陳 鋒， 毛小勇

（蘇州科技大學(xué) 江蘇省結(jié)構(gòu)工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 江蘇 蘇州 215011）

對(duì)于框架結(jié)構(gòu)來說，單個(gè)構(gòu)件的抗火性能往往不能代表整個(gè)結(jié)構(gòu)的耐火性能，節(jié)點(diǎn)抗火性能對(duì)結(jié)構(gòu)整體抗火性能有著十分重要的影響。 在裝配式結(jié)構(gòu)中，節(jié)點(diǎn)是梁柱等預(yù)制構(gòu)件連接的樞紐，與現(xiàn)澆框架相比有諸多不同，例如裝配式節(jié)點(diǎn)存在預(yù)制構(gòu)件和后澆區(qū)的連接界面，以及裝配式節(jié)點(diǎn)需要考慮套筒及灌漿料的高溫性能等。 因此開展裝配式結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)抗火性能研究具有工程應(yīng)用價(jià)值。

目前對(duì)鋼筋混凝土及組合結(jié)構(gòu)框架節(jié)點(diǎn)抗火性能已有一定程度研究。 王廣勇等[1]對(duì)鋼筋混凝土梁-柱節(jié)點(diǎn)耐火性能進(jìn)行了數(shù)值模擬；傅傳國(guó)等[2]對(duì)鋼筋混凝土梁-柱節(jié)點(diǎn)耐火性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究，在此基礎(chǔ)上深入分析了火災(zāi)下鋼筋混凝土框架節(jié)點(diǎn)變形、內(nèi)力分布、耐火極限和破壞形態(tài)等規(guī)律。 宋天詣等[3]對(duì)鋼管混凝土柱-鋼混凝土組合梁節(jié)點(diǎn)、型鋼混凝土柱-型鋼混凝土梁節(jié)點(diǎn)升降溫條件下溫度場(chǎng)分布規(guī)律進(jìn)行了有限元模擬和試驗(yàn)研究。Han 等[4]對(duì)型鋼混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了試驗(yàn)研究，并給出了節(jié)點(diǎn)耐火極限的實(shí)用計(jì)算方法。然而對(duì)裝配式框架節(jié)點(diǎn)的抗火性能研究還報(bào)導(dǎo)不多。

本文利用ABQUS 軟件建立預(yù)制柱-疊合梁裝配整體式框架邊節(jié)點(diǎn)熱-力耦合有限元模型， 對(duì)其抗火性能進(jìn)行理論分析，并與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，在此基礎(chǔ)上討論了梁端荷載比、梁縱筋配筋率、梁柱線剛度比值對(duì)于裝配式邊節(jié)點(diǎn)耐火性能的影響，分析結(jié)果可為裝配式節(jié)點(diǎn)抗火設(shè)計(jì)提供參考。

1 有限元模型簡(jiǎn)介

分析采用ABQUS 的順序熱-力耦合法，首先對(duì)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行傳熱分析，然后將溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果作為內(nèi)參數(shù)導(dǎo)入力學(xué)分析中。

1.1 高溫下材料性能及參數(shù)

混凝土采用“Concrete damaged plasticity”模型，應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系選用TT-lie 模型[5]。 該模型考慮了混凝土的高溫徐變，能較好地反應(yīng)混凝土高溫下力學(xué)性能，并且有良好的收斂性。 熱膨脹系數(shù)、熱傳導(dǎo)系數(shù)、比熱選用Lie 給出的公式，密度取2 400 kg/m3，泊松比取0.2。

鋼筋采用彈塑性模型，應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系選用EC3 的模型[6]。 熱膨脹系數(shù)、熱傳導(dǎo)系數(shù)、比熱選用EC3 給出的公式，密度取7 850 kg/m3，泊松比取0.3。

1.2 邊界條件

溫度場(chǎng)分析中，邊界條件為熱輻射和熱對(duì)流，對(duì)流和綜合輻射系數(shù)分別取25 W/m2·K 和0.5，玻爾茲曼常數(shù)取5.67×10-8W/m2·K。力學(xué)分析中，柱上端限制平面外運(yùn)動(dòng)和水平位移，允許豎直位移和平面內(nèi)轉(zhuǎn)動(dòng)。柱下端限制豎直水平位移，允許平面內(nèi)轉(zhuǎn)動(dòng)。 梁端限制平面外運(yùn)動(dòng)。

1.3 接觸面定義

鋼筋骨架與混凝土采用“Embedded region”接觸，端板與混凝土、座漿層與混凝土、上下柱與核心區(qū)采用“Tie”接觸，預(yù)制梁與后澆區(qū)混凝土水平疊合面法向采用硬接觸，切向摩擦采用罰函數(shù)，摩擦系數(shù)1.0。將套筒灌漿連接件簡(jiǎn)化為一個(gè)非線性彈簧，不考慮灌漿連接件的幾何缺陷，彈簧具有一定的強(qiáng)度和剛度特征，且隨溫度的變化而變化，高溫下彈簧單元荷載-位移曲線參照文獻(xiàn)[7]取值。 預(yù)制梁與后澆區(qū)混凝土豎直疊合面（與核心區(qū)連接處）采用非線性彈簧模擬[8]，不考慮高溫下疊合面摩擦系數(shù)隨溫度的變化，將不同溫度下彈簧荷載-位移曲線輸入“inp”文件中，以此模擬裝配式節(jié)點(diǎn)豎直疊合面的力學(xué)特征。

1.4 節(jié)點(diǎn)參數(shù)及模型

梁在節(jié)點(diǎn)區(qū)主要承受負(fù)彎矩作用，長(zhǎng)度取反彎點(diǎn)以內(nèi)長(zhǎng)度；柱取上下柱反彎點(diǎn),即上下柱中點(diǎn)之間的部分，節(jié)點(diǎn)具體構(gòu)造及梁、柱熱電偶位置見圖1。

在進(jìn)行傳熱分析時(shí)，鋼筋采用DC1D2 單元，混凝土和灌漿料采用線性熱傳導(dǎo)單元DC3D8 單元。 力學(xué)分析時(shí)鋼筋采用空間二次桁架單元T3D2 單元，混凝土和灌漿料采用六面體減縮積分單元C3D8R 單元。 預(yù)制柱-疊合梁裝配整體式框架邊節(jié)點(diǎn)有限元模型如圖2 所示。

圖1 預(yù)制柱-疊合梁裝配整體式框架邊節(jié)點(diǎn)示意圖

圖2 預(yù)制柱-疊合梁裝配整體式框架邊節(jié)點(diǎn)有限元模型

2 有限元模型驗(yàn)證

2.1 試件簡(jiǎn)介

選用課題組在蘇州科技大學(xué)結(jié)構(gòu)抗火實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行的預(yù)制柱-疊合梁裝配整體式框架邊節(jié)點(diǎn)抗火試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)模型進(jìn)行驗(yàn)證，試件尺寸如圖1，混凝土強(qiáng)度為53 MPa，灌漿料強(qiáng)度為90 MPa，實(shí)測(cè)直徑8 mm 鋼筋屈服強(qiáng)度470 MPa，直徑12 mm 鋼筋屈服強(qiáng)度445 MPa，直徑14 mm 鋼筋屈服強(qiáng)度445 MPa，直徑20 mm 鋼筋屈服強(qiáng)度450 MPa，其余參數(shù)見表1，試驗(yàn)采用ISO834 標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線[9]。

表1 試件參數(shù)

2.2 溫度場(chǎng)對(duì)比

梁、柱模擬和實(shí)測(cè)的各測(cè)點(diǎn)溫度-時(shí)間曲線對(duì)比見圖3 和圖4。 可以看出各點(diǎn)計(jì)算溫度與實(shí)測(cè)值發(fā)展趨勢(shì)基本一致，梁截面測(cè)點(diǎn)3 溫度計(jì)算值要略低于試驗(yàn)值。 這主要是由于節(jié)點(diǎn)破壞主要發(fā)生在梁端，梁端出現(xiàn)裂縫時(shí)，熱量傳入更快，模擬時(shí)未考慮裂縫發(fā)展。對(duì)比梁、柱截面的測(cè)點(diǎn)1、測(cè)點(diǎn)2 可看出，測(cè)點(diǎn)1 溫度要高于測(cè)點(diǎn)2，這是由于測(cè)點(diǎn)1 位于角部，受到兩側(cè)傳熱的影響，而測(cè)點(diǎn)2 為一側(cè)傳熱。 無論是梁截面還是柱截面，實(shí)測(cè)溫度曲線在100 ℃附件出現(xiàn)明顯的平臺(tái)，這是由于混凝土中的水分受熱成為水蒸氣吸收熱量的緣故[10]。

圖3 梁截面溫度對(duì)比圖

圖4 柱截面溫度對(duì)比圖

2.3 變形曲線及耐火極限對(duì)比

梁端位移、柱端位移模擬和實(shí)測(cè)曲線對(duì)比分別見圖5、圖6，可以看出曲線整體趨勢(shì)一致。 在起始階段，梁端位移發(fā)展緩慢，在接近耐火極限位移出現(xiàn)陡增；柱端位移先快速上升到最大值，然后平緩下降。 圖中模擬值略大于實(shí)測(cè)值，可能為以下原因：模擬時(shí)采用的熱膨脹系數(shù)與實(shí)際有差別；實(shí)際受火情況邊界條件與模擬采用的不完全一致。

裝配式邊節(jié)點(diǎn)耐火極限取梁端時(shí)間-位移出現(xiàn)明顯陡增的時(shí)間點(diǎn)， 從圖5 可以看出實(shí)測(cè)的耐火極限為145 min，而模擬的耐火極限在135 min，兩者誤差7%。

圖5 梁端位移對(duì)比圖

圖7 實(shí)測(cè)裂縫

2.4 破壞形態(tài)對(duì)比

節(jié)點(diǎn)破壞時(shí)的裂縫見圖7。圖8 為計(jì)算得到的破壞時(shí)節(jié)點(diǎn)最大塑性應(yīng)變分布。 可以看出圖8 中拉區(qū)塑性最大應(yīng)變與圖7 中裂縫開展位置相吻合。 與現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)不一樣的是，裝配式節(jié)點(diǎn)發(fā)生破壞時(shí)梁現(xiàn)澆區(qū)和后澆區(qū)交界處產(chǎn)生水平裂縫，這在計(jì)算模型中也得到較好體現(xiàn)。 上述溫度場(chǎng)、變形、耐火極限和破壞形態(tài)的對(duì)比表明， 分析模型能較為準(zhǔn)確地反應(yīng)節(jié)點(diǎn)抗火情況，可用于預(yù)制柱-疊合梁裝配整體式框架邊節(jié)點(diǎn)的高溫性能分析。

圖8 最大主塑應(yīng)變

3 節(jié)點(diǎn)參數(shù)分析

3.1 分析參數(shù)

主要考慮參數(shù)如下：梁端荷載比n，梁縱筋配筋率ρ（ρ=As/bh0），梁柱線剛度比k。 柱端軸壓比為0.5，柱截面尺寸300 mm ×300 mm。 考慮三種參數(shù)變化，共設(shè)計(jì)了7 個(gè)分析模型，具體參數(shù)見表2。

表2 模型參數(shù)

3.2 各參數(shù)對(duì)變形影響規(guī)律

不同梁端荷載比條件下，預(yù)制柱-疊合梁裝配整體式框架邊節(jié)點(diǎn)的梁端時(shí)間-位移曲線如圖9 所示。 可以看到，隨著荷載比n 的增大，時(shí)間-位移曲線出現(xiàn)明顯拐點(diǎn)的時(shí)間要提前。n=0.6 和n=0.7 情況下，曲線在拐點(diǎn)后的趨勢(shì)接近，但是與n=0.4 情況相比，拐點(diǎn)后荷載-位移曲線更陡，上升速率更快，這說明大荷載比情況下，梁端破壞更加突然。

圖10 為配筋率對(duì)梁端位移的影響，可見隨著配筋率逐漸增大，時(shí)間-位移曲線到達(dá)明顯拐點(diǎn)的時(shí)間推遲。三種配筋率情況下，在節(jié)點(diǎn)達(dá)到耐火極限前，相同受火時(shí)間點(diǎn)位移值較為接近。 在到達(dá)拐點(diǎn)后，于相同受火時(shí)間點(diǎn)，配筋率越大，梁端位移越小。

圖11 為梁柱線剛度比k 對(duì)梁端位移的影響，可見隨著梁柱荷載比增大，時(shí)間-位移曲線到達(dá)明顯拐點(diǎn)的時(shí)間略有推遲，曲線走勢(shì)基本相同。 在相同受火時(shí)間點(diǎn)，線剛度比越大，位移越小。

圖9 梁端荷載比對(duì)梁端位移影響

圖10 配筋率對(duì)梁端位移影響

圖11 梁柱線剛度比對(duì)梁端位移影響

3.3 各參數(shù)對(duì)耐火極限影響規(guī)律

圖12 至圖14 分別為梁端荷載比、梁縱筋配筋率、梁柱線剛度比對(duì)節(jié)點(diǎn)耐火極限的影響曲線。 從趨勢(shì)上看，隨著梁端荷載比的增加，節(jié)點(diǎn)耐火極限減?。浑S著梁縱筋配筋率增大，節(jié)點(diǎn)耐火極限增大；隨著梁柱線剛度比值增大，節(jié)點(diǎn)耐火極限增大。 配筋率和梁柱線剛度比值對(duì)節(jié)點(diǎn)耐火極限的影響趨勢(shì)相同，但是與梁端荷載比相比，兩者的影響相對(duì)較小。

圖12 梁端荷載比對(duì)邊節(jié)點(diǎn)耐火極限影響

圖13 配筋率對(duì)邊節(jié)點(diǎn)耐火極限影響

圖14 梁柱線剛度比對(duì)邊節(jié)點(diǎn)耐火極限影響

4 結(jié)論

（1）在強(qiáng)柱弱梁設(shè)計(jì)情況下，火災(zāi)下節(jié)點(diǎn)破壞由梁控制。破壞位置在距離節(jié)點(diǎn)核心區(qū)一段距離處，主要是由于核心區(qū)處溫度較低，對(duì)連接的梁有一定保護(hù)作用。并且現(xiàn)澆梁和后澆帶疊合層位置處出現(xiàn)水平縫。（2）在ISO834 標(biāo)準(zhǔn)升溫條件下，預(yù)制柱-疊合梁裝配整體式框架邊節(jié)點(diǎn)的梁端時(shí)間-位移曲線大體呈先緩慢增長(zhǎng)再陡增的趨勢(shì)，有明顯拐點(diǎn)，節(jié)點(diǎn)破壞具有一定的突然性。 （3）梁端荷載比越大，耐火極限越??；梁縱筋配筋率、梁柱線剛度比值越大，耐火極限越大。梁端荷載比對(duì)節(jié)點(diǎn)耐火極限的影響最為顯著，而梁縱筋配筋率、梁柱線剛度比值的影響則相對(duì)較小。