邢永輝，王衛(wèi)永，石 宇，周緒紅，徐 磊

(1.重慶大學(xué) 土木工程學(xué)院，重慶 400045；2.滑鐵盧大學(xué) 土木與環(huán)境工程學(xué)院，安大略滑鐵盧 N2L3G1)

冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)作為裝配式建筑的一種結(jié)構(gòu)形式，得到了廣泛應(yīng)用，尤其是在北美、歐洲和澳大利亞等地。該結(jié)構(gòu)在構(gòu)造形式上與輕型木結(jié)構(gòu)框架體系類似，主要用于中低層建筑，具有結(jié)構(gòu)自重輕、生產(chǎn)周期短、有利于住宅產(chǎn)業(yè)化、取材方便、住宅面積利用率高等優(yōu)點(diǎn)，但該類型結(jié)構(gòu)體系承載力相對較低、剛度偏小，難以用于多層和小高層結(jié)構(gòu)體系，急需開發(fā)一種抗側(cè)能力較好的新型墻體。周緒紅等[1]開發(fā)出一種應(yīng)用于多高層建筑中的冷彎型鋼夾支薄板剪力墻，并對其抗震性能進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)該類型墻體受剪承載力和抗側(cè)剛度均高于傳統(tǒng)冷彎薄壁型鋼組合墻體。由于此類墻體主要應(yīng)用于多高層建筑中，結(jié)構(gòu)抗火成為主要問題。學(xué)者們對冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)及輕鋼組合結(jié)構(gòu)抗火性能進(jìn)行了研究，F(xiàn)eng等[2-4]對影響輕鋼墻體抗火性能的因素進(jìn)行了分析，包括石膏板數(shù)量、鋼骨架類型、填充材料類型和載荷水平等，發(fā)現(xiàn)骨架截面形狀對傳熱性能沒有影響，填充保溫棉能夠較好地提高結(jié)構(gòu)抗火性能。Sivakumar等[5]分析了影響冷彎型鋼墻體抗火性能的因素，得出墻體的耐火性能與石膏板的高溫力學(xué)性能相關(guān)，建議在石膏板中添加化學(xué)劑等改善其高溫力學(xué)性能。Roy等[6]對一棟一層冷彎型鋼房屋進(jìn)行抗火性能試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)房屋樓蓋受火時(shí)間21 min時(shí)，內(nèi)部鋼骨架的溫度升至600 ℃，試驗(yàn)結(jié)束時(shí)內(nèi)部復(fù)合墻體并未出現(xiàn)倒塌破壞。葉繼紅等[7-12]對高溫下冷彎薄壁型鋼墻體和冷彎型鋼自攻釘連接件進(jìn)行了大量的試驗(yàn)，研究了面板和填充保溫材料類型、載荷水平等因素對結(jié)構(gòu)抗火性能的影響。鋼板剪力墻是由內(nèi)嵌鋼板和四周豎向構(gòu)件組成的墻體單元，該墻體除了能夠發(fā)揮四周豎向構(gòu)件的抗側(cè)性能，也可利用內(nèi)嵌鋼板屈曲后強(qiáng)度承擔(dān)剪力。國內(nèi)外對該體系抗震性能已有較多研究，對其抗火性能研究較少，Liao等[13]采用有限元軟件研究了火災(zāi)全過程中鋼框架填充鋼板剪力墻的抗火性能，發(fā)現(xiàn)自然冷卻階段最高溫度位于梁柱連接處，高溫700 ℃冷卻后結(jié)構(gòu)承載能力比常溫下降低約30%。易莉雅[14]分析了開洞后的雙鋼板剪力墻抗火性能，發(fā)現(xiàn)雙面受火相對于單面受火，剪力墻中心溫度有所增大；受火初期，受火面遭受高溫發(fā)生膨脹，使得墻體向受火面彎曲，隨著受火時(shí)間的推移，墻體彎曲方向從受火面向背火面轉(zhuǎn)變。張榮鋼等[15]基于塑性極限分析理論和最小勢能原理提出火災(zāi)下鋼板剪力墻屈曲后拉力帶模型，并與數(shù)值模擬結(jié)果對比，驗(yàn)證了模型的可靠性。

冷彎型鋼夾支薄板剪力墻兼有冷彎型鋼結(jié)構(gòu)與鋼板剪力墻體系的優(yōu)點(diǎn)，是由冷彎型鋼拼合柱組成邊柱，設(shè)置頂部和底部橫梁，內(nèi)嵌薄鋼板組成的新型抗側(cè)力結(jié)構(gòu)體系。為得到冷彎型鋼夾支薄板剪力墻在豎向荷載作用下的抗火性能，建立7個(gè)有限元模型，分析了火災(zāi)下冷彎型鋼夾支薄板剪力墻的溫度分布，研究了軸壓比、冷彎型鋼邊柱厚度以及豎向加勁肋對墻體抗火性能的影響，可為此類墻體的應(yīng)用提供參考。

1 數(shù)值分析模型

1.1 幾何模型和物理參數(shù)

設(shè)計(jì)7個(gè)冷彎型鋼夾支薄板剪力墻模型，該墻體包含厚度為1.5 mm/2 mm/2.5 mm/3 mm的帽形截面冷彎型鋼邊立柱，厚度為1.5 mm的帽形截面冷彎型鋼豎向加勁肋，厚度為2.5 mm的U形截面橫梁和厚度為0.8 mm的鋼板，各墻體詳細(xì)尺寸、邊柱、豎向加勁肋和頂梁的溫度測點(diǎn)布置，如圖1和表1所示。由于墻體兩側(cè)的邊柱溫度分布相同，故溫度測點(diǎn)只布置一側(cè)。墻體的邊柱和豎向加勁肋采用冷彎帽形截面尺寸分別為120 mm×70 mm×40 mm×2.5 mm和90 mm×70 mm×25 mm×1.5 mm，頂梁和底梁采用U形截面尺寸為105 mm×70 mm×1.5 mm的冷彎薄壁型鋼，鋼板尺寸為1 210 mm×2 700 mm，厚度為0.8 mm。邊柱、豎向加勁肋和頂?shù)讬M梁與鋼板采用ST5.5自攻釘連接，螺釘間距均為50 mm。有限元建模采用與傳統(tǒng)冷彎型鋼墻體相同的方法[12]，在傳熱分析和熱力耦合分析中，構(gòu)件網(wǎng)格單元類型分別采用傳熱殼單元DS4和三維應(yīng)力殼單元S4R模擬，模型單元網(wǎng)格尺寸均采用15 mm×15 mm，參考文獻(xiàn)[16]在有限元中采用Fasteners模擬自攻釘連接，間距均設(shè)置為50 mm，墻體底部約束所有平動(dòng)與轉(zhuǎn)動(dòng)自由度，頂部僅放開豎向平動(dòng)自由度，并在墻體頂部施加均布力模擬豎向載荷，所有墻體均采用單面均勻受火，升溫過程為ISO 834標(biāo)準(zhǔn)升溫。

圖1 模型設(shè)計(jì)和溫度測點(diǎn)布置Fig. 1 Model design and arrangement of temperature measuring

表1 墻體設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Parameters of the walls

1.2 有限元分析過程

采用順序耦合的方法研究冷彎型鋼夾支薄板剪力墻的抗火性能，分析過程如下：

1.2.1 常溫下靜力分析

首先，在有限元中采用Buckle分析步對墻體進(jìn)行彈性屈曲模態(tài)分析，將得出的一階模態(tài)作為墻體的初始幾何缺陷，大小取0.2tw[17]，tw為鋼板的厚度，然后進(jìn)行Riks非線性屈曲分析，得出墻體極限承載能力。

1.2.2 傳熱分析

墻體和熱空氣之間熱交換方式主要是熱傳導(dǎo)、熱對流和熱輻射，需要定義材料比熱容、導(dǎo)熱系數(shù)、輻射系數(shù)等，空氣按照ISO 834曲線升溫，升溫時(shí)間為120 min。定義模型參數(shù)絕對零度和斯蒂芬-波爾茲曼常數(shù)分別為-273 ℃和5.67×10-8W/(m2·K4)，墻體受火側(cè)的對流換熱系數(shù)設(shè)置為25 W/(m2·K)，表面輻射率為0.7，環(huán)境溫度與時(shí)間的關(guān)系設(shè)置為ISO 834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線，由于背火側(cè)與環(huán)境溫度熱量交換，對流換熱系數(shù)設(shè)置為10 W/(m2·K)，表面輻射率為0.7，環(huán)境溫度設(shè)置為20 ℃[12]。

1.2.3 熱力耦合分析

過程可通過2個(gè)分析步完成：1)建立Static General分析步，在墻體頂部施加豎向載荷、靜力加載，并傳遞至下一步；2)建立另一個(gè)Static General分析步，通過預(yù)定義場將傳熱分析得出的溫度結(jié)果導(dǎo)入模型，進(jìn)行熱力耦合分析。

1.3 材料高溫下物理與力學(xué)參數(shù)

鋼材的熱膨脹系數(shù)、比熱和導(dǎo)熱系數(shù)依據(jù)EC3(EN 1993-1-2∶ 2005)[18]建議的公式確定，可求得鋼材的比熱和導(dǎo)熱系數(shù)。鋼材常溫下泊松比取0.3，密度取7 750 kg/m3，彈性模量和屈服強(qiáng)度見文獻(xiàn)[1]，鋼板為Q235鋼材，屈服強(qiáng)度為240 MPa，彈性模量為191 GPa，邊柱和頂?shù)琢簽镼345鋼材，屈服強(qiáng)度取445 MPa，彈性模量為196 GPa。

鋼材在高溫下彈性模量和屈服強(qiáng)度都會隨著溫度的升高而降低，折減系數(shù)可通過EC3(EN 1993-1-2∶ 2005)[18]確定。圖2為鋼材參數(shù)隨溫度的變化曲線。

圖2 鋼材參數(shù)與溫度的關(guān)系Fig. 2 Relationship of steel material properties and temperature

1.4 失效準(zhǔn)則

試件的耐火性能應(yīng)從多個(gè)方面進(jìn)行判定，根據(jù)《建筑構(gòu)件耐火試驗(yàn)方法》(GB/T9978—2008)[19]給出的判斷準(zhǔn)則，當(dāng)出現(xiàn)試件失去承載能力、喪失完整性或喪失隔熱性時(shí)，可認(rèn)為試件失效。由于文中研究的是墻體骨架在豎向荷載作用下的抗火性能，僅以“失去承載能力”為標(biāo)準(zhǔn)判別結(jié)構(gòu)的失效：對于豎向承重構(gòu)件，當(dāng)軸向壓縮變形量達(dá)到h/100 mm(h為墻高，文中墻體軸向壓縮變形量標(biāo)準(zhǔn)為27 mm)，軸向壓縮變形速率達(dá)到3h/1 000(mm/min)時(shí)，認(rèn)為試件失效(文中墻體軸向壓縮變形速率標(biāo)準(zhǔn)為8.1 mm/min)。

2 模型驗(yàn)證

采用文獻(xiàn)[9]給出的冷彎薄壁型鋼承重組合墻體耐火性能試驗(yàn)進(jìn)行模型驗(yàn)證，鋼材與面板的熱工參數(shù)采用該文獻(xiàn)中試驗(yàn)測定的數(shù)據(jù)。共進(jìn)行了11片墻體的耐火性能試驗(yàn)，以該文獻(xiàn)中的試件S1為驗(yàn)證模型，平面尺寸為3 380 mm×3 000 mm(寬×高)，厚度為137 mm，采用C89×50×13×0.9龍骨立柱和上下U90×50×0.9導(dǎo)軌，龍骨立柱間距600 mm，雙側(cè)外表面覆雙層12 mm厚防火石膏板，面板與龍骨之間采用自攻釘連接，軸壓比為0.65，單面受火，按照ISO 834標(biāo)準(zhǔn)曲線升溫，試驗(yàn)墻體S1的截面和加載裝置如圖3所示。

圖3 試件設(shè)計(jì)圖Fig. 3 Specimen design

2.1 傳熱模型驗(yàn)證

建立有限元三維傳熱模型對試件進(jìn)行溫度分析，模型尺寸與試驗(yàn)相同。圖4(a)為墻體立柱3的試驗(yàn)與有限元各測點(diǎn)溫度曲線對比。由圖4(a)可知，C型鋼截面各測點(diǎn)有限元得出的溫度與試驗(yàn)基本相同，僅在35～45 min內(nèi)，有限元中受火側(cè)面板測點(diǎn)B2-Cav得出的溫度比試驗(yàn)略大，其他時(shí)間段較為吻合，說明有限元模型能夠準(zhǔn)確地模擬冷彎型鋼墻體在火災(zāi)下的溫度分布。

圖4 有限元分析結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果的對比Fig. 4 Comparison of results between finite element analysis and test

2.2 熱力耦合模型驗(yàn)證

3 剪力墻抗火性能分析

3.1 火災(zāi)下墻體各部位溫度分布

由于不同邊柱厚度的墻體溫度分布規(guī)律相近，以模型MX-1為例討論墻體溫度分布情況。圖5為各構(gòu)件在標(biāo)準(zhǔn)升溫條件下的溫度分布，圖6為墻體MX-1的邊柱、豎向加勁肋和頂梁截面各測點(diǎn)在標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線下的溫度曲線。由圖6可知，邊柱截面測點(diǎn)B-3位于受火面與背火面交界處，升溫初期該點(diǎn)溫度與標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線存在顯著差別，且隨著溫度的升高，此處與外側(cè)空氣產(chǎn)生明顯對流換熱，使得該點(diǎn)溫度在受火120 min時(shí)比測點(diǎn)B-1低243 ℃。測點(diǎn)B-4與測點(diǎn)B-3溫差最大，達(dá)到300 ℃，原因在于測點(diǎn)B-4位于背火側(cè)，熱量主要來源于鋼材內(nèi)部的熱傳遞。測點(diǎn)P-3位于鋼板上，升溫初期與標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線溫度相近，但受火120 min時(shí)，兩者最大溫差達(dá)到233 ℃，這是由于鋼板較薄，面積較大，隨著溫度的升高，鋼板與外側(cè)空氣產(chǎn)生明顯對流換熱。測點(diǎn)P-1溫度略低于P-3，原因在于該測點(diǎn)位于夾支邊柱空腔內(nèi)的鋼板上，此處鋼板未直接接觸熱源，熱量主要來自鋼材內(nèi)部熱傳導(dǎo)和空腔內(nèi)熱輻射。B-5和B-6為背火面測點(diǎn)，受火20 min時(shí)，溫度持續(xù)升高，隨著受火時(shí)間的延長升溫變得緩慢，在升溫120 min后，兩點(diǎn)溫度分別達(dá)到344 ℃和251 ℃。由圖6(b)可知，豎向加勁肋截面各測點(diǎn)之間的溫度關(guān)系與邊柱相近，邊柱與豎向加勁肋背火面帽形截面腹板溫度最低，受火120 min時(shí)，僅為受火面相應(yīng)位置溫度的25%，而內(nèi)嵌鋼板溫度達(dá)到墻體最高受火溫度的80%。由圖6(c)可知，由于測點(diǎn)L-1和L-2位于受火一測，溫度曲線與標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線相近。L-3位于受火側(cè)與背火側(cè)交界處，與外界空氣產(chǎn)生對流換熱，溫度明顯低于前2個(gè)測點(diǎn)。L-4和L-5為背火面測點(diǎn)，在標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線下，受火120 min時(shí)，溫度分別達(dá)到546 ℃和465 ℃。

圖5 墻體構(gòu)件溫度分布Fig. 5 Temperature distribution of wall components

圖6 各測點(diǎn)溫度曲線Fig. 6 Temperature curve of each measuring point

3.2 軸壓比對墻體抗火性能的影響

圖7為不同軸壓比下墻體頂部豎向位移和豎向位移變形速率隨時(shí)間變化曲線，圖8為不同軸壓比下墻體應(yīng)力云圖。MX-1、MX-2和MX-3分別對應(yīng)軸壓比為0.4、0.5和0.6，3個(gè)試件的耐火極限分別為39 min、17 min和10 min。由圖7可知，隨著軸壓比的增加，墻體頂部豎向位移增長速率加快，不同軸壓比下墻體耐火極限存在較大差距。墻體施加的軸壓比越大，抗火性能越差。軸壓比為0.4時(shí)，耐火極限為39 min；軸壓比為0.5時(shí)，相較軸壓比為0.4時(shí)，耐火極限降低了56%；軸壓比為0.6時(shí)，相較軸壓比為0.5時(shí)，耐火極限降低了41%。由此可知，墻體軸壓比每提升10%，其耐火極限降低約1/2。

圖7 豎向位移及其變形速率隨軸壓比變化曲線Fig. 7 The change curve of vertical displacement and its deformation rate with axial compression ratio

由圖8可知，不同軸壓比下墻體發(fā)生的破壞形態(tài)有所不同，隨著軸壓比的增大，墻體在火災(zāi)下的破壞位置隨之上移，并由整體屈曲向局部屈曲轉(zhuǎn)變。軸壓比為0.4時(shí)，墻體在火災(zāi)下最大變形位置位于墻體中部；軸壓比為0.5時(shí)，墻體最大變形位置較軸壓比0.4時(shí)有所上移；同時(shí)，豎向加勁肋頂部發(fā)生較大彎曲，鋼板向背火面鼓起；軸壓比為0.6時(shí)，墻體最大變形位置進(jìn)一步上移，接近頂梁，雖然墻體整體變形幅度較小，但頂部豎向位移增長速率較快。

圖8 不同軸壓比下墻體應(yīng)力云圖Fig. 8 The stress nephogram under different axial pressure ratios

3.3 邊柱壁厚對墻體抗火性能的影響

圖9(a)和圖9(b)為不同壁厚邊柱的墻體頂部豎向位移和豎向位移變形速率隨時(shí)間變化曲線，圖10為不同邊柱壁厚墻體應(yīng)力云圖。MX-4、MX-5、MX-1和MX-6分別對應(yīng)邊柱厚度為1.5、2.0、2.5和3.0，4個(gè)試件的耐火極限分別為9 min、18 min、39 min和111 min。

圖9 豎向位移隨邊柱壁厚變化曲線Fig. 9 The change curve of vertical displacement with the thickness of side column

墻體豎向承載能力主要由邊柱承擔(dān)，由圖9可知，在豎向荷載下，隨著邊柱壁厚的增加，墻體頂部豎向位移增長速率逐漸減緩，說明增加邊柱厚度可以較好地提高墻體的抗火性能。隨著邊柱壁厚的提高，墻體耐火極限也有較大幅度提升，其中，當(dāng)壁厚為1.5～2.5 mm時(shí)，邊柱壁厚每提升0.5 mm，其耐火極限提升2倍，當(dāng)壁厚從2.5 mm提升到3 mm時(shí)，墻體耐火極限提升了2.8倍。

由圖10可知，不同邊柱壁厚的墻體火災(zāi)下彎曲形態(tài)有所不同：邊柱壁厚為1.5 mm和2.0 mm時(shí)，墻體朝向受火面彎曲，最大彎曲變形位置位于墻體中部；壁厚為2.5 mm和3.0 mm時(shí)，墻體受火溫度在達(dá)到700 ℃前，朝向受火面彎曲，在700 ℃后轉(zhuǎn)向背火面彎曲，最大彎曲位置位于墻體中部。這是因?yàn)樯郎爻跗?，墻體立柱橫截面由于溫度梯度的存在，致使墻體朝受火面發(fā)生彎曲，由于邊柱厚度為1.5 mm和2.0 mm時(shí)，墻體承載能力較弱，軸力作用下產(chǎn)生的附加彎矩加速了墻體朝向受火面彎曲；邊柱厚度為2.5 mm和3.0 mm時(shí)，墻體承載能力相對較強(qiáng)，初期朝向受火面小幅度彎曲，有較強(qiáng)的承載能力，隨著墻體受火溫度的增加，邊柱截面剛度中心不斷向背火面偏移，最終導(dǎo)致墻體轉(zhuǎn)向背火面彎曲。

圖10 不同邊柱壁厚墻體應(yīng)力云圖Fig. 10 The stress nephogram of wall with different wall thicknesses of side column

綜上所述，在火災(zāi)作用下，墻體發(fā)生彎曲的方向與邊柱的承載能力有關(guān)。承載能力較小時(shí)，墻體朝向受火面彎曲，反之，朝向背火面彎曲，而邊柱壁厚對其自身承載能力有較大影響。由此可知，邊柱壁厚對墻體的破壞形態(tài)與耐火極限有較大影響，選擇合適的壁厚可以有效提高墻體的抗火性能，建議選取的邊柱壁厚不小于2.5 mm。

3.4 豎向加勁肋對墻體抗火性能的影響

圖11為有無豎向加勁肋墻體頂部豎向位移隨時(shí)間變化曲線，圖12為有無加勁肋墻體在熱力耦合作用下的應(yīng)力云圖。MX-1和MX-7分別對應(yīng)帶加勁肋墻體和不帶加勁肋墻體，2個(gè)試件的耐火極限分別為39 min和16 min。

由圖11可知，隨著受火時(shí)間的增加，有加勁肋的墻體在火災(zāi)下頂部豎向位移變化的速率慢于無加勁肋墻體，這是由于豎向加勁肋承擔(dān)部分豎向載荷，起到輔助邊緣立柱承載的作用。由圖11(b)可知，無加勁肋的墻體在受火15 min后，頂部豎向位移變化速率急劇上升，而有加勁肋的墻體受火33 min后，豎向位移才開始大幅度上升，說明加勁肋對墻體破壞具有一定的延緩作用。由以上數(shù)據(jù)可知，有加勁肋的墻體耐火極限比不帶加勁肋的墻體大59%，由此可知，豎向加勁肋可較大幅度地提高墻體在豎向荷載作用下的抗火性能。

圖12 鋼板剪力墻應(yīng)力云圖Fig. 12 Stress nephogram of steel plate shear wall

由圖12可知，有加勁肋的墻體彎曲形狀呈現(xiàn)弓形，無加勁肋的墻體彎曲形狀呈扭轉(zhuǎn)形式，原因在于無加勁肋的墻體內(nèi)嵌鋼板受溫度作用后發(fā)生屈曲變形，導(dǎo)致邊柱產(chǎn)生不均勻拉力，最終使得墻體兩側(cè)邊柱發(fā)生的彎曲方向相反，而有加勁肋的墻體可以利用加勁肋平衡鋼板過早屈曲所導(dǎo)致的不均勻拉力。有加勁肋的墻體隨溫度增加產(chǎn)生變形的過程為：在溫度升高至700 ℃前，受火面鋼材由于在高溫下受熱膨脹，致使墻體朝受火面方向發(fā)生彎曲，700 ℃之后由于受火面鋼材的剛度大幅降低，加勁肋和邊柱截面剛度中心不斷向背火面偏移，最終導(dǎo)致墻體轉(zhuǎn)向背火面彎曲，且隨著溫度不斷上升，邊柱帽形截面翼緣首先發(fā)生較大屈曲，隨后全截面發(fā)生屈服，墻體最終彎曲為弓形。

綜上所述，加勁肋可有效提高墻體的耐火性能，在墻體遭受火災(zāi)時(shí)有助于約束內(nèi)嵌鋼板平面外變形，有效緩解了火災(zāi)下因鋼板變形致使邊柱受到的額外拉力。

4 結(jié) 論

1)受火2 h時(shí)，內(nèi)嵌鋼板溫度為墻體最高受火溫度的80%，邊柱與豎向加勁肋背火面帽形截面腹板處的溫度最低，僅為受火面相應(yīng)位置溫度的1/4。

2)墻體軸壓比每提升10%，耐火極限降低約50%，隨著軸壓比的增大，墻體在火災(zāi)下的破壞位置隨之上移，并由整體屈曲向局部屈曲轉(zhuǎn)變。

3)改變邊柱壁厚會引起墻體破壞形態(tài)的改變，對墻體耐火極限有較大影響，選擇合適的壁厚可以有效提高墻體的抗火性能，建議選取的邊柱壁厚不小于2.5 mm。

4)有加勁肋的墻體利用加勁肋平衡鋼板過早彎曲所導(dǎo)致的不均勻拉力，對墻體遭受火災(zāi)時(shí)產(chǎn)生的破壞起到一定的延緩作用，可有效提高墻體的耐火性能。

5)在火災(zāi)作用下，墻體發(fā)生彎曲的方向與邊柱的承載能力有關(guān)。承載能力較小時(shí)，墻體朝向受火面彎曲，反之，朝向背火面彎曲，墻體發(fā)生彎曲時(shí)，邊柱帽形截面的帽檐首先發(fā)生較大屈曲變形，隨后全截面發(fā)生屈服。