8.2.1 當(dāng)壓型鋼板在樓板中僅起模板作用時(shí)，可不采取防火保護(hù)措施。當(dāng)壓型鋼板在樓板中起承重作用時(shí)，若壓型鋼板一混凝土組合樓板滿足第8.2.2～8.2.4 條的規(guī)定，可不采取防火保護(hù)措施．
8.2.2 壓型鋼板起承重作用的組合樓板的抗火設(shè)計(jì)，可根據(jù)是否允許在火災(zāi)下產(chǎn)生大撓度變形，分別按第8.2.3 或8.2.4 條的規(guī)定進(jìn)行。若樓板滿足第8.2.3 或8.2.4 條的要求，則樓板無(wú)需采用其他防火保護(hù)措施。否則樓板應(yīng)采用防火材料保護(hù)，或樓板常溫下的設(shè)計(jì)不應(yīng)考慮壓型鋼板的組合作用，而另配受拉鋼筋。
8.2.3 當(dāng)不允許樓板產(chǎn)生大撓度變形時(shí)，可根據(jù)下式計(jì)算組合樓板的耐火時(shí)間： 式中 t_r——組合樓板耐火時(shí)間（min）；
     ηF——組合板的內(nèi)力指標(biāo)；
     Mmax——火災(zāi)下單位寬度組合板內(nèi)由荷載產(chǎn)生的最大正彎矩設(shè)計(jì)值；
     RMC——火災(zāi)下單位寬度組合板內(nèi)素混凝土板的正彎矩承載力；
     ft ——常溫下混凝土的抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；
     W——單位寬度組合板內(nèi)低于700℃部分素混凝土板截面的正彎矩抵抗矩。
    壓型鋼板一混凝土組合板在ISO834 標(biāo)準(zhǔn)升溫條件下，各時(shí)刻的700 ℃ 等溫線如圖8.2.3 所示，其他時(shí)刻的700 ℃ 等溫線可以按內(nèi)插值法得到。
    如果按式（8.2.3-1）計(jì)算所得tr不小于樓板規(guī)定的耐火極限要求，則該樓板無(wú)需采用其他防火保護(hù)措施。 圖8.2.3 ISO834標(biāo)準(zhǔn)升溫條件下700℃等溫線在組合板內(nèi)的移動(dòng)過程（mm）

8.2.4 當(dāng)允許壓型鋼板組合樓板產(chǎn)生大撓度變形時(shí)可考慮薄膜效應(yīng)，并按附錄H 的方法計(jì)算樓板的極限承載力．若滿足下式的要求，則樓板無(wú)需采取其他防火保護(hù)措施。 qr≥q (8.2.4)  式中 qr——考慮薄膜效應(yīng)的樓板極限承載力；
     q——火災(zāi)下樓板的面荷載設(shè)計(jì)值，按第6.5.1 條確定。

 
條文說明
  8.2 壓型鋼板組合樓板
8.2.1 、8.2.2 壓型鋼板組合樓板是多、高層建筑鋼結(jié)構(gòu)中常用的樓板形式。壓型鋼板在樓板中可起施工模板作用，同時(shí)還可起受力作用。如壓型鋼板僅起模板作用，此時(shí)樓板如同鋼筋混凝土樓板，其防火問題一般無(wú)需專門考慮。但當(dāng)壓型鋼板還同時(shí)起受力作用時(shí)，由于火災(zāi)高溫對(duì)壓型鋼板的承載力會(huì)有較大影響，則應(yīng)對(duì)這種壓型鋼板組合樓板進(jìn)行專門的抗火設(shè)計(jì)計(jì)算。
8.2.3 試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，壓型鋼板組合樓板在火災(zāi)下，當(dāng)樓板升溫不太高時(shí)壓型鋼板與混凝土樓板的粘結(jié)即發(fā)生破壞，即壓型鋼板在火災(zāi)下對(duì)樓板的承載力實(shí)際幾乎不起作用。但忽略壓型鋼板的素混凝土仍有一定的耐火能力。式（8.2.3）給出的耐火時(shí)間即為素混凝土板的耐火時(shí)間，此時(shí)樓板的撓度很小。
    本條的依據(jù)參見蔣首超和李國(guó)強(qiáng)等的論文：“高溫下壓型鋼板一混凝土粘結(jié)強(qiáng)度的試驗(yàn)”（同濟(jì)大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版）, 2003 . Vol . 31 . No . 3 ）、“鋼一混凝土組合樓蓋抗火性能的試驗(yàn)研究”（建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)，2004 . Vol25 , No . 3 ）、“鋼一混凝土組合樓蓋抗火性能的數(shù)值分析方法”（建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)，2004 . Vo125 , No.3）。
8.2.4 通過對(duì)一些鋼結(jié)構(gòu)建筑火災(zāi)后的調(diào)查和足尺試驗(yàn)觀察發(fā)現(xiàn)，在部分支承樓板的鋼梁和壓型鋼板喪失承載力后，樓板在火災(zāi)下雖然會(huì)產(chǎn)生很大的變形，但樓板依靠板內(nèi)鋼筋網(wǎng)形成的薄膜作用還可繼續(xù)承受荷載，樓板未發(fā)生坍塌。圖5 和圖6 分別為臺(tái)北東方科技園區(qū)火災(zāi)和英國(guó)Cardington 八層足尺鋼結(jié)構(gòu)火災(zāi)試驗(yàn)中樓板的變形情況。研究表明，樓板在大變形下產(chǎn)生的薄膜效應(yīng)，使樓板在火災(zāi)下的承載力比基于小撓度破壞準(zhǔn)則計(jì)算的承載力高出許多。因此，可以在鋼結(jié)構(gòu)建筑中通過正確考慮薄膜效應(yīng)的影響，發(fā)揮樓板的抗火潛能，降低結(jié)構(gòu)抗火成本。   圖5 臺(tái)北東方科技園區(qū)高層鋼結(jié)構(gòu)建筑火災(zāi)中樓板的大撓度變形   圖6 英國(guó)Cardington 火災(zāi)試驗(yàn)中壓型鋼板樓板的大撓度變形     鋼筋混凝土板內(nèi)薄膜作用的大小與板的邊界條件有很大關(guān)系。如圖7(a）所示，支承于梁柱格柵上的鋼筋混凝土樓板，根據(jù)高溫下支承梁與混凝土板承載力的比值，在豎向均布荷載作用下可能產(chǎn)生兩種破壞模式。如果梁的承載力小于混凝土板的承載力，則在豎向荷載作用下梁內(nèi)首先形成塑性鉸〔 圖7 (b)〕 ，隨著荷載的增加，屈服線將貫穿整個(gè)樓板。在這種屈服機(jī)制下，混凝土板內(nèi)不會(huì)產(chǎn)生薄膜作用。
    當(dāng)高溫下梁的承載力大于樓板的承載力時(shí)，則在豎向均布荷載作用下，樓板首先屈服，而梁內(nèi)不產(chǎn)生塑性鉸。此時(shí)樓板的極限承載力將取決于單個(gè)板塊的性能，其屈服形式如圖7 (c）所示。若樓板周邊上的垂直支承變形一直很小，樓板在變形較大的情況下就會(huì)產(chǎn)生薄膜作用。
    因此，樓板產(chǎn)生薄膜效應(yīng)的一個(gè)重要前提條件就是：火災(zāi)下樓板周邊有垂直支承且支承的變形一直很小。   圖7 樓板彎曲破壞的形式
      火災(zāi)下樓板在產(chǎn)生薄膜效應(yīng)之前，按屈服線理論發(fā)展，直到混凝土開裂。隨著溫度進(jìn)一步升高，在樓板彎矩最大的部位鋼筋受拉屈服。當(dāng)溫度繼續(xù)增高時(shí)，混凝上開裂部分增多并逐漸貫通形成屈服線（穿過該線的受拉鋼筋已經(jīng)屈服，故稱屈服線）。圖8 為均勻受荷樓板屈服線的形成過程。此時(shí)，根據(jù)經(jīng)典的屈服線理論，在板的屈服線處只考慮彎矩和剪力．
    在溫度作用下，板的熱膨脹受到約束可產(chǎn)生受壓薄膜力。但當(dāng)板撓度繼續(xù)增大時(shí)，板有向中心移動(dòng)的趨勢(shì)，則無(wú)論板塊邊緣是否有水平約束，板塊都會(huì)產(chǎn)生受拉薄膜力，見圖8 ( d）、（e）。如果板塊的邊緣上受到完全的水平約束，鋼筋就會(huì)像受拉的網(wǎng)一樣承受所施加的豎向荷載，從而在板內(nèi)形成薄膜作用。若無(wú)水平約束，則板的周邊上將形成受壓環(huán)，從而在板塊的中心區(qū)域產(chǎn)生受拉薄膜作用。這與自行車車輪的輻條代表受拉薄膜作用和輪框代表受壓環(huán)相類似。所以，板在圖8 所示的屈服線平衡模式之后，隨著板中間（橢圓部分）撓度的增加，橢圓內(nèi)的屈服線隨著樓板裂縫的不斷增加而漸漸消失，到最后由于橢圓范圍內(nèi)大部分混凝土開裂以及高溫下混凝土材料性的下降，可以近似認(rèn)為橢圓范圍內(nèi)的荷載完全由板內(nèi)鋼筋承受，樓板通過受拉鋼筋的懸鏈作用可繼續(xù)承擔(dān)很大的荷載，見圖8 (f）。   圖8 均勻受荷樓板薄膜效應(yīng)形成過程
      由于壓型鋼板組合樓板一般會(huì)在樓板面層配抗裂溫度筋，如同時(shí)利用抗裂鋼筋網(wǎng)作為樓板抗火薄膜效應(yīng)的受力鋼筋網(wǎng)，則可以降低樓板的防火成本。為了有效地發(fā)揮溫度筋的薄膜效應(yīng)作用，溫度筋至樓板頂面的距離不宜小于30mm。
本條的依據(jù)可參見下列文獻(xiàn)：
    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．火災(zāi)下鋼結(jié)構(gòu)樓板的薄膜作用．同濟(jì)大學(xué)碩士學(xué)位論文．2004 。