范 國 璽， 高 明， 王 也， 李 海 生， 季 翔

( 1.中國海洋大學 山東省海洋工程重點實驗室， 山東 青島 266100；2.榮華(青島)建設(shè)科技有限公司， 山東 青島 266500 )

0 引 言

目前，國內(nèi)外研究人員對各種類型梁柱節(jié)點組合體的抗火性能開展了一定研究．針對中尺度鋼框架梁柱節(jié)點組合體的火災試驗研究表明，中型鋼梁能夠承受較大的位移，鋼梁處于懸鏈線作用時，僅在節(jié)點處出現(xiàn)破壞現(xiàn)象[1]．設(shè)置加勁肋可以改善梁柱節(jié)點的溫度場分布以及應力分布，進而提高梁柱節(jié)點的抗火性能[2]．針對二維型鋼-混凝土組合框架結(jié)構(gòu)局部火災下工作性能的研究表明，未存在軸向梁約束的情況下，隨著溫度的升高，節(jié)點的轉(zhuǎn)動能力和延性增加，存在軸向梁約束時，節(jié)點的抗彎承載力提高[3]．孔維一等[4]對兩種足尺梁托柱節(jié)點單元試件進行了熱力耦合作用下的抗火性能研究，結(jié)果表明，升溫曲線及最高溫度對節(jié)點單元的耐火極限影響較大；荷載比為0.6的節(jié)點單元比荷載比為0.4的節(jié)點單元耐火極限?。晦D(zhuǎn)換托梁中受托柱處附加吊筋的設(shè)置可有效提高節(jié)點單元的耐火極限，并起到避免發(fā)生突然破壞的作用．Zhou等[5]采用基于歐洲規(guī)范材料熱特性參數(shù)建立的有限元模型，可獲得有效的溫度預測．

另一方面，裝配式建筑在國內(nèi)外得到了廣泛應用，研究人員提出了多種新型節(jié)點[6-8]．根據(jù)連接方式的不同，其分為干連接與濕連接兩大類．采用螺栓、鉚接、焊接等干連接時，結(jié)構(gòu)易出現(xiàn)不連續(xù)性和較差的約束性；采用現(xiàn)澆混凝土、灌漿等濕連接時，受氣候和工人技術(shù)水平的影響，施工質(zhì)量不易控制[9-10]．基于上述考慮，宋玉普等提出了一種新型梁柱節(jié)點，即預制裝配式部分鋼骨鋼筋混凝土(PPSRC)梁柱節(jié)點[11]，并對PPSRC梁柱節(jié)點靜力、動力性能開展了一定研究[11-12]．然而，針對PPSRC梁柱節(jié)點抗火性能的研究尚未開展．為推廣PPSRC梁柱節(jié)點的應用，本文針對PPSRC梁柱節(jié)點抗火性能開展有限元分析．

1 PPSRC梁柱節(jié)點

PPSRC梁柱節(jié)點中型鋼的厚度為12 mm，連接區(qū)轉(zhuǎn)換鋼板的厚度為20 mm，縱筋和箍筋的強度等級分別為HRB335和HPB235．PPSRC梁柱節(jié)點的基本尺寸及鋼骨、鋼筋的布置方式如圖1所示，材料屬性見文獻[11]．

圖1 PPSRC梁柱節(jié)點尺寸及配筋Fig.1 Dimension and reinforcement of PPSRC beam-column joint

2 材料高溫特性及熱工參數(shù)

2.1 鋼材的高溫特性

為考慮高溫下鋼材強度等級對結(jié)構(gòu)力學性能的影響，采用過鎮(zhèn)海等[13]建議的高溫下鋼材強度降低系數(shù)計算公式：

沖擊韌性為A～D級

(1)

沖擊韌性為E級

(2)

式中：fy，t為高溫下鋼材的屈服強度，fy為常溫下鋼材的屈服強度．

基于連續(xù)性模型，為考慮800 ℃以下鋼材彈性模量的變化，采用過鎮(zhèn)海等[13]建議的高溫下鋼材彈性模量降低系數(shù)計算公式：

(3)

此外，采用Lie等[15]建議的曲線公式，表述鋼材在高溫下的應力-應變曲線：

(4)

εp=4×10-6fy

(5)

f(t，0.001)=(50-0.04t)×{1-exp[(-30+

(6)

f[t，(εs-εp+0.001)]=(50-0.04t)×{1-

exp[(-30+0.03t)×

(7)

式中：σs為鋼材的應力，εs為鋼材的應變，εp為鋼材的最大彈性應變．

2.2 混凝土的高溫特性

為考慮混凝土抗壓強度降低系數(shù)隨溫度的非線性變化，采用過鎮(zhèn)海等[13]建議的高溫下混凝土抗壓強度降低系數(shù)計算公式：

(8)

基于連續(xù)性模型，采用過鎮(zhèn)海等[13]建議的高溫下混凝土抗拉強度降低系數(shù)計算公式：

(9)

綜合考慮連續(xù)變化、計算精度、計算效率，采用陸洲導[16]建議的高溫下混凝土彈性模量降低系數(shù)計算公式：

(10)

綜合考慮連續(xù)性變化、瞬時溫度對應力-應變曲線的影響、計算精度及收斂性，采用Lie等[15]建議的高溫下混凝土受壓應力-應變曲線：

(11)

εmax=0.002 5+(6t+0.04t2)×10-6

(12)

式中：εcσ為混凝土的應變，εmax為混凝土的峰值應變，f′c(t)按下式計算：

(13)

式中：f′c為常溫下混凝土的抗壓強度．混凝土的抗拉強度較低，高溫環(huán)境中混凝土的抗拉強度對結(jié)構(gòu)整體力學性能影響不大，因此，高溫下混凝土受拉時應力-應變曲線采用簡化的雙線性模型[18]．

2.3 鋼材的熱工參數(shù)

英國規(guī)范BS5950和我國《建筑鋼結(jié)構(gòu)防火技術(shù)規(guī)程》均未考慮溫度對鋼材熱傳導系數(shù)的影響，日本《建筑物綜合防火設(shè)計規(guī)范》則未考慮極限溫度后熱傳導系數(shù)的不變性．因此，本文采用Lie[19]建議的鋼材熱傳導系數(shù)計算公式：

(14)

式中：λs為鋼材的熱傳導系數(shù)．

為考慮溫度變化對鋼材比熱容的影響，采用Lie等[15]建議的鋼材比熱容和密度計算公式：

(15)

為考慮溫度變化對鋼材熱膨脹系數(shù)的影響，采用Lie等[15]建議的鋼材熱膨脹系數(shù)計算公式：

(16)

2.4 混凝土的熱工參數(shù)

采用Lie等[15]建議的混凝土熱傳導系數(shù)計算公式和混凝土比熱容、密度計算公式，并考慮高溫下水分蒸發(fā)對混凝土比熱容的影響；采用Lie等[15]建議的混凝土熱膨脹系數(shù)計算公式，以反映混凝土材料的熱工參數(shù)．

2.5 防火涂料熱工參數(shù)

有限元分析采用的是NH(UN-H10)型鋼結(jié)構(gòu)防火涂料，其熱工參數(shù)如表1所示．

表1 防火涂料熱工參數(shù)Tab.1 Thermal parameters of fire-proofing coatings

3 升溫曲線及算例驗證

3.1 升溫曲線

真實火災發(fā)生時，受環(huán)境內(nèi)部空間大小、環(huán)境內(nèi)堆放材料特性和其他不可控因素的影響，環(huán)境內(nèi)部升溫曲線較為復雜，并且差異性較大．當前常用的升溫曲線模型有ISO834標準升溫曲線和ASTM-E119升溫曲線[20]．兩種升溫曲線基本一致，但ISO834標準升溫曲線公式更為簡潔且易于數(shù)值計算，因此，選用ISO834標準升溫曲線：

t=t0+345lg(8τ+1)

(17)

式中：t0為火災開始前的環(huán)境溫度，一般取20 ℃；t為燃燒開始后τ(min)時的環(huán)境溫度；τ為結(jié)構(gòu)受火時間．

3.2 算例驗證

采用Lie[19]開展的圓鋼管鋼筋混凝土柱抗火性能試驗結(jié)果，驗證選取的材料熱工參數(shù)及升溫曲線的有效性，模擬值與實測值對比情況如圖2所示，可知，模擬值與實測值平均誤差在10%以內(nèi)，數(shù)值分析結(jié)果與試驗結(jié)果吻合良好．

(a) 試件一

4 PPSRC梁柱節(jié)點溫度場分析

4.1 無防火措施PPSRC梁柱節(jié)點溫度場分布

以PPSRC梁柱節(jié)點為例，采用ISO834國際標準升溫曲線進行溫度場分析．假定火災發(fā)生在樓層底板處，此外，對于超靜定結(jié)構(gòu)而言，梁柱節(jié)點處的梁頂面往往承受負彎矩的作用，從而此處截面的鋼材和混凝土處于受拉狀態(tài)，為考慮該不利受力狀態(tài)，選取梁柱節(jié)點的梁頂面及與之相連上柱側(cè)面為受火面，假定梁柱節(jié)點所處受火環(huán)境如圖3(a)所示，模型各部件沿Z方向橫截面不受火．根據(jù)受火情況設(shè)置受火面，如圖3(b)所示．

(a) 受火環(huán)境

混凝土與型鋼部件在受火100、200、300 min情況下的溫度場分布情況如圖4所示．由圖4可知，PPSRC梁柱節(jié)點受火區(qū)域混凝土形成一溫度場，混凝土表面溫度遠高于混凝土內(nèi)部溫度，且內(nèi)部升溫速度較慢；PPSRC梁柱節(jié)點內(nèi)的部分鋼骨也形成一溫度場，其升溫速度高于其外層混凝土的升溫速度；此外，PPSRC梁柱節(jié)點表面及連接區(qū)部分鋼骨的溫度等值線均呈W形，同一截面的溫度分布不均，在連接區(qū)、連接區(qū)兩側(cè)混凝土、鋼骨處的溫度較高．其原因在于PPSRC梁柱節(jié)點連接區(qū)的轉(zhuǎn)換鋼板離受火面更近，鋼板的熱傳導系數(shù)比混凝土的高，進而引起PPSRC梁柱節(jié)點溫度場分布不均．

(a) 混凝土100 min

4.2 涂抹防火涂料后PPSRC梁柱節(jié)點溫度場分布

由前述無防火措施PPSRC梁柱節(jié)點溫度場分布結(jié)果可知，高溫環(huán)境下PPSRC梁柱節(jié)點連接區(qū)是結(jié)構(gòu)的薄弱區(qū)域．擬在PPSRC梁柱節(jié)點連接區(qū)噴涂防火涂料，以改善其抗火性能，噴涂位置如圖5所示．

圖5 防火涂料噴涂位置示意圖Fig.5 Schematic diagram of spraying position of fire-proofing coatings

假定受火條件不變，對噴涂防火涂料后的PPSRC梁柱節(jié)點進行溫度場分析．混凝土與型鋼部件在受火100、200、300 min情況下的溫度場分布情況如圖6所示．對比各受火時間下的溫度場分布圖可知，同一時刻下PPSRC梁柱節(jié)點經(jīng)防火處理后，連接區(qū)的平均溫度降低50%左右．受火300 min時，梁連接區(qū)的平均溫度仍低于500 ℃，說明噴涂防火涂料后，阻熱效果良好．

(a) 混凝土100 min

5 PPSRC梁柱節(jié)點耐火極限影響因素分析

柱荷載比、梁荷載比對梁柱節(jié)點耐火極限影響較大．柱荷載比定義為高溫環(huán)境下作用在柱端的軸向荷載與常溫下柱端極限荷載的比值，梁荷載比定義為高溫環(huán)境下作用在梁端的豎向荷載與常溫下梁端極限荷載的比值[21]．此外，以位移為判別標準，受彎構(gòu)件滿足式(18)時，則達到耐火極限；受壓構(gòu)件滿足式(19)時，則達到耐火極限[22]．

D≥L2/400h

(18)

D≥0.01H

(19)

式中：D為最大位移；L為受彎構(gòu)件的計算跨度，對PPSRC梁柱節(jié)點兩端的懸臂梁，取懸臂梁兩倍長度進行計算；h為梁截面高度；H為構(gòu)件受火高度．

5.1 柱荷載比對耐火極限的影響

以柱荷載比為變量，設(shè)置4組模型CZ1、CZ2、CZ3、CZ4，其柱荷載比分別為0.2、0.4、0.6、0.8，梁荷載比均為0.3，分析柱荷載比對PPSRC梁柱節(jié)點耐火極限的影響．受火時間為300 min時，模型CZ1、CZ2、CZ3、CZ4的梁端及柱頂豎向位移如圖7所示．

(a) CZ1

圖7中兩條水平點劃線分別代表梁端、柱頂達到耐火極限時的位移．由圖7可知，當柱荷載比為0.2時，柱頂豎向位移為正值，說明此時高溫膨脹引起的柱頂豎向位移大于柱頂荷載引起的柱頂豎向位移；當柱荷載比為0.4時，柱頂?shù)呢Q向位移為負值，說明此時柱頂荷載引起的柱頂豎向位移大于高溫膨脹引起的柱頂豎向位移．柱頂豎向位移隨受火時間的增長逐漸增大，且隨著柱荷載比的增大，其增幅更加明顯．此外，隨著柱荷載比的增大，PPSRC梁柱節(jié)點耐火極限由梁頂豎向位移首先達到耐火極限轉(zhuǎn)變?yōu)橹斬Q向位移首先達到耐火極限．

另外，由圖7可得不同柱荷載比下柱頂豎向位移隨時間的變化規(guī)律，如圖8所示．由圖8可知，當受火時間為300 min時，隨著柱荷載比增大，柱頂?shù)呢Q向位移逐漸增大，耐火極限逐漸減小，柱荷載比為0.6(CZ3)時，PPSRC梁柱節(jié)點的耐火極限為79.8 min，當柱荷載比增大為0.8(CZ4)時，PPSRC梁柱節(jié)點的耐火極限為48.5 min，CZ4的耐火極限相較于CZ3降低了39%．

圖8 不同柱荷載比下柱頂豎向位移Fig.8 Vertical deformation of column top under different column load ratios

5.2 梁荷載比對耐火極限的影響

以梁荷載比為變量，設(shè)置4組模型CZ5、CZ6、CZ7、CZ8，梁荷載比分別為0.1、0.2、0.4、0.6，柱荷載比取0.5，分析梁荷載比對PPSRC梁柱節(jié)點耐火極限的影響．受火時間300 min時，前述模型的梁端及柱頂豎向位移如圖9所示．

(a) CZ5

由圖9可知，PPSRC梁柱節(jié)點在受火300 min時，梁荷載比對柱頂豎向位移影響不明顯．當梁荷載比為0.1時，PPSRC梁柱節(jié)點受火300 min時梁端的豎向位移未達到梁的耐火極限標準；當梁荷載比為0.2時，梁端的豎向位移在受火205 min時達到梁的耐火極限標準．因此，梁荷載比提高后，梁端耐火極限降低．此外，隨著梁荷載比的提高，PPSRC梁柱節(jié)點耐火極限由柱頂豎向位移首先達到耐火極限轉(zhuǎn)變?yōu)榱憾素Q向位移首先達到耐火極限．

另外，由圖9可得不同梁荷載比下梁端豎向位移隨時間的變化規(guī)律，如圖10所示．由圖10可知，當受火時間為300 min時，隨著梁荷載比增大，梁端豎向位移逐漸增大，耐火極限逐漸降低．當梁荷載比為0.4(CZ7)時，PPSRC梁柱節(jié)點的耐火極限為119.7 min，當梁荷載比增大為0.6(CZ8)時，PPSRC梁柱節(jié)點的耐火極限為87.5 min，CZ8的耐火極限相較于CZ7降低了27%．當梁荷載比為0.1和0.2(CZ5和CZ6)時，由圖9可知，此時是柱頂豎向位移首先達到耐火極限標準，耐火極限為120 min．

圖10 不同梁荷載比下梁端豎向位移Fig.10 Vertical deformation of beam end under different beam load ratios

6 結(jié) 論

(1)受火災時，混凝土表面溫度高于其內(nèi)部溫度，且隨著深度的增加，溫度逐漸降低．PPSRC梁柱節(jié)點內(nèi)的部分鋼骨升溫速度高于其外層混凝土的升溫速度．PPSRC梁柱節(jié)點表面及連接區(qū)部分鋼骨的溫度等值線均呈W形，同一截面的溫度分布不均，在連接區(qū)、連接區(qū)兩側(cè)混凝土、鋼骨處的溫度較高．無防火措施時，在高溫環(huán)境下，PPSRC梁柱節(jié)點連接區(qū)是結(jié)構(gòu)的薄弱區(qū)域．

(2)PPSRC梁柱節(jié)點連接區(qū)噴涂防火涂料后，同一時刻下PPSRC梁柱節(jié)點連接區(qū)的平均溫度降低明顯，說明噴涂防火涂料后阻熱效果良好．

(3)柱荷載比較低時，高溫膨脹引起的柱頂豎向位移大于柱頂荷載引起的柱頂豎向位移；柱荷載比較高時，柱頂荷載引起的柱頂豎向位移大于高溫膨脹引起的柱頂豎向位移，柱頂豎向位移隨受火時間的增長逐漸增大．隨著柱荷載比的增大，柱頂豎向位移逐漸增大，耐火極限逐漸降低，柱荷載比超過一定限值時，PPSRC梁柱節(jié)點的失效位置發(fā)生變化．

(4)梁荷載比對柱頂豎向位移影響不明顯．梁荷載比提高后，梁端豎向位移增大，梁端耐火極限降低，梁荷載比超過一定限值時，PPSRC梁柱節(jié)點的失效位置發(fā)生變化．