室内温度时间曲线与可燃物种类、数量、分布、房间通风条件和壁面材料的热物理性能等多个因素有关.以轰燃后房间的平均温度-时间关系作为构件的升温曲线进行抗火设计,可以更准确地反映火灾对结构的影响。
附录B 依据轰燃后房间的热平衡方程计算房间的平均温度。选取影响火灾温度的最重要的两个参数火灾荷载与开口因子作为变量,壁面材料的热工参数取用加气混凝土与普通混凝土的平均值。对一般建筑物来说,这是偏于安全的。理论分析表明,轰燃30min 以后,壁面材料的热工参数对房间的热平衡影响不大。
附录B 的适用条件为:(1)可燃物主要为一般可燃物,如木材、纸张、棉花、布匹、衣物等,可混有少量塑料或合成材料;(2)火灾房间可燃物大致均匀分布;(3)火焰高度可达到房间顶棚。
6.1.3 不同的开口因子和火灾荷载,具有不同的温度一时间曲线。如果直接以附录A 计算曲线作为升温条件计算构件保护层厚度,由于失火房间开口因子和火灾荷载的多变性,只能采用计算机数值解法而不能得到统一的计算公式。使用等效曝火时间te可把千变万化的火灾时保护层厚度的计算统一到标准升温条件下进行计算,同时也考虑了火灾的实际情况。
当房间内可燃物耗尽时,温度必然下降,所以温度一时间曲线上有一个温度峰值。置于火灾房间内受到保护材料保护的钢构件也必然有一个温度峰值。令这个构件的温度峰值等于构件的临界温度几,解方程(6.3.1 )即可得对应的综合传热系数B 。按这个B 值设计构件保护层厚度;火灾时构件温度最高只能达到给定的临界温度几。如果对两个同样的构件,同样的保护材料及厚度(B 值相等),第一个构件用实际温度曲线升温,第二个构件用标准升温曲线升温,令第二个构件的温度等于第一个构件的最高温度,在标准升温条件下必然有一个特定的升温持续时刻与之对应,该特定持续时间即为等效曝火时间te计算过程如图1 所示。
等效爆火时间计算示意
图1 等效爆火时间计算示意
 式(6.1.3-1)是按上述方法计算结果回归而得,平均相对误差为1.8% .
 式(6.1.3-2)中系数0.53 的取值:在式6.1.3 中,Aw 是指火灾轰燃后实际通风的面积,h 指实际通风面积的高度。假定火灾轰燃后玻璃窗破碎,实际通风面积为窗洞面积的0.6 倍,按正方形考虑,其通风面积的高度为0.78 倍的窗洞高度,
详细内容见屈立军的论文“The fire resistancer requirements derived frome engineering calculation for porformanc e-based fire design of stecl structures ”( Progress in safety science and technology , VoI 1V , 2004 : p1235 )。
附录C 参考了瑞典、加拿大、日本等国规范和欧洲规范(EN 1991-1-2 : 2002 )的火灾荷载取值。

6.2 高大空间火灾空气升温


6.2.1 本规范中,高大空问是指高度不小于6m 、独立空间地(楼)面面积不小于500㎡
的建筑空间。
6.2.2 高大空间建筑火灾中的空气升温过程可按下式确定:
高大空间建筑火灾中的空气升温过程确定
式中 T(x,z,t) ——对应于t时刻,与火源中心水平距离为x(m)、与地面垂直距离为z(m)处的空气温度(℃);
Tg(0)——火灾发生前高达空间内平均空气温度,取20℃;
Tz——火源中心距地面垂直距离为z(m)处的高空气温(℃),按附录D确定;
β——根据火源功率和火灾增长类型,按附录D确定;
b——火源形状中心至火源最外边缘的距离(m);
η——与火源中心水平距离为x(m)的温度衰减系数(无量纲),按附录D确定,当x<b时,η=1;
μ——系数,按附录D确定。
6.2.3 火源功率设计值Qs 应根据建筑物实际可然物的情况,选取一合理数值。根据火源功率设计值Qs 可按表6.2.3 确定火灾功率类型。
表6.2.3 火源功率类型
火源功率类型
6.2.4 火灾增长类型可根据可燃物类型按表6.2.4确定。
表6.2.4 火灾增长类型
火灾增长类型

条文说明
6.2 高大空间火灾空气升温
6.2.1 高大空间内火灾与一般室内火灾的根本差别是,一般室内火灾会产生室内可燃物全部燃烧的轰燃现象,室内温度会快速上升;而高大空间内由于空间大,难以产生轰燃,因而室内温度的上升不是十分迅速,烟气的最高温度也可能不是很高。然而,多大的空间就不会产生轰燃与很多因素有关,本条给出的高大空间的下限值是偏于保守的。
6.2.2 本条给出的高大空间火灾中的空气升温计算公式,是采用场模型进行大量参数分析统计得出的,详见李国强、杜咏的论文“实用大空间建筑火灾空气升温经验公式”(消防科学与技术,vo124 , No3 , 2005 )。式中有关参数的物理意义见图2 。
大空间火灾示意
图2 大空间火灾示意
6.2.3、6.2.4 火源功率设计值Q s是影响高大空间火灾空气升温的一个重要参数,一般情况下应根据建筑物的实际情况确定。当难以确定时,可参考表13 选取,或按式(1)计算。
表13 火源功率设计值
火源功率设计值
注:设有快速响应喷头场所的热释放率可按本表的60%取用。
Qs=Q·A
式中 A―可能的火源面积(㎡)
Q―单位面积热释放率,可按建筑类型由表14确定。
表14 单位面积热释放率
 单位面积热释放率

6.3 钢构件升温计算


6.3.1 火灾下钢构件的升温可按下列增量法计算,其初始温度取20 ℃ :
火灾下钢构件的升温增量法计算
式中 △t——时间增量(s),不宜超过30s;
Ts——钢结构温度( ℃);
Tg——火灾下钢结构周围 空气温度( ℃);
B——钢结构单位长度中和传热系数[W/(m3· ℃)],按第6.3.2条计算;
Cs——钢材比热容,按表4.1.1取值;
ρs——钢材密度,按表4.1.1取值。
6.3.2 钢构件单位长度中和传热系数B可按下列公式计算:
1 构件无防火保护层时
构件无防火保护层时钢构件单位长度中和传热系数计算
式中 F——构件单位长度的受火表面积(㎡/m);
V——构件单位长度的体积(m3/m);
ac——对流传热系数,取25[W/(㎡· ℃)];
ar——辐射传热系数[W/(㎡· ℃)]。
2 构件有非膨胀型保护层时
构件有保护层时钢构件单位长度中和传热系数计算
式中 Ci——保护材料的比热容[J/(kg· ℃)];
ρi——保护材料的密度(kg/m3);
di——保护层厚度(m);
λi——保护材料500 ℃时的导热系数或等效导热系数W/(m3· ℃)]
Fi——构件单位长度防火保护材料的内表面积(㎡/m)。
各类构件的Fi/ V值可按附录E采用。
6.3.3 有非膨胀型防火保护层的构件,当构件温度不超过600 ℃ 时,在标准火灾升温条件下其内部温度可按下式近似计算:
标准火灾升温条件下其内部温度近似计算
式中 Tg(0)——火灾前的初始温度,取20 ℃;
t——火灾升温时间(s),当为非标准火灾升温时,用第6.1.3条确定的等效爆火时间te代替。
有膨胀型防水保护层的构件,在标准火灾升温条件下,其内部温度应按附录I 规定的方法确定。
6.3.4 在标准火灾升温条件下,无防火保护层的钢构件和采用不同参数防火被覆构件的升温也可按附录F 查表确定。
6.3.5 当钢构件的防火被覆中含有水分时,宜考虑钢构件的升温延迟现象。此时钢构件的内部温度可按下式计算:
钢构件的内部温度计算
其中
式中 tv——延迟时间(s);
T′——构件温度达到100 oC所需的时间(s);
p——保护层中含水分的质量百分百比(0/0);
T′s(t) ——考虑延迟现象的影响时,构件在t时刻的内部温度;
Ts(t) ——不考虑延迟此案向的影响时,构件在t时刻的内部温度,按第6.3.1、6.3.3或6.3.4条确定。
当有实测数据时,延迟时间tv可采用实测值。
当采用由附录A 确定的防火被覆的等效导热系数计算钢构件的升温时,无需考虑防火被覆中水分引起的延迟时间。


条文说明
6.3 钢构件升温计算
6.3.1 式(6.3.1)是以单位长度钢构件为计算对象,同时假定:
(1)保护材料外表面的温度等于构件周围空气的温度;(2)由外部传人的热量全部消耗于提高构件和保护材料的温度,不计其他热损失;(3)钢构件截面温度均匀分布,保护层厚度内温度线性分布.
由传热学有:在微小时间增量△t 内,通过保护材料传人构件单位长度内的总热量为:
保护材料传人构件单位长度内的总热量为
在△t内,构件环境温度上升为△Tg ,单位长度构件吸热为:
单位长度构件吸热
保护材料吸热为:
保护材料吸热为
令 △Q=△Q1+△Q2
经整理,并忽略次要项,即得式(6.3.1)。
当梁上部支承钢筋混凝土板,或柱部分靠墙时,式(6.3.1)偏于安全。当构件的截面系数Fi/V<10m-1时,式(6.3.1)不再适用。利用式(6.3.1) 计算钢构件温度时,△t不应超过30s以免误差过大。
6.3.2 裸露钢构件的温度计算应考虑构件的表面热阻,即构件表面温度小于周围气体温度,所以引人对流和辐射传热系数。对流传热系数ac、辐射传热系数ar系根据EN 1991-1-2:2002 取值。
当构件有非膨胀型防火被覆时,B 的精确表达式为:
当构件有非膨胀型防火被覆时B 的精确表达式
但一般情况下,(αc+αr) >> λi/di,故式(6.3.2-3)的简化是可以接受的。
6.3.3 该公式是根据第6.3.1的结果拟合得到的。
6.3.5 由于高温下水分蒸发吸热,含水的防火保护层会延迟火灾下钢构件的升温,见图3 。防火保护层内含水率的大小与保护层材料的特性、环境湿度等因素有关,表15 为部分防火隔热材料的平衡含水率,供设计人员在缺乏具体数据时参考。
火灾下有湿性保护层钢材构件升温的延迟时间
图3 火灾下有湿性保护层钢材构件升温的延迟时间
表15 部分防火隔热材料的平衡含水率
部分防火隔热材料的平衡含水率

6.4 结构内力分析


6.4.1 在进行钢结构抗火计算时,应考虑温度内力和变形的影响。
6.4.2 计算钢结构中某一构件受火升温的温度内力和变形时,可将受火构件的温度效应等效为杆端作用力(图6.4.2 ) ,并将该作用力作用在与该杆端对应的结构节点上,然后按常温下的分析方法进行结构分析,得到该构件升温对结构产生的温度内力和变形。其中,受火构件的温度内力可按下式确定:
受火构件的温度内力确定
式中受火构件的温度内力确定
NT——受火构件的轴向温度内力(压力);
MTi——受火构件的杆端温度弯矩(方向与图6.4.2b所示Mte方向相反);
Nf——按等效作用力分析得到的受火构件的轴力(受拉为正)
Mfi——按等效作用力分析得到的受火厚茧的杆端弯矩(方向与图6.4.2b所示MTe方向一致为正);
T1、T2, ——受火构件两侧或上下翼缘的温度,对于有防火保护层的钢构件取T1=T2;
T0——受火前构件的温度;
ET——温度为(T1+T2)/2时钢材的弹性模量;
A——受火构件的截面积;
I——受火构件的界面惯性矩;
h——受火构件的界面高度。
结构温度效应等效为杆端作用力
图6.4.2 结构温度效应等效为杆端作用力
6.4.3 计算框架柱的温度内力时,如仅考虑该柱升温(相邻柱不升温),则该柱的温度内力可根据计算结果折减30%。
6.4.4 钢结构构件抗火验算时,受火构件在外荷载作用下的内力,可采用常温下相同荷载所产生的内力乘以折减系数0.9 。

条文说明
6.4 结构内力分析
6.4.1~6.4.3 当结构构件温度分布以及高温材料模型可以确定时,宜采用结构分析的方法计算火灾下结构的内力和变形。高温下的结构分析方法和常温下的结构分析方法相同,只是高温分析中必须考虑材料本构关系的不断改变。
由于火灾一般只发生并局限于建筑物的局部,因此也可以采用子结构分析模型计算火灾下局部结构的内力和变形。子结构包括火灾区域结构部分并适当延伸,其边界条件(包括边界上的作用力)由常温下的结构分析得出并假定在火燃烧过程中保持不变。
进行构件抗火设计时,构件上的内力可由火灾下整体结构分析方法或子结构分析方法得到。
6.4.4 当不进行火灾下整体结构分析或子结构分析时,火灾区域构件由外荷载产生的内力可以按照常温下结构分析的结果进行折减(考虑受火构件弹性模量降低),拆减系数取0.9 一般偏于保守。非火灾区域构件的内力假定和常温下相同。

6.5 作用效应组合


6.5.1 钢结构抗火验算时,可按偶然设计状况的作用效应组合,采用下列较不利的设计表达式:
钢结构抗火验算


条文说明
6.5 作用效应组合
6.5.1 考虑到火灾属于小概率的偶然事件,因此,在进行作用效应组合时,应取火灾发生时恒荷载、楼面或屋面活荷载和风荷载最可能出现的值。
本条采用了现行国家标准《 工程结构可靠度设计统一标准》 GB 50153 规定的偶然设计状况作用效应组合设计表达式(源自欧洲规范EN 1990 : 2002 )。其中:
1 按国家标准《 建筑结构可靠度设计统一标准》 GB 5068 一2001 第7.0.1 条的规定,偶然作用的代表值TK不乘以分项系数。
2 与偶然作用同时出现的可变作用,根据观察资料和工程经验采用适当的代表值。
 具体而言,根据EN 1900:2002 的规定,楼面或屋面活荷载Q ,采用其频遇值ψfQK或准永久值 ψqQK,其中,频遇值系数咖和准永久值系数人均按现行国家标准《 建筑结构荷载规范》GB 50009采用;风荷载采用其频遇值 ψf WK,且取 ψf=0.4。

7 钢结构抗火验算


7.1 抗火设计步骤


7.1.1 钢结构构件抗火设计可采用第7.1.2 或7.1.3 条规定的步骤进行。
7.1.2 钢结构构件抗火设计方法一的步骤为:
1 按第6.5.1 条进行荷载效应组合。
2 根据构件和荷载类型,按第7.4 和7.5 节有关条文,确定构件的临界温度Td。
3 当保护材料为膨胀型时,保护层厚度可按试验方法确定。当保护材料为非膨胀时,可按下述方法计算所需防火被覆厚度:
1)由给定的临界温度Td、耐火极限(标准升温时间t或等效曝火时间te),按附录G查表确定构件单位长度综合传热系数B。
2)由下式计算保护层厚度:
计算保护层厚度
3)当k≤0.01或不便确定时,可编于安全地按下式计算保护层厚度:
当k≤0.01或不便确定时按下式计算保护层厚度
4)当防火保护材料的平衡含水率P较大(延迟时间大于5min),可先按式(7.1.2-1)求出初定厚度d′I,然后按下式估计延迟时间:
按下式估计延迟时间
以(t--tv)代表t 重新按附录G 查表确定构件单位长度综合传热系数B 值,再根据式(7.1.2-1 )求得最后厚度。
如果防火保护材料的等效导热系数根据附录A 确定,则无需考虑防火被覆中水分引起的延迟时间。
以上各式中符号意义同第6.3 节。
7.1.3 钢结构构件抗火设计方法二的步骤为:
1 设定一定的防火被覆厚度。
2 按第6.3 节有关条文计算构件在要求的耐火极限下的内部温度。
3 按第4.1 节有关条文确定高温下钢材的参数,按第6.4 节有关条文计算结构构件在外荷载和温度作用下的内力。
4 按第5.2 节规定进行结构分析(含温度效应分析),并按第6.5 节进行荷载效应组合。
5 根据构件和受载的类型,按第7.2 和7.3 节有关条文进行构件耐火承载力极限状态验算。
6 当设定的防火被覆厚度不合适时(过小或过大),可调整防火被覆厚度,重复上述1~5 步聚。
7.1.4 钢结构整体的抗火验算可按下列步骤进行:
1 设定结构所有构件一定的防火被覆厚度。
2 确定一定的火灾场景。
3 进行火灾温度场分析及结构构件内部温度分析。
4 在第6.5.1 条规定的荷载作用下,分析结构是否满足第5.1.3 条的要求。
5 当设定的结构防火被覆厚度不合适时(过小或过大),调整防火被覆厚度,重复上述 1~4 步骤。

条文说明
7.1 抗火设计步骤
7.1.1 本节推荐了两种钢结构构件抗火设计方法,这两种方法实质上是等效的。方法一(7.1.2)实质上是按第5.1.3 条第三款的设计要求进行钢结构抗火设计,方法二(7.1.3)实质上是按第5.1.3 条第一款的设计要求进行钢结构杭火设计。在工程应用中,方法一比方法二简单,但方法一难以反映温度内力对钢构件临界温度的影响(需反复迭代)。因此,当钢构件在火灾中的温度内力占荷载组合效应的比例较小可近似忽略时,宜采用方法一进行抗火设计,较为简便;而当构件中温度内力占荷载组合效应的比例较大时,宜采用方法二进行抗火设计,较为直观。
7.1.2 在方法一中按式(6.3.1)计算钢构件温度时,必须使用计算机。为方便使用,对式(6.3.1) 进行计算机迭代计算,将计算结果列表于附录G ,设计中可直接查用。当根据临界温度和耐火时间要求查附录G 得出综合传热系数B 后,从式(6.3.2-3)解出保护层厚度di 即得式(7.1.2-1) .由于目前防火材料厂家未提供保护材料的ci和ρi,式(7.1.2-1) 中k 值往往不便确定。当k 值不便确定,或保护材料的吸热能力较小(ci和 ρi较小)时,可忽略其影响(偏于安全),令
即得式(7.1.2-2)。
当所选保护材料含有较大水分时,温度上升到100 ℃ 水分蒸发,吸收的热量大部分用于蒸发水分,而保护材料的温度基本不升高。当水分蒸发完后,保护材料温度重新上升。此后,升温曲线与干材料相似,但需看滞后时间tv。滞后时间tv 即水分蒸发所占用的时间,根据ECCS 试验结果给出式(7.1.2-3)。详细内容请参见屈立军等著《 建筑结构耐火设计》 (中国建材工业出版社,1995 年).
7.1.3、7.1.4 实质上是按5.1.3 条第一款的设计要求进行钢结构构件和钢结构整体抗火设计。

7.2 基本钢构件的抗火承载力验算


7.2.1 高温下,轴心受拉钢构件或轴心受压钢构件的强度应按下式验算:
轴心受拉钢构件或轴心受压钢构件的强度验算
式中 N——火灾下构件的轴向拉力或轴向压力设计值;
An——构件的净截面面积;
ηT——高温下钢材的强度折减系数;
γR——钢构件的抗力分项系数,近似取γR=1.1;
f——常温下钢材的强度设计值。
7.2.2 高温下,轴心受压钢构件的稳定性应按下式验算;
轴心受压钢构件的稳定性验算
式中 N——火灾时构件的轴向压力设计值;
A——构件的毛截面面积;
φT——高温下轴心受压钢构件的稳定系数;
ac——高温下轴心受压钢构件的稳定验算参数;对于普通结构钢构件,根据构件长细比和构件温度按表7.2.2-1确定,对于耐火钢构件,按表7.2.2-2确定;
φ——常温下轴心受压钢构件的稳定系数,按现行国家标准《刚结构设计规范》GB50017确定。
表7.2.2-1 高温下轴心受压普通结构钢构件的稳定验算参数ac
高温下轴心受压普通结构钢构件的稳定验算参数at
注:温度在500C及以下时ac取1.0,其他温度ac按线性插值确定。
表7.2.2-2 高温下轴心受压耐火钢构件的稳定验算参数ac
高温下轴心受压耐火钢构件的稳定验算参数ac
注:温度在500℃及以下时ac取1.0,其他温度ac按线性插值确定。
7.2.3 高温下,单轴受弯钢构件的强度按下式验算:
单轴受弯钢构件的强度验算
式中 M——火灾时最不利截面处的弯矩设计值;
Wn——最不利截面的净面模量;
γ——截面塑性发展系数,对于工字型截面γx=1.05、γy=1.2,对于箱型截面γx=γy=1.05,对于圆钢管截面γx=γy=1.15。
7.2.4 高温下,单轴受弯钢构件的稳定性应按下式验算:
单轴受弯钢构件的强度验算
式中 M——火灾时构件的最大弯矩设计值;
W——按受压纤维确定的构件毛截面模量;
φ′bT——高温下受弯钢构件的稳定系数;
φb——常温下受弯钢构件的稳定系数(基于弹性阶段),按现行国家标准《钢结构设计规范》 GB50017有关规定计算,但当所计算的φb>0.6时,φb不作修正;
ab——高温下受弯钢构件的稳定验算参数,按表7.2.4-1、表7.2.4-2确定。
表7.2.4-1 高温下受弯普通结构钢构件的稳定验算采纳数ab
高温下受弯普通结构钢构件的稳定验算采纳数ab
表7.2.4-2 高温下受弯耐火钢构件的稳定验算参数ab
高温下受弯普通结构钢构件的稳定验算采纳数ab
7.2.5 高温下,拉弯或压弯钢构件的强度应按下式验算:
拉弯或压弯钢构件的强度验算
式中 N——火灾时构件的轴力设计值;
Mx、My——火灾时最不利截面处的弯矩设计值,分别对应强轴x轴和弱轴y轴;
An——最不利截面的净截面面积;
Wnx、Wny——分别为对强轴x轴和弱轴y轴的净截面模量;
γx、γy——分别为绕强轴弯曲和绕弱轴弯曲的截面塑料发展系数,对于工字型截面γx=1.05、γy=1.2;对于箱型截面rx=ry=1.05;对于圆形钢管截面γx=γy=1.15。
7.2.6 高温下,压弯钢构件的稳定性应按下式验算:
1 绕强轴x轴弯曲:
绕弱轴x轴弯曲
2 绕弱轴y轴弯曲:
绕弱轴y轴弯曲
式中 N——火灾时构件的轴向压力设计值;
Mx、My——分别为火灾时所计算构件段范围内对强轴(x)和弱轴(y)的最大弯矩设计值;
A——构件的毛截面面积;
Wx、Wy——分别为对强轴和弱轴的毛截面模量;
N′ExT、N′EyT——分别为高温下绕强轴弯曲和绕弱轴弯曲的参数;
γx、γy——分别为对强轴和弱轴的长细比;
φxT、φyT——高温下轴心受压钢构件的稳定系数,分别对应于强轴失稳和弱轴失稳,按式(7.2.2-2)计算;
φ′bxT、φ′byT——高温下均匀弯曲受弯钢构件的稳定系数,分别对应于强轴失稳和弱轴失稳,按式(7.2.4.2)计算;
γx、γy ——分别为绕强轴弯曲和绕弱轴弯曲的截面塑性发展系数,对于工字型截面γx=1.05、γy=1.2,对于箱型截面γx=γy=1.05,对于圆钢截面γx=γy=1.15;
η——截面影响系数,对于闭口截面η=0.7,对于其他界面η=1.0;
βmx、βmy——弯矩作用平面内的等效弯矩系数,按现行国家标准《刚结构设计规范》GB50017确定;
βtx、βty——弯矩作用平面内的等效弯矩系数,按现行国家标准《刚结构设计规范》GB50017确定;

条文说明
7.2 基本钢构件的抗火承载力验算

7.2.1~7.2.6 本规范中各种钢构件抗火验算公式的推导采用与常温下现行钢结构规范中相应验算公式相同的原理,但在材料强度弹性模量和稳定系数等方面考虑了温度的影响。给出的构件抗火验算公式与常温下相应验算公式形成一致,便于设计人员掌握与应用。具体推导过程可以参考李国强等的论著:“高温下轴心受压钢构件的极限承载力”(建筑结构,1993 年第9 期)、“钢梁抗火计算与设计的实用方法”(工业建筑,1994 年第7 期)、“钢柱抗火计算与设计的实用方法”(工业建筑,1995 年第2 期),《 钢结构抗火计算与设计》 (中国建筑工业出版社,1999 年)。考虑到火灾为偶然作用,在进行钢构件抗火承载力验算时,可采用屈服强度计算构件承载力。

7.3 钢框架梁、柱的抗火承载力验算


7.3.1 火灾时,按图7.3.1所以钢框架柱的承载能力极限状态,
应按下式验算其高温承载力:
验算其高温承载力
式中 N——火灾时框架柱所受的轴力设计值,应考虑温度内力的影响;
A——框架柱的毛截面面积;
rr——高温下轴心受压钢构件的稳定系数,按式(7.2.2-2)计算,其中框架柱计算长度取构件高度。
梁升温使柱端屈服
图7.3.1 梁升温使柱端屈服

7.3.2 火灾时,按图7.3.2所示钢框架承载力极限状态,应按下式验算高温承载力:
验算高温承载力
式中 Mq——梁上荷载产生的最大弯矩设计值,不考虑温度内力;当梁承受的荷载为非均布荷载时,可按简支梁跨间最大弯矩等效的原则,将其等效为均部荷载;
q——火灾时梁承受的均布荷载设计值;
l——梁的跨度;
Bn——与梁端部连接有关的参数,当梁两端铰接时,Bn=1,当梁两端刚接时Bn=0.5;
MpT——高温下梁截面的塑性弯曲;
Wp——梁截面的苏醒截面模量。
框架梁的极限状态
图7.3.2 框架梁的极限状态

条文说明
7.3 钢框架梁、柱的抗火承载力验算
7.3.1 一般框架柱受火时,相邻框架梁也会受影响而升温膨胀使框架柱受弯。分析表明,框架柱很可能因框架梁的受火温度效应而受弯屈服。为便于框架柱抗火设计,可偏于保守地假设柱端屈服(参见图7.3.1) ,而验算火灾下框架柱平面内和平面外整体稳定。注意到柱两端屈服,且弯曲曲率相反,同时忽略框架柱另一方向弯矩的影响,验算式(7.2.6 -1)、( 7.2.6-2)分别近似为:
平面内稳定 平面内稳定
平面外稳定 平面内稳定
由于框架柱的长细比一般较小,而两端反方向弯矩条件下βm和βt。的平均值约为0.23 ,加上考虑所忽略的框架柱另一方向弯矩的影响,则式(2 )、(3 ) 左端的第二项可近似取为0.3γR?Tf,框架柱的抗火验算可仅按式(7.3.1)进行。需注意,应分别针对框架柱的两个主轴方向,按式(7.3.1)进行验算。
7.3.2 框架梁上一般有楼板或其他支撑,可防止梁的整体失稳。而且试验和理论研究均发现,对于两端有一定轴向约束的框架梁,在火灾高温下,梁的轴力首先为压力,但随着梁挠曲变形的增大,由于悬链线效应,梁中轴压力将逐渐减少,直至为零,再变为拉力。随着轴向拉力的发展,梁仍然能再承受较高些的温度才会发生强度破坏(见图4 )。因此,框架梁抗火设计时,可偏于安全地取梁中温度轴力为零时的状态进行抗火承载力验算。
 两端约束钢梁轴力随温度的变化
图4 两端约束钢梁轴力随温度的变化
关于约束钢梁悬链线效应的研究,可参见论文:① T . C . H . Liu 等,“Experimental investigation ofbehabiour of axially restrained steel bearns in fire ”. Journal of constructional steel research.2002 . 58 ; pl211-1230 .② Yin Y . Z ,Wang . Y . C , “ Analysis of catenary action In steel beams using a simplified hand calcul-tion method , Partl : theory and valida - tion for uniform temperature distrbution " Journal of constructional steel resarch , 2005 . 61 : pl88-211 . ③ 郭士雄、李国强“火灾下约束钢梁的受力性能及抗火设计方法”建筑结构,35 ( 12 ) , 2005 : p59-61 。

7.4 基本钢构件的临界温度


7.4.1 轴心受拉钢构件根据其截面强度荷载比R,可按表7.4.1-1、表7.4.1-2确定构件的临界温度Td。其中,R可按下式计算:
R可按下式计算
式中 N——火灾时构件的轴向拉力设计值;
An——构件的净截面面积;
f——常温下钢材的强度设计值。
表7.4.1-1 普通结构钢构件根据截面强度荷载比R确定的临界温度Td(℃)
普通结构钢构件根据截面强度荷载比R确定的临界温度Td(℃)
表7.4.1-2 耐火构件根据截面强度荷载比R确定的临界温度Td(℃)
耐火构件根据截面强度荷载比R确定的临界温度Td(℃)
7.4.2 轴心受压钢构件定的临界温度Td可取以下两个临界温度Td′、Td′′中较小者:
1 临界温度Td
根据截面强度荷载比R,可按表7.4.1-1、表7.4.1-2确定Td′。其中,R可按下式计算:
临界温度Td′
式中 N——火灾时构件所受的轴压力。
2 临界温度T′′d 根据构件稳定荷载比R′以及构建长细比λ,可按表7.4.2-1、表7.4.2-2确定T′′d。其中,R′可按下式计算:
 临界温度T'd′
式中 A——构件的毛截面面积;
φ——常温下轴心受压构件的稳定系数。
表7.4.2-1 轴心受压普通结构钢构件根据构件稳定荷载比R′
确定的临界温度T′′d(℃)
轴心受压普通结构钢构件根据构件稳定荷载比R′
表7.4.2-2 轴心受压耐火钢构件根据构件稳定荷载比R′
确定的临界温度T′′d(℃)
临界温度
7.4.3 单轴受弯钢构件的临界温度Td可取以下两个临界温度 T′d、T′′d中的较小者:
1 临界温度T′d
根据截面强度荷载比R,可按表7.4.1-1、表7.4.1-2确定T′d。其中可按下式计算:
临界温度T′d
式中 M——火灾时最不利截面处的弯矩设计值;
Wn——最不利截面的净截面模量;
r——截面塑性发展系数。
2 临界温度T′′d
根据构件稳定荷载比R′以及常温下受弯构件的稳定系数φ′b,可按表7.4.3-1、表7.4.3-2确定T′′d。其中,R′可按下式计算:
临界温度T′′d
式中 M——火灾时构件的最大弯矩设计值;
W——构件的毛截面模量;
φ′b——常温下受弯构件的稳定系数;(基于弹性受力阶段),根据现行国家标准《钢结构设计规范》GB50017的有关规定计算。
表7.4.3-1 受弯普通结构钢构件根据构件稳定荷载比R′
确定的临界温度T′′d(℃)
受弯普通结构钢构件根据构件稳定荷载比R′
表7.4.3-2 受弯耐火钢构件根据构件稳定荷载比R′
确定的临界温度T′′d(℃)
受弯耐火钢构件根据构件稳定荷载比R′
7.4.4 拉弯钢构件根据其截面强度荷载比R,可按表7.4.1-1、表7.4.1-2确定构件的临界温度Td。其中,R可按下式计算:
拉弯钢构件根据其截面强度荷载比R
式中 N——火灾时构件的轴向拉力设计值;
Mx、My——火灾时最不利截面处的弯矩,分别对应于强轴x轴和弱轴y轴;
An——最不利截面的净截面面积;
Wnx、Wny——分别为对强轴x轴和弱轴y轴的净截面模量;
rx、ry——分别为绕强轴弯曲和绕弱轴弯曲的截面塑性发发展系数。
7.4.5 压弯钢构件的临界温度Td可取一下三个临界量温度T′d、T′′dx、T′′dy中较小者:
1 临界温度T′d
根据截面强度荷载比R,可按表7.4.1-1、表7.4.1-2确定T′d。其中,R可按下式计算:
截面强度荷载比R
式中 N——火灾时构件的轴向压力设计值;
Mx、My——火灾时最不利截面处的弯矩,分别对应于强轴x轴和弱轴y轴;
An——最不利截面的净截面面积;
Wnx、Wny——分别为对强轴x轴和弱轴y轴的净截面模量;
rx、ry——分别为绕强轴弯曲和绕弱轴弯曲的截面塑性发发展系数。
2 临界温度T′′dx
根据绕强轴x轴弯曲的构建稳定荷载比R′x以及长细比λx、参数e1、参数e2,可按表7.4.5-1、表7.4.5-2确定T′′dx。其中,R′x 、e1 、e2 分别可按下式计算:
绕强轴x轴弯曲的构建稳定荷载比R′
式中 N——火灾时构件所受的轴向压力设计值;
Mx、My——分别为火灾时所计算构件段范围内对强轴和弱轴的最大弯矩设计值;
An——构件的毛截面面积;
Wnx、Wny——分别为对强轴和弱轴的毛截面模量;
N′Ex、N′Ey——分别为绕强轴弯曲和绕弱轴弯曲的参数;
E——常温下钢材的弹性模量;
λx、λy——分别为对强轴和弱轴的长细比;
φx——常温下轴心受压构件对应于强轴失稳的稳定系数;
φ′by——常温下均匀弯曲受弯构件对应于弱轴失稳的稳定系数,按式(7.4.3-3)计算;
rx——绕强轴弯曲的截面塑性发展系数;对应于工字型截面rx=1.05,对应于箱型截面rx=1.05,对应于圆钢管截面rx=1.15;
η——截面影响系数,对于闭口截面η=0.7,对于其他界面η=1.0;
βmx——弯矩作用平面内的等效弯矩系数,根据现行国家标准《钢结构设计规范》GB50017确定;
βty——弯矩作用平面外的等效弯矩系数,根据现行国家标准《钢结构设计规范》GB50017确定;
3 临界温度T′′dy
根据绕弱轴y轴弯曲的构件稳定荷载比R′y以及长细比λy、参数e1、参数e2,可按表7.4.5-1、表7.4.5-2确定T′′dy(R′y对应于R′x,对应于λx)。其中,R′y、e1、e2分别可按下式计算:
绕弱轴y轴弯曲的构建稳定荷载比R′
式中 φy——常温下轴心受压构件对应于弱轴失稳的稳定系数;
φ′bx——常温下均匀弯曲受弯构件对应于强轴失稳的稳定系数,按式(7.4.3-3)计算;
ry——绕弱轴弯曲的截面塑性发展系数;对应于工字型截面ry=1.2,对应于箱型截面ry=1.05,对应于圆钢管截面ry=1.15;
βmy——弯矩作用平面内的等效弯矩系数,根据现行国家标准《钢结构设计规范》GB50017确定;
βtx——弯矩作用平面外的等效弯矩系数,根据现行国家标准《钢结构设计规范》GB50017确定。
表7.4.5-1 压弯普通结构钢构件稳定荷载比R′x(或R′y)
确定的临界温度T′′dx(T′′dy)(℃)
压弯普通结构钢构件稳定荷载比R
续表7.4.5-1
压弯普通结构钢构件稳定荷载比R
续表7.4.5-1
压弯耐火钢构件根据稳定荷载比R′
表7.4.5-2 压弯耐火钢构件根据稳定荷载比R′x(或R′y)
确定的临界温度T′′dx(或T′′dy)(℃)
压弯耐火钢构件根据稳定荷载比R′
续表7.4.5-2
压弯耐火钢构件根据稳定荷载比R′
续表7.4.5-2
压弯耐火钢构件根据稳定荷载比R′


条文说明
7.4 基本钢构件的临界温度
7.4.1~7.4.5 本节中各种受力构件的临界温度,均是按第7.2 节相应构件的抗火承载力验算要求,根据构件达到承载力极限状态时的温度即为临界温度的定义,通过数值计算确定的。

7.5 钢框架梁、柱的临界温度


7.5.1 钢框架柱的临界温度Td可按表7.4.2-1、表7.4.2-2确定, 其构件稳定荷载比R’可按下式计算:
钢框架柱的临界温度Td
7.5.2钢框架柱的临界温度Td可按表7.4.1-1、表7.4.1-2确定, 其构件稳定荷载比R’可按下式计算:
钢框架柱的临界温度Td


条文说明
7.5 钢框架梁、柱临界温度
7.5.1 、7.5.2 本节中钢框架梁、柱的临界温度,是按第7.3 节相应构件的抗火承载力验算要求,根据临界温度的定义,通过数值计算确定的。

8 组合结构抗火验算


8.1 钢管混凝土柱


8.1.1 当面形截面钢管混凝土柱保护采用非膨胀型防火涂料时,其厚度可按表8.1.1确定
 表8.1.1 圆形截面钢管混凝土柱非膨胀型防火涂料保护层厚度
圆形截面钢管混凝土柱非膨胀型防火涂料保护层厚度
续表8.1.1
圆形截面钢管混凝土柱非膨胀型防火涂料保护层厚度
注:λ=4L/D,其中L为柱的计算长度,D为柱截面直径。
8.1.2 当矩形截面钢管混凝土柱保护层采用非膨胀防火涂料时,其厚度可按表8.1.2确定。
表8.1.2 短型截面钢管混凝土柱非膨胀型防火涂料保护层厚度
短型截面钢管混凝土柱非膨胀型防火涂料保护层厚度
续表 8.1.2
短型截面钢管混凝土柱非膨胀型防火涂料保护层厚度
注:λ=2L/D或2L/B,其中L为柱的计算长度,D和B分别为柱截面长边和短边尺寸。
8.1.3 当圆形截面钢管混凝土柱保护层采用金属网抹M5普通水泥砂浆时,其厚度可按表8.1.3确定。
表8.1.3 圆形截面钢管混凝土柱金属网抹M5普通水泥砂浆保护层厚度
圆形截面钢管混凝土柱金属网抹M5普通水泥砂浆保护层厚度
续表8.1.3
圆形截面钢管混凝土柱金属网抹M5普通水泥砂浆保护层厚度
注:λ=4L/D,其中L为柱的计算长度,D为柱截面直径。
8.1.4 当矩形截面钢管混凝土柱保护增采用金属网抹M5普通水泥砂浆时,其厚度可按表8.1.4确定。
表8.1.4 矩形截面钢管混凝土柱金属网抹M5 普通水泥砂桨保护层厚度
矩形截面钢管混凝土柱金属网抹M5 普通水泥砂桨保护层厚度
续表8.1.4
矩形截面钢管混凝土柱金属网抹M5 普通水泥砂桨保护层厚度
注:λ=2 √3/D,其中L 为柱的计算长度,D 和B 分别为柱截面长边和短边尺寸。
8.1.5 当钢管混凝土柱不采用防火保护措施时,在火灾条件下的荷载比应满足下列要求:
荷载比
式中 R——火灾下钢管混凝土柱的荷载比;
kr——火灾下钢管混凝土柱承载力影响系数,按表8.1.5 确定。
表8.1.5 火灾下钢管混凝土柱承载力系数kr
火灾下钢管混凝土柱承载力系数kr
注:表内中间值可按线性插值确定。
8.1.6 为保证发生火灾时核心混凝土中水蒸气的排放,每个楼层的柱均应设置直径为20mm的排气孔。其位置宜在柱与楼板相交处的上方和下方各100mm处,并沿柱身反对称布置(图8.1.6) 。
图8.1.6 排气孔位置
压型钢板组合楼板

条文说明
8.1 钢管混凝土柱
8.1.1~8.1.4 当钢管混凝土柱用于高层建筑或工业厂房等结构中时,对其进行合理的抗火设计是非常重要和必要的。在英国、德国、加拿大、韩国、卢森堡和澳大利亚等国家,从60 年代开始,研究者们对钢管混凝土柱在火灾下的力学性能进行了大量理论分析和试验研究,例如,Klingsch ( 1985 , 1991 ) , Hass ( 1991 ) ; Q ’Meagher 等(1991 ) , Falke ( 1992 ) , lie 和Stringer ( 1994 ) , Lie 和Chabot ( 1992 ) , Lie 和Denham ( 1993 ) , Lie 和Caron ( 1988 ) , Lie ( 1994 ) , Okada 等(1991 ) , Kim 等(2000 ) , Wang(1999 ) , Kodur ( 1999 ) , Kodur 和Sultan 等(2000 )等。考虑到劳动力较为昂贵等因素,一些发达国家常采用在核心混凝土中配置专门考虑抗火的钢筋或钢纤维,或通过降低作用在柱子上的荷载以使构件达到所要求的耐火极限。
我国主要采用在钢管中填充素混凝土的钢管混凝土。由于进行钢管混凝土柱耐火极限试验研究的费用昂贵,以往在这方面的研究工作相对较少,目前尚未制定该类结构抗火设计的规定,这不但制约了该类结构的推广,而且对已建成结构的耐火极限也缺乏必要的科学依据。在已建成的结构中,有的按照钢筋混凝土的要求外包以混凝土,有的则按钢结构的要求涂以防火涂料。这样做虽然也可保证防火要求和结构的安全性,但是大都偏于保守而造成浪费,且缺乏科学性和统一性。因此,深人研究钢管混凝土柱的耐火性能,合理确定其抗火设计方法,具有十分迫切的理论意义和实用价值。
近年来,国内学者对钢管混凝土柱的耐火极限和抗火设计方法进行了较系统的理论分析和试验研究,共进行了14 根圆形截面柱(参见:① 钟善桐著.高层钢管混凝土结构,黑龙江科学技术出版社,1999 . ② 韩林海著.钢管混凝土结构一理论与实践.科学出版社,2004 .③ Han Lin - Hai , Zhao Xiao-Ling , Yang You-Fu and Feng Jiu-Bin.Experimental Study and Calculation of Fire Resistance of Concrete-Filled Hollow Steel Columns.Journal of Structural Engineering , ASCE , 2003 , 129 ( 3 ) : 346 一356 .)和11 根矩形截面柱(参见:① 韩林海著.钢管混凝土结构一理论与实践.科学出版社,2004 .② Han Lin-Hai , Yang YO 让Fu and Xu , Lei . An Experimental Study and Calculations on the Fire Resis of concrete - Filled SHS and RHS Colurnns . Journal of Constructional steel Research , 2003 . 59 ( 4 ) : 427 一452 .)耐火极限的试验研究,较为系统地研究了构件长细比、截面尺寸、材料强度、荷载偏心率以及保护层厚度等参数对耐火极限的影响。这些研究成果首先于1999 年在我国76 层、291.6m 高的广东深圳赛格广场大厦圆形截面钢管混凝土柱防火保护设计中应用。与按钢结构设计方法相比,该工程取得了节省约4/5 防火涂料用量的经济效益。后来又在浙江杭州瑞丰国际商务大厦和湖北武汉国际证券大厦矩形截面钢管混凝土柱防火保护设计中应用。
研究结果表明,耐火极限、截面尺寸、长细比和火灾荷载比是影响钢管混凝土柱防火保护层厚度的主要参数,其他参数的影响较小。基于试验研究成果及数值计算结果,提出了按ISO-834 或GB/T 9978 规定的标准升温曲线升温作用下钢管混凝土柱防火保护层厚度的实用计算方法,计算结果与试验和数值计算结果均吻合较好(参见:韩林海,杨有福著.现代钢管混凝土结构技术.中国建筑工业出版社,2004 . )。具体表达式如下:
1 保护层为水泥砂浆时
对于圆形截面钢管混凝土柱:
圆形截面钢管混凝土柱
对于矩形截面钢管混凝土柱:
矩形截面钢管混凝土柱
对于圆形截面钢管混凝土柱,r=3.618-0.54t,s=3.4-0.2t,ω=2.5t+2.3;对于矩形截面钢管混凝土柱,,r=3.464t-0.154t,s=3.2-0.2t,ω=5.7t。
2 保护层为厚涂型钢结构防火涂料时
对于圆形截面钢管混凝土柱:
圆形截面钢管混凝土柱
对于矩形截面钢管混凝土柱:
矩形截面钢管混凝土柱
对于圆形截面钢管混凝土柱,ω=7.2t;对于矩形截面钢管混凝土柱,ω=10t。
式(4)~(7)中,ΚLR为考虑火灾荷载比(n)影响的系数,kr为火灾下构件承载力影响系数,参见式(8)和式(9),耐火极限t以h计;截面周长C以mm计。公式(4)~(7)表明,当火灾荷载比小于等于承载力影响系数kr时,构件不需要进行防火保护;当火灾荷载比大于承载力影响系数kr时,可按式(4)~(7)计算构件所需的防火保护层厚度。
式(4)~(7)的适应范围是:荷载比R=0~0.95,Q235~Q420钢,C30~C80混凝土,截面含钢率αs=0.04~0.20,荷载偏心率e/r=0~1.5,构件长细比λ=10~80;对于圆形截面钢管混凝土,截面周长C=628~3770mm,及外直径D=200~1200mm;对于矩形截面钢管混凝土,截面高度比β=1~2,截面周长C=800~4800mm;耐火极限t≤3h。
as(=As/Ac)截面含钢率,对于圆形截面钢管混凝土,As=πts(D-ts),Ac=(D-2ts)2/4;对于矩形截面钢管混凝土,As=2ts(D+B-2ts),Ac=(D-2ts)(B-2ts),ts为钢管管壁厚度。e为荷载偏心距,r为截面尺寸,对于圆形截面钢管混凝土,r=D/2;对于矩形截面钢管混凝土,r=D/2或r=B/。λ为构件长细比,对于圆形截面钢管混凝土柱,λ=4L/D;对于矩形截面钢管混凝土柱, 对于矩形截面钢管混凝土,β=D/B。
表8.1.1 给出的是荷载比为0.77 时按式(4)~(7)计算获得的钢管混凝土柱的防火保护层厚度。保护层采用厚涂型钢结构防火涂料或金属网(例如钢丝网)抹M5普通水泥砂浆,防火保护层性能应符合现行国家标准《 钢结构防火涂料》 GB 14907 和中国工程建设标准化协会标准《钢结构防火涂料应用技术规范》 CECS24 :90 的有关规定。
8.1.5 研究表明,火灾作用对裸钢管混凝土构件的承载力有较大的影响。影响火灾下承载力系数kr,的因素主要是构件截面周长(C )、长细比(λ)、受火时间(t) (参见:① 韩林海著.钢管混凝土结构一理论与实践.科学出版社,2004.② 韩林海,杨有福著.现代钢管混凝土结构技术.中国建筑工业出版社,2004。
为了便于实际应用,通过对工程常用参数情况下的kr值计算结果进行分析,可以回归出在ISO-834 规定的标准火灾曲线作用下钢管混凝土柱kr 的计算公式。具体如下:
1 对于圆形截面钢管混凝土柱:
圆形截面钢管混凝土柱
2 对于矩形截面钢管混凝土柱:
矩形截面钢管混凝土柱
矩形截面钢管混凝土柱
式(8 )和(9 )的适用范围是:Q235 ~Q420 钢;C30 ~C90 混凝土;截面含钢率as=0.04~0.20 ; 荷载偏心率。e/r=0~1.5 ;构件长细比λ =10~80 ; 受火时间t≤3h 。对于回形截面钢管混凝土,截面周长C=628~3770mm ,即外直径D=200~1200mm ; 对于矩形截面钢管混凝土,截面高宽比 β=1~2 ,截面周长C=800~4800mm。
只要给定钢管混凝土构件的横截面尺寸、长细比和受火时间,即可利用式(8 )或式(9 )方便地计算出构件的承载力影响系数kr,进而利用下式确定火灾作用下构件的承载力
承载力影响系数kr
式中,Nu和Nu(T)分别为钢管混凝土柱在常温下和火灾下的极限承载力。
同样,对应一定的设计荷载,利用简化公式(8 ) 或式(9 )也可以计算出构件承载力与该设计荷载相等时的火灾持续时间,该时间即为钢管混凝土柱的耐火极限。
8.1.6 当温度超过100 ℃ 时,核心混凝土中的自由水和结晶水会产生蒸发现象。为了保证钢管和混凝土之间良好的共同工作以及结构的安全性,应设置排气孔。

8.2 压型钢板组合楼板


8.2.1 当压型钢板在楼板中仅起模板作用时,可不采取防火保护措施。当压型钢板在楼板中起承重作用时,若压型钢板一混凝土组合楼板满足第8.2.2~8.2.4 条的规定,可不采取防火保护措施.
8.2.2 压型钢板起承重作用的组合楼板的抗火设计,可根据是否允许在火灾下产生大挠度变形,分别按第8.2.3 或8.2.4 条的规定进行。若楼板满足第8.2.3 或8.2.4 条的要求,则楼板无需采用其他防火保护措施。否则楼板应采用防火材料保护,或楼板常温下的设计不应考虑压型钢板的组合作用,而另配受拉钢筋。
8.2.3 当不允许楼板产生大挠度变形时,可根据下式计算组合楼板的耐火时间:
组合楼板的耐火时间
式中 tr——组合楼板耐火时间(min);
ηF——组合板的内力指标;
Mmax——火灾下单位宽度组合板内由荷载产生的最大正弯矩设计值;
RMC——火灾下单位宽度组合板内素混凝土板的正弯矩承载力;
ft ——常温下混凝土的抗拉强度设计值;
W——单位宽度组合板内低于700℃部分素混凝土板截面的正弯矩抵抗矩。
压型钢板一混凝土组合板在ISO834 标准升温条件下,各时刻的700 ℃ 等温线如图8.2.3 所示,其他时刻的700 ℃ 等温线可以按内插值法得到。
如果按式(8.2.3-1)计算所得tr不小于楼板规定的耐火极限要求,则该楼板无需采用其他防火保护措施。
图8.2.3 ISO834标准升温条件下700℃等温线在组合板内的移动过程(mm)
ISO标准升温条件下7000C等温线在组合板内的移动过程

8.2.4 当允许压型钢板组合楼板产生大挠度变形时可考虑薄膜效应,并按附录H 的方法计算楼板的极限承载力.若满足下式的要求,则楼板无需采取其他防火保护措施。
qr≥q (8.2.4)
式中 qr——考虑薄膜效应的楼板极限承载力;
q——火灾下楼板的面荷载设计值,按第6.5.1 条确定。

条文说明

8.2 压型钢板组合楼板
8.2.1 、8.2.2 压型钢板组合楼板是多、高层建筑钢结构中常用的楼板形式。压型钢板在楼板中可起施工模板作用,同时还可起受力作用。如压型钢板仅起模板作用,此时楼板如同钢筋混凝土楼板,其防火问题一般无需专门考虑。但当压型钢板还同时起受力作用时,由于火灾高温对压型钢板的承载力会有较大影响,则应对这种压型钢板组合楼板进行专门的抗火设计计算。
8.2.3 试验研究发现,压型钢板组合楼板在火灾下,当楼板升温不太高时压型钢板与混凝土楼板的粘结即发生破坏,即压型钢板在火灾下对楼板的承载力实际几乎不起作用。但忽略压型钢板的素混凝土仍有一定的耐火能力。式(8.2.3)给出的耐火时间即为素混凝土板的耐火时间,此时楼板的挠度很小。
本条的依据参见蒋首超和李国强等的论文:“高温下压型钢板一混凝土粘结强度的试验”(同济大学学报(自然科学版), 2003 . Vol . 31 . No . 3 )、“钢一混凝土组合楼盖抗火性能的试验研究”(建筑结构学报,2004 . Vol25 , No . 3 )、“钢一混凝土组合楼盖抗火性能的数值分析方法”(建筑结构学报,2004 . Vo125 , No.3)。
8.2.4 通过对一些钢结构建筑火灾后的调查和足尺试验观察发现,在部分支承楼板的钢梁和压型钢板丧失承载力后,楼板在火灾下虽然会产生很大的变形,但楼板依靠板内钢筋网形成的薄膜作用还可继续承受荷载,楼板未发生坍塌。图5 和图6 分别为台北东方科技园区火灾和英国Cardington 八层足尺钢结构火灾试验中楼板的变形情况。研究表明,楼板在大变形下产生的薄膜效应,使楼板在火灾下的承载力比基于小挠度破坏准则计算的承载力高出许多。因此,可以在钢结构建筑中通过正确考虑薄膜效应的影响,发挥楼板的抗火潜能,降低结构抗火成本。
台北东方科技园区高层钢结构建筑火灾中楼板的大烧度变形
图5 台北东方科技园区高层钢结构建筑火灾中楼板的大挠度变形
英国cardington 火宅试验中压型钢板楼板的大烧度变形
图6 英国Cardington 火灾试验中压型钢板楼板的大挠度变形
钢筋混凝土板内薄膜作用的大小与板的边界条件有很大关系。如图7(a)所示,支承于梁柱格栅上的钢筋混凝土楼板,根据高温下支承梁与混凝土板承载力的比值,在竖向均布荷载作用下可能产生两种破坏模式。如果梁的承载力小于混凝土板的承载力,则在竖向荷载作用下梁内首先形成塑性铰〔 图7 (b)〕 ,随着荷载的增加,屈服线将贯穿整个楼板。在这种屈服机制下,混凝土板内不会产生薄膜作用。
当高温下梁的承载力大于楼板的承载力时,则在竖向均布荷载作用下,楼板首先屈服,而梁内不产生塑性铰。此时楼板的极限承载力将取决于单个板块的性能,其屈服形式如图7 (c)所示。若楼板周边上的垂直支承变形一直很小,楼板在变形较大的情况下就会产生薄膜作用。
因此,楼板产生薄膜效应的一个重要前提条件就是:火灾下楼板周边有垂直支承且支承的变形一直很小。
楼板弯曲破坏的形式
图7 楼板弯曲破坏的形式
火灾下楼板在产生薄膜效应之前,按屈服线理论发展,直到混凝土开裂。随着温度进一步升高,在楼板弯矩最大的部位钢筋受拉屈服。当温度继续增高时,混凝上开裂部分增多并逐渐贯通形成屈服线(穿过该线的受拉钢筋已经屈服,故称屈服线)。图8 为均匀受荷楼板屈服线的形成过程。此时,根据经典的屈服线理论,在板的屈服线处只考虑弯矩和剪力.
在温度作用下,板的热膨胀受到约束可产生受压薄膜力。但当板挠度继续增大时,板有向中心移动的趋势,则无论板块边缘是否有水平约束,板块都会产生受拉薄膜力,见图8 ( d)、(e)。如果板块的边缘上受到完全的水平约束,钢筋就会像受拉的网一样承受所施加的竖向荷载,从而在板内形成薄膜作用。若无水平约束,则板的周边上将形成受压环,从而在板块的中心区域产生受拉薄膜作用。这与自行车车轮的辐条代表受拉薄膜作用和轮框代表受压环相类似。所以,板在图8 所示的屈服线平衡模式之后,随着板中间(椭圆部分)挠度的增加,椭圆内的屈服线随着楼板裂缝的不断增加而渐渐消失,到最后由于椭圆范围内大部分混凝土开裂以及高温下混凝土材料性的下降,可以近似认为椭圆范围内的荷载完全由板内钢筋承受,楼板通过受拉钢筋的悬链作用可继续承担很大的荷载,见图8 (f)。
均匀受荷楼板薄膜效应形成过程
图8 均匀受荷楼板薄膜效应形成过程
由于压型钢板组合楼板一般会在楼板面层配抗裂温度筋,如同时利用抗裂钢筋网作为楼板抗火薄膜效应的受力钢筋网,则可以降低楼板的防火成本。为了有效地发挥温度筋的薄膜效应作用,温度筋至楼板顶面的距离不宜小于30mm。
本条的依据可参见下列文献:
① Bailey , C.G . , Lennon , T . and Moore , D .B" The behaviour of full - scale steel framed buidings subjected to compartment fires ”the Structural Engineer , Vol . 77 , No . 8 , April 1999 . pl5-21 ;② Wang,Y.C . “ Tensile membrane action and fire resistance of steel framed buildings ”Proceedings of of the 5th intenationals symposium on fire safety science , Melbourne , Australia , March 1997 ;③ Martin , D . MandMoore , D .B Introduction and back- ground to the research prorame and major fire tests at BRE Cardington” National Steel Construction Con - ference , LOndon , 13-14 May 1997 , p37-64 ,④ Bailey , C.G , Moore , D . B ( 2002 ) ,The Structural Behaviour of Steel Frames with Cotnposite Floor Slabs Subjected to Fire , Partl : theory ”The Structural Engineer , Vol.78 , No.11 , p19-27 ;⑤ 周昊圣.火灾下钢结构楼板的薄膜作用.同济大学硕士学位论文.2004 。

8.3 钢-混凝土组合梁



8.3.1 火灾下组合梁中混凝土楼板内的平均温度可按表8.3.1 确定。
表8.3.1 混凝土楼板的平均升温(℃)
混凝土板的平均升温
注:1 混凝土顶板厚度指压型钢板肋高以上混凝土板厚度。
2 对顶板厚度介于50∽100mm的混凝土楼板,其升温可通过线性插值得到。
8.3.2 可将组合楼板中的H 型钢梁分成两部分:一部分为下翼缘与腹板组成的倒T 型构件;另一部分为上翼缘。两部分在火灾下的温度可分别按第6.3 节相关规定计算。其中,上翼缘按三面受火考虑,下翼缘与腹板组成的倒T 型构件按四面受火考虑。
8.3.3 组合梁抗火承载力应按下式验算:
组合梁抗火承载力验算
式中 M——将梁当作简支梁时,相应荷载产生的跨中最大弯矩设计值,对承受均布荷载的梁,
M=
——高温下组合梁正弯矩作用时的抵抗弯矩值,按第8.3.4条计算;
——高温下组合梁负弯矩作用时的抵抗弯矩值,按第8.3.5条计算。
8.3.4 高温下组合梁正弯矩作用时的抵抗弯矩值可按下式计算:
1 塑性中和轴在混凝土板内(图8.3.4-1),即塑性中和轴在混凝土板内时:
正弯矩作用时组合梁第一类截面及其应力分布
图8.3.4.1 正弯矩作用时组合梁第一类截面及其应力分布(8.3.4-1)
正弯矩作用时组合梁第一类截面及其应力分布
式中和图中
—— 混凝土顶板全部受压时的承载力,CTot1=fcTAc1,其中Ac1为混凝土板截面积,fcT为混凝土高温抗压强度,按混凝土顶板平均温度确定;
C 1——混凝土顶板所受压力,
F1——钢梁上翼缘全部屈服时的承载力,F1=γRηTfAn,其中An为上翼缘截面面积,ηT为钢材强度高温折减系数,按钢梁腹板温度确定;
F2——钢梁腹板全部受拉或受压屈服时的承载力,F2=γRηTfAw,其中fAw为上翼缘截面面积,ηT为钢材强度高温折减系数,按钢梁腹板温度确定;
F3——下翼缘全部屈服时的承载力,F3=γRηTfAf2,其中Af2为下翼缘截面面积,ηT为钢材强度高温折减系数,按钢梁下翼缘温度确定;
H——钢梁截面总高度;
H0——整个组合梁截面总高度,H0=H+hu+hd ;
hu——混凝土板等效厚度,当组合梁为主梁时,其值取压型钢板肋以上混凝土板厚加肋高度一半,当组合梁为次梁时,仅取压型钢板肋以上的混凝土板厚;
hd——混凝土肋的等效高度,当组合梁为主梁时,其值取压型钢板肋高度的一半;当组合梁为次梁时,取压型钢板肋的全高;
be——混凝土板有效宽度,根据现行国家标准《 钢结构设计规范GB 50017 相关条文确定;
el——混凝土顶板受压区高度;
hcl——混凝土顶板受压区中心到钢梁下翼缘中心的距离,hcl=H0-0.5el;
hFl——上翼缘中心到下翼缘中心的距离;
hFZ——腹板中心到下翼缘中心的距离。
2 塑性中和轴在钢梁截面内(图8.3 4-2),时:
塑性中和轴在钢梁截面内
图8.3.4-2 正弯矩作用时组合梁第二类截面及其应力分布
正弯矩作用时组合梁第二类截面及其应力分布
式中 hc1——混凝土顶板受压区中心到钢梁下翼缘中心的距离,hc1=H0-0.5hu;
Fcom2——腹板受压区的合力,Fcom2=0.5(一C1-F1+F2+F3);
hcom2——腹板受压区中心到下翼缘中心的距离,hcom2=0.5(e2+H),其中e2为截面塑性中和轴到下翼缘中心的距离,
Ften2——腹板受拉区的合力,Fcom2=0.5(Cl+ Fl+F2-F3);
Hten2——腹板受拉区中心到下翼缘中心的距离,为0.5e2。
8.3.5 高温下组合梁受负弯矩作用时,可不考虑楼板和钢梁下翼缘的承载作用(图8.3.5 ) ,相应的组合梁抵抗弯矩可按下式计算:
负弯矩作用时组合梁截面及其应力分布
图8.3.5 负弯矩作用时组合梁截面及其应力分布
负弯矩作用时组合梁截面及其应力分布
式中 Fcomy2——腹板受压区合力,Fcomy2=0.5( Fl +F2);
Fteny2——腹板受拉区合力,Fteny2=o.5(一F1+F2);
hcomy2——腹板受压区中心到下翼缘中心的距离,当Fcomy2>0时hcomy2=0.5( H+e3),当Fteny2≤0时hcomy2=0.5H;
e3——塑性中和轴到上翼缘中心的距离,当Fteny2>O 时e3=;当Ften≤0时,e3=0;
hteny2——腹板受拉区中心到下翼缘中心的距离,当Fteny2>O时,hteny2=0.5e3;当Fteny2≤O时,hteny2=0。

条文说明
8.3 钢-混凝土组合梁
8.3.1~8.3.5 火灾下钢-混凝土组合梁的承载力可像常温下一样,按塑性进行计算,但应考虑火灾升温对混凝土强度和钢材强度的影响。火灾下混凝土板的温度沿楼板厚度方向的分布是不均匀的,但为简化计算,假设楼板内温度均匀分布,并取楼板的平均温度作为楼板的代表温度。
试验发现,火灾中组合梁中钢梁的上翼缘温度较低,接近混凝土顶板的温度,而钢梁的腹板和下 翼缘温度一致。
钢框架梁常采用组合梁,由于框架梁梁端的轴向约束产生的悬链线效应,可使火灾下梁中的温度轴向力为零,与图4 所示情况类似。如组合梁为独立梁,且梁无轴向约束,则火灾下梁的轴向可自由膨胀,则梁中不会产生温度轴向力。可见,无论组合梁两端是否有轴向约束,进行抗火承载力验算时均可不考虑梁中轴力。
组合梁的抗火验算可按下列步骤进行:
1 对钢梁采用一定的防火保护被覆。
2 按第8.3.1 和8.3.2 条分别计算混凝土顶板和钢梁在规定耐火极限要求下的温度。
3 按第8.3.3 条验算组合梁的抗火承载力。

9 防火保护措施


9.1 保护措施及其选用原则


9.1.1 钢结构可采用下列防火保护措施:
1 外包混凝土或砌筑砌体。
2 涂敷防火涂料。
3 防火板包覆。
4 复合防火保护,即在钢结构表面涂敷防火除料或采用柔性毡状隔热材料包覆,再用轻质防火板作饰面板。
5 柔性毡状隔热材料包覆。
9.1.2 钢结构防火保护措施应按照安全可靠、经济实用的原则选用,并应考虑下列条件:
1 在要求的耐火极限内能有效地保护钢构件。
2 防火材料应易于与钢构件结合,并对钢构件不产生有害影响。
3 当钢构件受火产生允许变形时,防火保护材料不应发生结构性破坏,仍能保持原有的保护作用直至规定的耐火时间。
4 施工方便,易于保证施工质量。
5 防火保护材料不应对人体有毒害.
9.1.3 钢结构防火涂料品种的选用,应符合下列规定:
1 高层建筑钢结构和单、多层钢结构的室内隐蔽构件,当规定的耐火极限为1.5h 以上时,应选用非膨胀型钢结构防火涂料。
2 室内裸露钢结构、轻型屋盖钢结构和有装饰要求的钢结构,当规定的耐火极限为1.5h 以下时,可选用膨胀型钢结构防火涂料。
3 当钢结构耐火极限要求不小于1.5h ,以及对室外的钢结构工程,不宜选用膨胀型防火涂料。
4 露天钢结构应选用适合室外用的钢结构防火涂料,且至少应经过一年以上室外钢结构工程的应用验证,涂层性能无明显变化。
5 复层涂料应相互配套,底层涂料应能同普通防锈漆配合使用,或者底层涂料自身具有防锈功能。
6 膨胀型防火涂料的保护层厚度应通过实际构件的耐火试验确定。
9.1.4 防火板的安装应符合下列要求:
1 防火板的包敷必须根据构件形状和所处部位进行包敷构造设计,在满足耐火要求的条件下充分考虑安装的牢固稳定。
2 固定和稳定防火板的龙骨粘结剂应为不燃材料。龙骨材料应便于构件、防火板连接。粘接剂在高温下应仍能保持一定的强度,保证结构稳定和完整。
9.1.5 采用复合防火保护时应符合下列要求:
1 必须根据构件形状和所处部位进行包敷构造设计,在满足耐火要求的条件下充分考虑保护层的牢固稳定。
2 在包敷构造设计时,应充分考虑外层包敷的施工不应对内防火层造成结构性破坏或损伤。
9.1.6 采用柔性毡状隔热材料防火保护时应符合下列要求:
1 仅适用于平时不受机械损伤和不易人为破坏,且不受水湿的部位。
2 包覆构造的外层应设金属保护壳。金属保护壳应固定在支撑构件上,支撑构件应固定在钢构件上。支撑构件应为不燃材料。
3 在材料自重下,毡状材料不应发生体积压缩不均的现象。

条文说明
9.1 保护措施及其选用原则
9.1.1 本节中所指钢结构包含钢结构及组合构件。钢材作承重构件时,虽然具有不燃性,但是在火灾的高温作用下,当温度上升到一定程度时,强度会大幅度下降。当温度达到约500 ℃ 时,钢材的强度就只有常温下强度的一半。钢构件在升温过程中会逐渐丧失其承载力,在标准时间一升温曲线的试验条件下,钢构件的耐火极限仅为0.25h 。
为了确保人员安全疏散,保证消防人员扑救建筑火灾的需要和便于火灾后的修复,必须保证钢承重构件具有一定的耐火极限。钢结构防火保护的目的就是提高钢构件的耐火极限。
钢结构防火保护方法就其本质可分为两类:第一类是在钢构件外表涂敷、包覆、包裹防火材料,阻止或隔断热量向基材扩散、传播,以延长钢构件的耐火极限;第二类是在钢管内部灌注液体或混凝土等材料,及时从钢基材吸走热量,使钢材温度缓慢上升,延长钢材升温至临界温度的时间。
表16 列出了第一类的各种防火保护措施及其特点和适用范围。
表16 钢结构构件防火保护方法的特点和适应范围
钢结构件防火保护方法的特点和适应范围
续表 16
钢结构件防火保护方法的特点和适应范围
近年来出现的钢管混凝土新型构件,在火灾时,钢管的核心混凝土具有吸收钢管表面热量的作用,核心混凝土体积越大,吸热越多,钢管表面和核心混凝土中心温度愈低,因此,提高了钢管混凝土在高温下的耐火极限,其防火保护层厚度比纯钢构件也大为减少。
9.1.2 本条所述确定防火保护方法的原则,是从经济、实用、安全、合理考虑的。设计人员必须立足于保护有效的条件下,针对现场的具体情况,考虑构件的具体承载形式、空间位置和环境因素,选择施工简便、易于保证施工质量的方法。
9.1.3 防火涂料根据膨胀性能分为两种,即膨胀型(薄涂型)和非膨胀型(厚涂型)。
非膨胀型防火涂料是以多孔绝热材料(如蛭石、珍珠岩、矿物纤维等)为骨料和粘结剂配制而成。由于导热系数小,热绝缘良好,厚涂型防火涂料是以物理隔热方式阻止热量向钢基材传递。其粘着性能好,防火隔热性能也有保证。由于非膨胀型(厚涂型)防火涂料基本上用无机物构成,涂层的物理化学性能稳定,其使用寿命长,已应用20 余年尚未发现失效的情况,所以应优先选用。但由于该类型涂料涂层厚,需要分层多次涂敷,而且上一层涂料必须待基层涂料干燥固化后涂敷,所以施工作业要求较严格;另外,由于涂层表面外观差,所以适宜于隐蔽部位涂敷。
膨胀型防火涂料是由粘接剂、催化剂、发泡剂、成碳剂和填料等组成,涂层遇火后迅速膨胀,形成致密的蜂窝状碳质泡沫组成隔热层。这类涂料在涂敷时厚度较薄,火灾高温条件下,涂料中添加的有机物质会发生一系列物理化学反应而形成较厚的隔热层。但是涂料中添加的有机物质,会随时间的延长而发生分解、降解、溶出等不可逆反应,使涂料“老化”失效,出现粉化、脱落。但目前尚无直接评价老化速度和寿命标准的量化指标,只能从涂料的综合性能来判断其使用寿命的长短。不过有两点可以确定:一是非膨胀型涂料的寿命比膨胀型涂料长。二是涂料所处的环境条件愈好,其使用寿命愈长。所以本规范对膨胀型涂料的使用范围给予一定限制。
这里应指出,严禁将饰面型防火涂料当作上述两类涂料用于钢构件的防火保护。饰面型防火涂料是用于涂敷木结构等可燃基材的阻燃涂料。
为了提高涂料的耐火能力,现行国家标准《 钢结构防火涂料》 GB 14907 并不排斥在涂层上包玻璃纤维布或铁丝网等方法,并把它们作为涂层结构的一部分。
9.1.4 防火板保护是钢结构防火保护技术的发展方向。由于防火板保护对环境条件、钢基表面的要求不高,施工为干法作业,装饰效果好,具有抗碰撞、耐冲击、耐磨损等优点,因而有较强的应用优势,今后应用会愈来愈广。
具有其他性能的防火板,是指防火板除具有足够的耐火性能和机械强度外,还具有耐冲击、耐潮湿、隔音、吸音、装饰性、再装饰性、防蛀、耐腐等性能。
9.1.6 采用柔性毡状隔热材料作为防火保护层来保护钢构件,提高其耐火时间,是《 高层民用建筑钢结构技术规程》 所列的技术措施之一。毡状隔热材料有岩棉、矿棉等。
复合防火保护是指,用防火涂料外包防火板或毡状隔热材料外包防火板两种方法。复合防火保护主要用于需要作隔热包覆或涂敷防火涂料保护,而又有装饰要求的场合。

9.2 构造


9.2.1 采用外包混凝土或砌筑砌体的钢结构防火保护构造宜按图9.2.1 选用。采用外包混凝土的防火保护宜配构造钢筋。
图9.2.1 采用外包混凝土的防火保护构造
采用外包混凝土的防火保护构造
9.2.2 采用防火涂料的钢结构防火保护构造宜按图9.2.2 选用。当钢结构采用非膨胀型防火涂料进行防火保护且有下列情形之一时,涂层内应设置与钢构件相连接的钢丝网:
1 承受冲击、振动荷载的构件。
2 涂层厚度不小于30mm的构件。
3 粘结强度不大于0.05MPa 的钢结构防火涂料。
4 腹板高度超过500mm的构件。
5 涂层幅面较大且长期暴露在室外。
图9.2.2 采用防火涂料的防火保护构造
采用防火涂料的防火保护构造

9.2.3 采用防火板的钢结构防火保护构造宜按图9.2.3-1、图9.2.3-2选用。
图9.2.3-1 钢柱采用防火板的防火保护构造
钢柱采用防火板的防火保护构造
钢柱采用防火板的防火保护构造
图9.2.3-2 钢梁采用防火板的防火保护构造
钢梁采用防火板的防火保护构造
9.2.4 采用柔性毡状隔热材料的钢结构防火保护构造宜按图9.2.4选用
采用柔性毡状隔热材料的防火保护构造
图9.2.4 采用柔性毡状隔热材料的防火保护构造
9.2.5 钢结构采用复合防火保护的构造宜按图9.2.5-1∽图9.2.5-3选用。
钢柱采用防火涂料和防火板的复合防火保护构造
图9.2.5-1 钢柱采用防火涂料和防火板的复合防火保护构造
钢梁采用防火涂料和防火板的复合防火保护构造
图9.2.5-2 钢梁采用防火涂料和 防火板的复合防火保护构造
钢柱采用柔性和防火板的复合防火保护构造
图9.2.5-3 钢柱采用柔性和防火板的复合防火保护构造

条文说明
9.2 构造
本节列出了防火保护的构造.参考国内现行施工方法,示例性规定了各种防火保护层的构造要求。
外包混凝土的防火保护构造,其混凝土可以是一般混凝土,也可以是加气混凝土。为了防止在高温下混凝土爆裂,宜加构造钢筋。

10 防火保护工程施工质量控制及验收


10.1 一般规定


10.1.1 用于保护钢结构的防火材料,应符合现行国家产品标准和设计的要求。
10.1.2 钢结构防火保护工程的施工单位应具备相应的施工资质.施工现场质量管理应有相应的施工技术标准、质量管理体系、质量控制和检验制度。
10.1.3 钢结构防火保护工程的设计修改必须由设计单位出具设计变更通知单,改变防火保护材料或构造时,还必须报经当地消防监督机构批准。
10.1.4 钢结构防火保护分项工程可分成一个或若干个检验批。相同材料、工艺、施工条件的防火保护工程应按防火分区或按楼层划分为一个检验批.
10.1.5 钢结构防火保护工程应按下列规定进行施工质量控制:
1 钢结构防火保护工程所使用的主要材料必须具有中文质量合格证明文件,并具有有检测资质的试验室出具的检测报告。
2 每一个检验批应在施工现场抽取不少于5% 构件数(且不少于3 个)的防火材料试样,并经监理工程师(建设单位技术负责人)见证取样、送样。
3 每一个检验批防火材料试样的500 ℃ 导热系数或等效导热系数平均值不应大于产品合格证书上注明值的5 % ,最大值不应大于产品合格证书注明值的15 % ,防火材料试样密度和比热容平均值不应超过产品合格证书上注明值的 10%.
10.1.6 钢结构防火保护工程应在钢结构安装工程检验批和钢结构普通涂料涂装检验批的施工质量验收合格后进行。采用复合构造的钢结构防火保护工程,其防火饰面板的施工应在包裹柔性毡状隔热材料或涂敷防火涂料检验批的施工质量验收合格后进行。
10 .1.7 钢结构防火保护工程不应被后继工程所破坏.如有损坏,应进行修补。
10.1.8 钢结构防火保护工程施工前钢材表面除锈及防锈底漆涂装应符合设计要求和国家现行有关标准的规定。
检查数量:按构件数抽查10% ,且同类构件不应少于3 件。
检验方法:表面除锈用铲刀检查和用现行国家标准《 涂装前钢材表面锈蚀等级和除锈等级》 GB/T 8923 规定的图片对照观察检查。底漆涂装用干漆膜测厚仪检查,每个构件检测5 处。
每处的数值为3 个相距50mm测点涂层干漆膜厚度的平均值。

条文说明
10.1 一般规定
10.1.1 钢结构防火保护材料的使用直接关系到结构构件的耐火性能,关系到结构的防火安全。因此,钢结构防火保护材料必须选用经过检验合格的产品,且应注意检验报告的有效性。
10.1.4 钢结构防火保护材料的施工,往往会根据钢结构工程的进展分批分次进行,时间间隔往往不同。另外,若一项工程施工面积较大,应划分为若干个批次进行,以确保同一施工单元采用同一批材料进行。若同一个区域(如一个防火区间),采用了不同批次的材料,则亦按不同批次进行检验。
10.1.5 因为防火材料的隔热性能很大程度上取决于材料的导热系数,因此有必要对此值进行质量控制,以保证材料的基本性能符合产品质量要求。但由于每批材料存在差异,因此给出了一个允许范围。

10.2 防火涂料保护工程质量控制


10.2.1 涂装时的环境温度和相对湿度应符合涂料产品说明书的要求。当产品说明书无要求时,环境温度宜在5 ~38℃之间,相对湿度不应大于85% .涂装时构件表面不应有结露;涂料未干前应避免雨淋、水冲等,并应防止机械撞击。
10.2.2 在防火涂料施工前,应对下列项目进行检验,并由具有检测资质的试验室出具检验报告后方可进行涂装。
1 对防火涂料的粘结强度进行检验,粘结强度应符合现行协会标准《 钢结构防火涂料应用技术规范》 CECS24 的规定,检验方法应符合现行国家标准《 钢结构防火涂料》 GB 14907 的规定。
2 对膨胀型防火涂料应进行涂层膨胀性能检验,最小膨胀率不应小于5 。当涂层厚度不大于3mm时,最小膨胀率不应小于10 。膨胀型防火涂料膨胀率的检验方法应符合附录1 的规定。
10.2.3 防火涂料涂层各测点平均厚度不应小于设计要求,单测点最小值不应小于设计要求的85% . 检查数量:按同类构件数抽查10% ,且均不应少于3 件。
检验方法:用涂层厚度测量仪、测针和钢尺检查。测量方法应符合现行协会标准《 钢结构防火涂料应用技术规范》 CECS24 的规定和国家标准《 钢结构工程施工质量验收规范》 GB 50205 --2001 附录F 的要求。
10.2.4 膨胀型防火涂料涂层表面裂纹宽度不应大于0.5mm,且1m 长度内均不得多于1 条。当涂层厚度不大于3mm时,涂层表面裂纹宽度不应大于0.1mm。非膨胀型防火涂料涂层表面裂纹宽度不应大于1mm ,且1m 长度内不得多于3 条。
检查数量:按同类构件数抽查10% ,且均不应少于3 件。
检验方法:观察和用尺量检查。
10.2.5 当防火涂层同时充当防锈涂层时,则还应满足有关防腐、防锈标准的规定。
10.2.6 防火涂料涂装基层不应有油污、灰尘和泥砂等污垢。
检查数量:全数检查。
检验方法:观察检查。
10.2.7 防火涂料不应有误涂、漏涂,涂层应闭合无脱层、空鼓、明显凹陷、粉化松散和浮浆等外观缺陷,乳凸应剔除。
检查数量:全数检查。
检验方法:观察检查.

条文说明
10.2 防火涂料保护工程质量控制
10.2.1 本条是对防火涂料施工环境提出的要求。若温度过低或湿度过大,易出现结露或影响防火涂层干燥成膜。但若防火涂料的产品说明书中提供了产品涂装的环境要求,则应参照产品说明书中的要求进行。
10.2.2 由于膨胀型防火涂料主要依赖于遇火膨胀的特性而达到防火保护的目的,因此,膨胀型防火涂料的发泡是否正常在一定程度上决定了是否可以对钢结构起到防火保护。而且,由于膨胀型防火涂料多由有机材料组成,存在着老化问题。但我国目前尚未对其有效期或使用年限作出明确规定。为保证膨胀防火涂料在涂装时的质量,有必要对其发泡情况作出判断。涂层发泡厚度因与涂层厚度有直接关系,因此提出了膨胀率(膨胀后厚度与膨胀前厚度的比值)要求。

10.3 防火板保护工程质量控制


10.3.1 支撑固定件应固定牢固,现场拉拔强度应符合设计要求。
检查数量:按同类构件数抽查10% ,且均不应少于3 件。
检查方法:现场手册检查;查验进场验收记录、现场拉拔检测报告。
10.3.2 防火板安装必须牢固稳定,封闭良好。
检查数量:按同类构件数抽查10% ,且均不应少于3 件。
检查方法:观察检查。
10.3.3 防火板表面应平整、无裂痕、缺损和泛出物.有装饰要求的防火极表面应洁净、色泽一致、无明显划痕。
检查数量:全数检查。
检查方法:观察检查。
10.3.4 防火板接缝应严密、顺直。接缝边缘应整齐.检查数量:全数检查。
检查方法:观察和用尺量检查。
10.3.5 防火板安装时表面不应有孔洞和凸出物。
检查数量:全数检查。
检查方法:观察检查。
10.3.6 防火板安装的允许偏差和检查方法:立面垂直度,用2m 垂直检测尺检查,其误差不大于4mm 。
表面平整度,用2m 靠尺和塞尺检查,其误差不大于2mm 。
阴阳角正方,用直角检测尺检查,其误差不应大于2mm。
接缝高低差,用钢直尺和塞尺检查,其误差不应大于1mm。
接缝宽厚,用钢直尺检查,其误差不应大于2mm 。
10.3.7 分层包裹时,防火板应分层固定,相互压缝。
检查数量:全数检查。
检查方法:查验隐蔽工程记录和施工记录。

10.4 柔性毡状隔热材料防火保护工程质量控制


10.4.1 柔性毡状材料的防火保护层厚度大于100时,必须分层施工。
检查数量:按同类构件数抽查10% ,且均不应少于3 件。
检查方法:观察和用尺量检查。
10.4.2 防火保护层拼缝应严实、规则,同层应错缝,上下层应压缝,表面应做严缝处理,错缝应整齐,表面应平整。
检查数量:按同类构件数抽查10% ,且均不应少于3 件。
检查方法:观察和用尺量检查。
10.4.3 支撑件的安装间距应符合要求,位置正确,且安装牢固无松动.其间距应均匀,并垂直于钢构件表面。
检查数量:按同类构件数抽查10 % ,且均不应少于3 件。
检查方法:观察和用尺量检查、手册检查。
10.4.4 金属保护壳的环向、纵向和水平接缝必须上搭下,成顺水方向;搭接处应做密封处理,膨胀缝应留设正确,搭接尺寸应符合规定。
检查数量:按同类构件数抽杳10% ,且均不应少于3 件。
检查方法:观察和用尺量检查。
10.4.5 防火保护层厚度及其表观密度应符合设计要求。毡状隔热材料的厚度偏差应不大于10%、不小于5 % ,且不得大于+10mm ,也不小于-10mm.毡状隔热材料表观密度偏差不应大于+10% .
检查数量:按同类构件数抽查10% ,且均不应少于3 件。
检查方法:厚度采用针刺、尺量,表观密度采用称量检查。
10.4.6 毡状隔热材料的捆扎应牢固、平整,捆扎间距应符合设计要求,且均匀。
检查数量:按同类构件数抽查10%,且均不应少于3 件。
检查方法:观察和用尺量检查。
10.4.7 金属保护壳应无翻边、翘缝和明显凹坑。外观应整齐。金属保护壳圆度公差不应大于10mm。金属保护壳表面平整度偏差不应大于4mm。金属保护壳包柱时,垂直度偏差每米不应大于2mm,全长不应大于5mm。
检查数量:按同类构件数抽查10% ,且均不应少于3 件。
检查方法:观察检查。圆度公差用外卡尺、钢尺检查;表面平整度用1m,直尺和楔形塞尺检查;垂直度用线坠、直尺检查。

10.5 防火保护工程的验收


10.5.1 钢结构防火保护工程应按检验批进行质量验收。防火保护工程的验收按工程进度分为隐蔽工程验收、施工验收和消防验收.
10.5.2 隐蔽工程验收是对需要隐蔽的防火保护工程进行的检查验收。需进行隐蔽验收的项目有:
1 吊顶内、夹层内、井道内等隐蔽部位的防火保护工程;
2 钢结构表面的涂料涂装工程;
3 复合防火保护基层防火层的施工质量检查;
4 龙骨、连接固定件的安装;
5 多层防火板、多层柔性毡状隔热材料施工时,层间质量检查。
10.5.3 隐蔽工程验收由建设单位、监理单位和施工单位参加,共同签署验收意见。
10.5.4 施工验收是防火保护工程完工后,由施工单位向建设单位移交工程的验收。施工验收时施工单位应向建设单位提供下列文件和记录.
1 防火工程的竣工图和相关设计文件;
2 材料的隔热性能检测报告、燃烧性能检测报告、含水率及表观密度检测报告;
3 施工组织设计和施工方案;
4 产品质量合格证明文件;
5 抽检产品的导热系数、表观密度、比热容、粘结强度、拉拔强度和膨胀性能的检测报告;
6 现场施工质量检查记录;
7 分项工程中间验收记录;
8 隐蔽工程检验项目检查验收记录;
9 分项工程检验批质量验收记录;
10 工程变更记录;
11 材料代用通知单;
12 重大质量问题处理意见.
10.5.5 施工验收应由施工单位组织,建设单位、监理单位、设计单位参加并共同签署验收意见。
10.5.6 消防验收是国家消防监督机构依照《 消防法》 对建筑消防工程进行的验收。消防验收时,建设单位应向地方消防监督机构提交第10.5.4 条规定的文件.
10.5.7 钢结构的防火保护工程应按防火保护分项工程列人建筑消防工程的施工验收。
10.5.8 工程施工质量的验收,必须采用经计量检定、校准合格的计量器具。
10.5.9 当钢结构采用防火涂料保护时,其验收应符合下列条件:
1 钢结构防火涂料施工前;除锈和防锈应符合设计要求和国家现行标准的规定;
2 抽检的钢结构防火涂料主要技术性能,应符合生产厂提供的产品质保书的要求;
3 钢结构防火涂料涂层的厚度应符合设计要求;
4 钢结构防火涂料的施工工艺应与其检测时的试验条件一致;
5 钢结构防火涂料的外观、裂缝等其他要求应符合现行协会标准《 钢结构防火涂料应用技术规范》 CECS24 及其他相关国家标准或行业标准的要求.
10.5.10 当钢结构采用防火板保护时,其验收应符合下列条件:
1 抽检的钢结构防火板试样的技术性能参数,应符合生产厂提供的产品质保书的要求。
2 钢结构防火板的厚度应符合设计要求;
3 钢结构防火板的施工工艺应与其检测时的试件条件一致。
10.5.11 当钢结构采用柔性毡状隔热材料保护时,其验收应符合下列条件:
1 抽检的柔性毡状隔热材料试样的主要技术性能,应符合生产厂提供的产品质保书的要求;
2 柔性毡状隔热材料的厚度应符合设计要求;
3 柔性毡状隔热材料的施工工艺应与其检测时的试件条件一致。
10.5.12 建设单位应委托有检验资质的工程质检单位,按照国家现行有关标准和设计要求,对钢结构防火保护工程及其材料进行检测,检测项目应包括下列内容:
1 施工中抽样产品的性能参数检验。检测施工用材料的高温导热系数、表观密度和比热容是否与施工方提供的产品说明书相符。
2 施工中抽样产品的强度检验。检测涂覆型防火保护材料的粘结强度,包覆型保护材料的抗折强度。
3 膨胀型防火涂料的膨胀率的检测。
4 产品外观质量的检测。
5 防火保护材料的厚度检测。

条文说明
10.5 防火保护工程的验收
10.5.1 建筑施工中,钢结构工程会因工程进度安排或其他因素而需要分批分次地进行。而防火材料,特别是一些在现场混合的钢结构防火涂料,会由于批次不同而产生性能上的差异,因此要求不同批次分别进行验收。
10.5.2 、10.5.3 需要隐蔽的钢结构构件,若不在其进行隐蔽之前进行验收检验,将会造成不必要的返工或争议。因此,对那些在施工结束后不易检验部位的钢结构防火保护工程,均应在其施工完成且下一步工序开始前进行验收。
10.5.9 在我国采用防火涂料进行钢结构防火保护的工程较多。由于钢结构防火涂料的性能以及施工工艺各有不同,因此需要施工单位严格按照所使用防火涂料的施工工艺进行涂装。例如,有些防火涂料要求挂钢丝网后才涂装,若不挂网即涂装,将给今后的使用留下隐患,造成钢结构防火涂料脱落。
非膨胀型钢结构防火涂料的主要技术性能参数为导热系数,膨胀型钢结构防火涂料在主要技术性能参数为膨胀率及耐热性指标。
10.5.10 钢结构防火板的主要技术性能参数为导热系数。

附录A 非膨胀型防火涂料和防火板等效导热系数测试方法


A.0.1 现场施工所采用防火材料的导热系数可按下列步骤进行检测:
1 预制图A.0.1-1 所示截面的钢试件,长度1.0m。
2 在 钢结构防火工程的施工现场,采用现场施工的防火材料对钢试件进行防火保护(图A.0.1-2 ) , 厚度取20mm。试件两端用相同防火材料封堵.
3 对钢试件进行标准火灾升温试验,量测1.5h 时刻试件在图A.0.1-3 所示测点处的温度。
图A.0.1-1 钢试件截面
试件上温度测点布置
图 A.0.1-2 防火保护试件截面
试件上温度测点布置试件上温度测点布置
图A.0.1-3 试件上温度测点布置
试件上温度测点布置
4 计算钢试件的预测温度。
对于采用非膨胀型防火涂料保护的试件:
对于采用非膨胀型防火涂料保护的试件
对于采用防火板保护的试件:
对于采用防火板保护的试件
式中 Ts0一一试验前试件的初始沮度(℃);
λi一一防火材料的导热系数[〔 W/(m·℃)]。
5 如果各侧点的最高沮度Tmax和平均温度To满足下列公式:
测点高度与平均温度
则施工所用材料的导热系数与产品标准值相等,否则,不相符。
A.0.2 非膨胀型防火涂料和防火板的等效导热系数,可按下列步骤进行测定:
1 预制图A.0.1-1 所示截面的钢试件,长度1.0m。
2 采用待测防火材料对钢试件进行防火保护(图A.0.1-2 ) ,厚度取20mm。试件两端用相同防火材料封堵。
3 对钢试件进行标准火灾升温试验,量测1.5h 时刻试件在图A.0.1-3 所示测点处的温度。
4 计算各测点的平均温度T0。
5 计算防火材料的等效导热系数λi[〔 W/(m·℃)]。
对于非膨胀型防火涂料:
非膨胀型防火涂料
对于防火板:
防火板

附录B 室内火灾平均温度计算


B.0.1 当能准确确定建筑室内有关参数时,在t 时刻室内火灾的平均温度Tg可按下式迭代计算:
t 时刻室内火灾的平均温度
式中 T′g——本次迭代前室内平均温度(0c);
D——热释放速率系数,按第B.0.2条确定;
η——房间的通风系数按式(6.1.3-2)计算;
a——对流、辐射换热系数之和[W/(m2·℃)],按第B.0.3 条确定;
Cg——烟气比热容(J/(kg·℃) ),按表B.0.4 取值;
T1——壁面内表面温度(℃)按第B.0.5条确定。
B.0.2 热释放速率系数D 按下式计算:
热释放速率系数D
式中 t一一轰燃后火灾持续时间(min );
t0一一房间内所有可燃物烧尽时的火灾理论持续时间( min );
qT一一房间设计火灾荷载密度,按附录C 取值。
B.0.3 对流、辐射换热系数之和按式(B.0.3)计算:
对流、辐射换热系数
B.0.4 烟气比热容cg按表B.0.4 取值:
表B.0.4 烟气比热容cg
烟气比热容
B.0.5 壁面内表面温度T1,按下列步骤计算:
1 将壁面封墙、楼板厚度(均取150mm ),按厚度为10mm 划分为15 个薄层,交界处在时刻t 时的温度分别为T(1,t),T(2,t),… ,T( 16 ,t ),其中( 1,t)为房间内表面温度,T( 16 ,t)为房间外表面温度。
2 将轰燃后的火灾持续时间t 离散为△t,可取△t=60s。
3 利用初始条件,令所有节点温度T( i,0)=20℃ 。
4 在任意时刻t节点i的导温系数a可按下式计算:
任意时刻t节点i的导温系数a
式中 a1——混凝土的导温系数(m2/s);
a2——加气混凝土的导温系数(m2/s);
T——计算节点的温度(℃)。
5 按下式计算所有内节点(除内、外表面,i=2~15)的温度T(i,t+△t):
所有内节点(除内、外表面,i=2~15)的温度T(
6 在任意时刻t外表面节点(i=16)的导热系数λ按下式计算:
任意时刻t外表面节点(i=16)的导热系数λ
式中 λ1——混凝土的导热系数[W/(m·K)];
λ2——加气混凝土的导热系数[W/( m·K)〕];
T——T(16,t)、T( 15,t)即外表面和相邻节点的平均温度(℃ )。
7 外表面的温度可按下式计算:
外表面的温度
8 在任意时刻t,内表面节点(i=l)的导热系数λ可按式(B.0.5-5)~式(B.0.5-7)计算,但式中T为T(l,t)、T(2,t),即内表面与相邻节点的平均温度(0C)。
9 内表面的温度可按下式计算:
内表面的温度
联立(B.0.5-9 )、(B.0.3)、(B.0.1 ),迭代求解T1,Tg。ao一般迭代10 次即可满足精确度要求。

附录C 火灾荷载密度


C.0.1 设计火灾荷载密度可按下式计算:
火灾荷载密度
式中 qk——标准火灾荷载密度,按第C.0.2条确定;
rl——结构的重要性系数,按表C.0.1-1取值;
r2——火灾危险性系数,按表C.0.1- 2取值;
r3——主动防火系数,按表C.0.1-3 取值。
表c.0.1-1结构的重要性系数rl
结构的重要性系数
注:建筑高度指室外地面到顶层檐口高度,不计入屋顶局部凸出物如楼梯间等。

表C.0.1-2 火灾危险性系数r2
火灾危险性系数
表C.0.1-3 主动防火系数r2
主动防火系数
C.0.2 建筑物内的标准火灾荷载密度,宜根据建筑物的使用功能确定可燃物数量,按下式计算:
标准火灾荷载密度
式中 Mi——第i 种可燃物质量(kg);
Hi——第i 种可燃物热值,表C.0.2-1确定;
AT——包括窗在内的房间六壁面积之和(㎡)。
表C.0.2-1 可燃材料单位质量发热量Hi
可燃材料单位质量发热量
建筑物内的标准火灾荷载密度也可按下式估计:
标准火灾荷载密度
式中 q0——按地板面积确定的火灾荷载密度,按表C.o,2-2取值;
Af——火灾房间地板面积(m2)。
表C.0.2-2按地板面积确定的火灾荷载密度q0 (MJ/㎡)
按地板面积确定的火灾荷载密度
注:1 各类仓库(包括商场等建筑物的中转库、书库)的火灾荷载密度应按实际用油途行估计。
2 表中只包括使用可燃物,不包括装修可燃物和可燃建筑构件。当存在装修可燃物和可燃建筑构件时应按实际质量以式(C.0.2-1)估算增加火灾荷载。

附录D 高大空间建筑火灾升温计参数Tz、η、μ、β


表D 高大空间建筑火灾升沮温计算参数值
高大空间建筑火灾升温计参数
续表D
高大空间建筑火灾升温计参数
续表D
高大空间建筑火灾升温计参数
续表D
高大空间建筑火灾升温计参数
续表D
高大空间建筑火灾升温计参数

附录E 有保护层构件的截面系数


表E 有保护层构件的截面系数值
有保护层构件的截面系数值
续表E
有保护层构件的截面系数值
续表E
有保护层构件的截面系数值
续表E
有保护层构件的截面系数值



附录F 标准火灾升温条件下钢结构的升温


F.0.1 标准火灾升温条件下无保护层钢构件的升温见表F.0.1 。
表F.0.1 标准火灾升温条件下无保护层钢构件的升温(℃)
标准火灾升温条件下无保护层钢构件的升温
注:1 当F/V<10 时,构件温度应按截面温度非均匀分布计算。
2 当F/V>300时,可认为构件温度等于空气温度。

F.0.2 di/λi为0.01、0.05、0.1、0.2、0.3、0.4、0.5时标准升温条件下有保护层钢构件的升温见表F.0.2-1~F.0.2-7。
表F.0.2-1 d11 为0.01时标准升沮条件下有保护层钢构件的升温(℃ )
标准升沮条件下有保护层钢构件的升通
续表F.0.2-1
标准升沮条件下有保护层钢构件的升通
表F.0.2-2 d11 为0.05为0.05 时标准升沮条件下有保护层钢构件的升温(℃ )
标准升沮条件下有保护层钢构件的升温
续表F.0.2-2
标准升沮条件下有保护层钢构件的升温
表F.0.2-3 d11 0.1 时标准升温条件下有保护层钢构件的升温(℃ )
标准升沮条件下有保护层钢构件的升温
续表F.0.2-3
标准升温条件下有保护层钢构件的升温
表F.0.2-4 d11 为0.2 时标准升温条件下有保护层钢构件的升温(℃)
标准升温条件下有保护层钢构件的升温
续表F.0.2-4
标准升温条件下有保护层钢构件的升温
表F.0.2-5 d11 为0.3 时标准升温条件下有保护层钢构件的升温(℃)
标准升温条件下有保护层钢构件的升温
续表F.0.2-5
标准升温条件下有保护层钢构件的升温
表F.0.2-6 d11 为0.4 时标准升温条件下有保护层钢构件的升温(℃)
标准升温条件下有保护层钢构件的升温
续表F.0.2-6
标准升温条件下有保护层钢构件的升温
表F.0.2-7 d11 为0.4 时标准升温条件下有保护层钢构件的升温(℃)
标准升温条件下有保护层钢构件的升温
续表F.0.2-7
标准升温条件下有保护层钢构件的升温

附录G 构件单位长度综合传热系数B


表G 构件单位长度综合传热系数B [W/(m3·℃]
构件单位长度综合传热系数B
续表 G
构件单位长度综合传热系数B
续表 G
构件单位长度综合传热系数B
续表 G
构件单位长度综合传热系数B
续表 G
构件单位长度综合传热系数B
续表 G
构件单位长度综合传热系数B
注:1 t为标准升沮时间或等效曝火时间(min )。
2 Td为钢构件的临界温度()。


附录H 考虑薄膜效应时楼板的极限承受能力


H.0.1 当钢结构中的楼板为普通现浇楼板或压型钢板组合楼板,且楼板的耐火极限不大于1.5h时,可考虑薄膜效应,按本附录方法进行楼板的抗火设计。
H.0.2 考虑薄膜效应进行楼板的抗火设计时,应按下列要求将楼板划分为板块设计单元:
1 板块应为矩形,且长宽比不大于2;
2 板块四周应有梁支撑,且梁满足第7章的抗火设计要求;
3 板块中应布置钢筋网,对于普通现浇楼板可为受力钢筋网,对于压型钢板组合楼板可为温度钢筋网;
4 板块内可有1根以上次梁,且次梁的方向一致;
5 板块内部区域不得有柱(柱可设在板块边界上);
6 板块内开洞尺寸不得大于300mm.
若划分的板块设计单元不符合以上要求,则不得按本附录方法进行楼板的抗火设计。
H.0.3 考虑薄膜效应后,板块的极限承载力可按下式计算:
qr =eTqf+qb1T (H.0.3 )
式中eT---高温下,考虑板的薄膜效应后板块承载力的增大系数,按H.0.4条计算;
qf---板块在常温下的极限承载力,对压型钢板组合楼板按肋以上混疑土板部分并考虑负筋和温度钢筋的作用计算;
qb,T ---板块中次梁在火灾中的承载力。
H.0.4 eT可通过图H.0.4-1~H.0.4-3查得。其中μ为板块短跨方向配筋率与长跨方向配筋率的比值,a为板块长短跨长的比值。ho为楼板的有效厚度,即板厚减去钢筋保护层厚度。 为板块中心在耐火极限t时的最大竖向位移,按式(H.0.5-1)
放大系数与相对位移的关系
图H.0.4-1μ时=1.0时放大系数er与相对位移的关系
放大系数与相对位移的关系
图H.0.4-2 μ=0.5时放大系数er与相对位移的关系
放大系数与相对位移的关系
图H.0.4-3 μ=1.5时放大系数er与相对位移的关系
H.0.5 板块中心在1.5h时的竖向位移w应按下式计算:
板块中心在1.5h时的竖向位移w计算
式中K——与楼板变形有关的系数取0.4;
B——板块短跨尺寸(m );
a——钢筋的温度膨胀系数,1.4×10-5
λ——普通现浇楼板单位宽度负弯矩钢筋截面面积与板底钢筋截面面积的比值;压型钢板组合楼板负弯矩钢筋截面面积与温度钢筋截面面积的比值;
△T——普通现浇楼板板底钢筋在1.5h 时的升温,按表H.0.5 确定;压型钢板组合楼板为温度钢筋在10.5h的升温;
t——曝火时间(min)取90min ;
T0——室温(℃ );
d——温度钢筋中心到曝火面的距离(m) ;
H——板厚(m )图H.0.5);
W2、w4——几何参数(图H.0.5)(m)。
压型钢板示意
图 H.0.5 压型钢板示意
H.0.5 普通现浇混凝土板钢筋在1.5h时的温度(℃)
普通现浇混凝土板钢筋在1.5h时的温度
注.表中d 为板底受火面到钢筋中心的距离,常规指常规混凝土,轻质指轻质混凝土。
H.0.6 当板块内有次梁时,对与次梁平行的板块边界处的支承梁进行抗火验算宜考虑由子次梁承载力降低而转移到边界梁上的荷载。

附录I 膨胀型防火涂料检测方法


1.0.1 可按下列方法检测膨胀型防火涂料的隔热性能:
1 选取设计临界温度最低的钢结构构件,制成长度为构件截面高度3 倍的试件,共3 个;
2 采用与施工现场相同的防火涂料和厚度,在试件上涂敷防火涂料;
3 将所有试件置于试验炉中,按标准火灾升温燃烧至设计耐火极限要求的时间;
4 测量试件跨中截面的升温(每个试件不少于3 个测点),取各测点升温的平均值作为该试件的代表值;
5 如果各试件温度的平均值低于设计的临界温度,且试件的最高温度不高于设计临界温度的1.15 倍,则该防火涂料的隔热性能满足要求。
1.0.2 膨胀型防火涂料的膨胀性能,可采用下列试验室检测方法:
1 仪器
不燃性测定仪、涂料膨胀测量容器。
2 制样
对现场取样的防火涂料,按粘接强度的测试方法进行涂覆。达到试验条件后,在已涂覆防火涂料的样件表面刮取约10g 左右的防火涂料碎块。
3 试验方法
将刮取的防火涂料碎块粉碎后,放入直径?45mm的特制容器中,均匀铺满容器底部并压实至2 mm刻度线处。然后放人恒温750 ℃ 的不燃性测定仪中,试验进行5min。停止试验后取出容器,观查膨胀后的涂料表面是否溢出容器上表面。如溢出,则判定膨胀性能合格;如未溢出,则判定膨胀性能不合格.注:本试验所需的特制容器直径45mm ,距底部2mm处有一刻度线,容器深度10mm或20mm。
1.0.3 膨胀型防火涂料膨胀性能,可采用下列现场检测方法:
1 仪器
测厚仪、喷枪、游标卡尺。
2 试样选取
在现场随机选取已涂覆防火涂料的构件3 处,进行膨胀检测。
3 试验方法
光对所选取的测点进行涂层厚度检测,并记录.点燃喷枪,并将火焰尖刚好与涂层表面垂直接触,保持喷枪在该位置持续燃烧15min 。熄灭后,将游标卡尺的深度测量尾尺插人膨胀层内并触及构件基层,使游标卡尺主尺尾部与膨胀层表面接触,测量膨胀厚度并记录,计算膨胀率。所有检测点的膨胀率均应满足相应涂料膨胀率的技术指标要求。

本规范用词说明


1 为便于在执行本规程条文时区别对待,对要求严格程度不同的用词说明如下:
1) 表示很严格,非这样做不可的:
正面词采用“必须”;
反面词采用“严禁”。
2) 表示严格,在正常情况下均应这样做的:
正面词采用“应”;
反面词采用“不应”或“不得”。
3) 表示允许稍有选择,在条件许可时首先应该这样做的:
正面词采用“宜”;
反面词采用“不宜”。
4) 表示有选择,在一定条件下可以这样做的:
正面词采用“可”;
反面词采用“不可”。
2 条文中指定应按其他有关标准执行时,写法为“应按……执行”或“应符合……要求(或规定)”。非必须按所指定标准执行时,写法为“可参照……执行”。