湯 飛， 毛小勇

（蘇州科技大學 江蘇省結構工程重點實驗室， 江蘇 蘇州 215011）

裝配整體式鋼筋混凝土結構是由工廠預制的鋼筋混凝土構件通過可靠的連接形成的混凝土結構[1]。 由于具有生產效率高、綠色節(jié)能、污染少等優(yōu)勢，裝配式混凝土結構成為近年來國家大力推廣的結構形式之一。在裝配式混凝土結構中，梁柱節(jié)點是框架結構傳力的中樞，也是結構承重的關鍵部位。

目前對現澆混凝土框架節(jié)點抗火性能已有一定的研究，文獻[2-3]的研究結果表明：火災下，現澆混凝土外表面存在爆裂現象，爆裂深度可達到柱縱筋表面；高溫下現澆節(jié)點的核心區(qū)基本保持完整，并沒有發(fā)生明顯破壞和變形；當接近耐火極限時，梁端豎向變形快速增加，短時間內喪失承載能力，破壞具有突然性。 對于裝配整體式鋼筋混凝土框架節(jié)點的研究主要集中在靜力性能和抗震性能上，對其抗火性能還未見相關報道。

本文對3 個預制裝配式節(jié)點和一個同尺寸現澆框架節(jié)點進行了抗火性能試驗研究，為進一步研究預制裝配式節(jié)點的耐火性能，再運用有限元分析軟件ABAQUS，建立了裝配式節(jié)點抗火分析模型，分析了梁配筋率、線剛度比、梁端荷載比、等參數對節(jié)點抗火特性的影響，研究結果可為裝配整體式節(jié)點的相關研究和應用提供參考。

1 有限元模型簡介

1.1 材料的熱工參數和高溫力學參數

混凝土的熱傳導系數、熱膨脹系數、比熱容，采用Lie 和Denham 模型[4]，混凝土密度通常取常數，即ρc=2 400 kN/m3。 高溫下混凝土的應力應變關系采用Lie 和Denham 模型[4]，彈性模量采用陸洲導[5]建議的計算方法。 泊松比通常取為常數，即μ=0.2。

高溫下鋼材的熱膨脹系數、比熱容、熱傳導系數采用歐洲規(guī)范[6-7]給出的相關計算公式。 由于鋼材密度受溫度影響較小，因此取為常數ρc=7 800 kN/m3。

高溫下鋼材的彈性模量采用Lie 模型[4]，應力-應變關系采用Ramberg-Osgood 模型[8]。由于泊松比受溫度影響較小，取為常數，即μ=0.3。

1.2 邊界條件

在溫度場分析的過程中，對流換熱系數取 25 W/（m2·K），綜合輻射系數為0.5，玻爾茲曼常數 5.67×10-8W/m2·K。 鋼筋和混凝土之間采用 TIE 約束；水泥基灌漿料與現澆混凝土、預制混凝土之間，預制混凝土和現澆混凝土之間，端板與混凝土接觸面之間采用TIE 約束。

在力學分析中，節(jié)點柱下端鉸接，約束 UX、UY、UZ、URY、URZ；上端為加載端， 約束 UX、UZ、URY、URZ； 節(jié)點梁端為自由端。 鋼筋與混凝土之間采用Embedded 約束形式。 疊合梁新舊混凝土之間法向采用硬接觸的連接方式，切向庫倫摩擦采用罰函數，摩擦系數取為1.0。 預制梁段與節(jié)點核心區(qū)混凝土豎直接觸面采用非線性彈簧模擬[9]。 灌漿套筒連接采用非線性彈簧[10]。

1.3 單元類型及網格劃分

采用ABAQUS 順序熱-力耦合的分析方法，即先計算模型的溫度場，然后進行力學分析，并在力學分析中導入溫度場結果。

溫度場分析時，混凝土、灌漿料及端板采用八節(jié)點三維實體單元DC3D8，鋼筋采用三維線性桁架單元DC1D2。 在進行節(jié)點力學性能分析時，混凝土、灌漿料及端板采用 C3D8R 單元，鋼筋采用 T3D1 單元。 力學分析時網格的劃分方式、節(jié)點編號與溫度場分析時相同[11]。 圖1（a）為節(jié)點模型圖，圖1（b）為混凝土網格劃分，圖1（c）為鋼筋網格劃分。

2 模型驗證

采用課題組在蘇州科技大學結構抗火實驗室完成的一個十字型裝配整體式節(jié)點抗火試驗數據對模型進行驗證。 節(jié)點具體參數見表1，所用鋼筋牌號均為HRB400，柱截面采用8 根直徑20 mm 的鋼筋，梁截面受拉、受壓分別配置3根直徑12 mm 鋼筋，混凝土強度等級為C40。 節(jié)點尺寸及梁、柱配筋如圖2（a）所示，截面熱電偶布置如圖2（b）、（c）所示，圖2 所示尺寸單位均為 mm。

表1 節(jié)點參數

圖1 節(jié)點模型及網格劃分

圖2 試件截面形式

2.1 溫度場結果對比

圖3（a）為梁截面溫度場模擬結果與試驗結果對比情況，圖3（b）為柱截面處溫度場模擬結果與試驗結果對比圖。點1、點4 位于角部梁柱縱筋位置，點2、點5 位于梁柱中部縱筋位置，點3、6 位于截面內部。 由試驗可知，由于混凝土的熱惰性截面溫度由外至內降低；由于點1、點4 位于角部，熱量從兩方向傳入截面，故溫度較之點2、點5 要高。

ABAQUS 計算結果與試驗結果吻合度較高，兩者略有差異，主要原因在于：熱電偶位置在綁扎、澆筑過程中存在一定差異，材料參數與實際材料存在偏差，以及混凝土爆裂影響等。 試驗曲線在100 ℃出現明顯平臺，與模擬結果存在一定差異。

圖3 節(jié)點截面溫度計算值與實驗值比較

2.2 節(jié)點變形及耐火極限對比

圖4（a）為左右梁豎向變形模擬結果與試驗對比情況，圖4（b）為柱端軸向變形曲線有限元計算結果與試驗的對比情況。 由圖可見，在受火前100 min，梁端豎向位移模擬結果與試驗結果基本趨勢一致。

模擬得到的耐火極限較試驗長，這是由于試驗中隨著梁截面開裂，熱量更快進入梁截面內部，鋼筋溫度較高，性能退化加快，導致梁迅速失去承載能力。柱軸向位移有限元模擬曲線與試驗曲線走向上基本一致，但也存在一定差異，可能由于有限元模擬時節(jié)點處于理想的四面受火狀態(tài)，與實際受火情況存在差別。 也可能是由于有限元模擬中混凝土參數取值與實際存在差異。

圖4 梁端、柱端位移-試件關系曲線對比

2.3 破壞過程和受力分析

圖5 為節(jié)點實際破壞形態(tài)。左右梁主裂縫離柱邊距離分別為15 cm和20 cm，梁頂部靠近核心區(qū)部位出現混凝土壓碎現象。圖6 為計算得到的節(jié)點塑性應變分布，可見拉區(qū)最大塑性應變與開展部位也基本一致。

3 裝配式節(jié)點耐火極限影響

圖5 節(jié)點破壞形態(tài)

圖6 計算的塑性應變分布

裝配式節(jié)點耐火極限與荷載比、梁柱線剛度比、配筋率等因素等有關。 本文選取了荷載比、配筋率、梁柱線剛度比三個參數對節(jié)點抗火性能進行分析。設計7 個裝配式節(jié)點，節(jié)點鋼筋牌號均為HRB400，柱截面使用8 根直徑20 mm 的鋼筋，梁截面受拉、受壓側各配置3 根，配筋率通過改變鋼筋直徑實現，節(jié)點混凝土強度采用C50。 具體參數見表2。

表2 模型節(jié)點參數

3.1 梁端荷載比m 的影響

圖7 為梁端荷載比對梁端變形及耐火極限的影響。 由圖7（a）可見梁端撓度在火災前期隨時間增加較小；隨著受火時間增長，梁端變形速率增大；接近耐火極限時，梁端撓度s 快速增加，最后破壞。荷載比越大后期變形曲線越陡。 由圖7（b）可知，節(jié)點的耐火極限受梁端荷載比影響較大。 隨著荷載比增加，節(jié)點耐火極限迅速減小。

3.2 梁柱線剛度比k 的影響

圖8 為梁柱線剛度比對梁端變形及耐火極限的影響。 圖8（a）可見隨著梁線剛度比增大，曲線出現陡降的時間推遲，且梁端撓度增加趨勢變緩。 由圖8（b）可見，節(jié)點的耐火極限受到梁柱線剛度比的影響。 隨著線剛度比的增加，節(jié)點耐火極限增大，增大趨勢逐漸減小。

3.3 配筋率ρ的影響

圖9 為配筋率對梁端變形及耐火極限的影響。 圖9（a）可見，配筋率的增加延緩梁端豎向變形，梁端撓度在火災前期隨時間增加較小，受火35 min 前三種配筋率下的梁端撓度幾乎一致。 這是由于截面內部溫度較低，受拉縱筋強度損失較少，在相同荷載比的作用下，梁端撓度較為接近。 隨著受火時間增長，梁端變形速率增大；接近耐火極限時，梁端撓度快速增加，最后梁發(fā)生破壞。 由圖9（b）可知，節(jié)點的耐火極限受梁配筋率影響較為顯著；隨著配筋率增加，節(jié)點耐火極限增大。

圖7 梁端荷載比m 影響

圖8 梁柱線剛度比k 影響

圖9 梁配筋率ρ 影響

4 結論

建立了預制柱-疊合梁裝配整體式框架節(jié)點抗火性能有限元分析模型，并對主要影響參數進行了分析，結論如下：

（1）有限元ABAQUS 模擬結果與試驗結果吻合度較高，能較好地反映節(jié)點抗火性能。

（2）火災下裝配式節(jié)點破壞由梁達到耐火極限引起。梁端撓度在火災前期發(fā)展緩慢，隨著受火時間增長，梁端變形速率增大；在接近節(jié)點耐火極限時，梁端撓度迅速增加，破壞具有一定脆性。

（3）梁端荷載比、配筋率、梁柱線剛度比對節(jié)點耐火極限影響較大。 隨著荷載比的增加，節(jié)點耐火極限減??；隨著配筋率和梁柱線剛度比的增加，節(jié)點耐火極限增大。

（4）由于節(jié)點區(qū)曝火面積相對較小，因此節(jié)點區(qū)溫度較非節(jié)點區(qū)低，節(jié)點溫度從外部到內部呈現逐漸遞減的趨勢。