劉鏈波 周 明 王新堂

(1.寧波大學科學技術(shù)學院建筑工程學院，浙江寧波 315300；2.寧波工程學院建筑與交通工程學院，浙江寧波 315210)

鋼結(jié)構(gòu)構(gòu)件之間的相互作用由節(jié)點傳遞，一旦節(jié)點發(fā)生破壞，將直接影響到鋼結(jié)構(gòu)的整體工作性能，甚至引起結(jié)構(gòu)的整體破壞。而火災下的節(jié)點性能將對整體結(jié)構(gòu)的變形和內(nèi)力重分布產(chǎn)生影響，因此加強對梁柱節(jié)點在火災下的力學性能研究至關重要。

為了探明鋼結(jié)構(gòu)在火災下的工作性能，對鋼結(jié)構(gòu)基本構(gòu)件的抗火性能進行了大量研究[1]。舒贛平等對T型鋼連接梁-柱節(jié)點進行了火災試驗研究，分析了T型鋼厚度及螺栓直徑對節(jié)點抗火性能的影響[2]。金秀蓮等對梁端約束H形鋼梁-柱節(jié)點進行了火災行為試驗研究，分析了防護措施及軸壓比對梁柱節(jié)點火災響應的影響[3]。代東亮通過對鋼結(jié)構(gòu)半剛性節(jié)點的有限元分析，得出增大角鋼厚度可以提高節(jié)點的抗火性能[4]。王衛(wèi)永等對4個足尺H型鋼外伸端板節(jié)點進行了火災試驗研究，發(fā)現(xiàn)端板厚度對節(jié)點抗火性能有明顯影響[5]。李俊華等對火災后型鋼混凝土柱-鋼梁節(jié)點進行了試驗研究[6]，得出火災后節(jié)點的抗震性能仍較好。

Al-Jabri等通過試驗，考察了不同構(gòu)件尺寸、端板厚度等因素對平齊端板連接節(jié)點和柔性端板連接節(jié)點耐火極限的影響[7-8]。Qiang等對鋼結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點的高溫性能進行了研究，發(fā)現(xiàn)端板越厚，節(jié)點承載能力越大[9-10]。Elsawaf等通過ABAQUS軟件模擬火災試驗，分析了火災后鋼管混凝土柱與鋼梁約束連接節(jié)點的力學性能[11]。

綜上，現(xiàn)有文獻對火災后鋼結(jié)構(gòu)梁-柱節(jié)點的力學性能研究很少涉及。鑒于此，對3組鋼結(jié)構(gòu)梁-柱節(jié)點進行了火災后的低周往復加載試驗及有限元分析，分析螺栓性能、柱子軸壓比、節(jié)點防護措施及火災溫度對火災后節(jié)點抗震性能的影響，以期得到有參考價值的結(jié)論。

1 試驗概況

1.1 試件制作

試驗總共制作了3組試件，梁柱節(jié)點連接均為端板連接，節(jié)點編號與試驗參數(shù)見表1。試件的梁柱構(gòu)件均采用H型鋼，其中柱高3.25 m、截面規(guī)格為HM244×175×8×12；梁長2.4 m、截面規(guī)格為HM200×175×8×10。梁的端板與鋼柱的連接均采用10.9級M20高強螺栓，端板下部設有尺寸為150 mm×50 mm×20 mm的受剪支托，具體尺寸和構(gòu)造特征見圖1。

表1 試件的試驗參數(shù)Table 1 Test parameters of specimens

圖1 梁柱節(jié)點構(gòu)造 mmFig.1 Details of beam-column joints

對于節(jié)點采用防護措施的試件(實木包裹和輕質(zhì)硅酸鋁纖維棉包裹)，具體做法見圖2、圖3。

圖2 實木包裹Fig.2 Wrapping with wood

圖3 硅酸鋁纖維棉包裹Fig.3 Wrapping with aluminum silicate fibers

1.2 試驗用材主要性能指標

用于制作試件的鋼材均采用Q345鋼，其力學性能指標按照GB/T 228.1—2010《金屬材料拉伸試驗 第1部分：室溫試驗方法》和GB/T 2975—1998《鋼及鋼產(chǎn)品力學性能試驗取樣位置和試樣制備》的規(guī)定，對3種厚度的板材(每種制作3個標準試件)做了材性試驗，并取其平均值。試驗結(jié)果見表2。

表2 鋼材的強度指標Table 2 Strength indexes of steel

1.3 試驗裝置和加載方案

試驗所用耐火實驗爐的凈空尺寸為3.6 m×1.5 m×3.4 m，設計最高爐溫為1 200 ℃。試驗過程中整個爐溫的變化由終端控制系統(tǒng)控制，通過分布在爐內(nèi)的4個熱電偶測定爐溫。

試件的受火試驗過程為：對柱頂和梁端分別施加荷載，穩(wěn)定約5 min后，再點火升溫至700 ℃，溫度持續(xù)100 min后，再熄火并自然冷卻。采用擬靜力試驗對冷卻后取出的試件進行低周往復加載，考察火災后梁-柱節(jié)點核心部位的受力特征及其相關性能?；馂暮蟮墓?jié)點擬靜力試驗裝置見圖4。

圖4 火災后節(jié)點擬靜力試驗示意Fig.4 A schematic diagram of quasi-static tests for joints after fire

在整個試驗過程中，通過千斤頂直接施加在柱頂?shù)呢Q向荷載保持不變，MTS電液伺服系統(tǒng)通過位移控制在梁端施加循環(huán)荷載，加載循環(huán)方式見圖5。

圖5 梁端循環(huán)加載方式Fig.5 Loading procedures at beam ends

梁端循環(huán)加載的方案為：首先通過MTS電液伺服系統(tǒng)加載，梁端產(chǎn)生向下的2 mm位移，接著梁端位移恢復至0 mm，然后反向加載至2 mm，再恢復至0 mm，完成一個加載循環(huán)。每個位移周期循環(huán)3次，加載和卸載速度均為0.5 mm/s，3次循環(huán)結(jié)束后進行下一個位移周期的循環(huán)。位移增加步長為2 mm，當位移完成20 mm的3次循環(huán)后，再以5 mm為一個增量步長進行循環(huán)，此時加、卸載速度增大為1 mm/s。循環(huán)至節(jié)點發(fā)生破壞時停止加載。

試驗中須確定節(jié)點處梁柱的相對轉(zhuǎn)角以及節(jié)點部位的受力特點。為此布置了6個位移測點，其中在鋼梁上翼緣設置2個豎向測點，在梁柱節(jié)點的上、下柱翼緣上分別設置2個水平測點；柱的翼緣、腹板及端板粘貼有三向電阻應變花，梁端的上、下翼緣和腹板粘貼有單向電阻應變片。位移計及應變片的布置見圖6、圖7。

圖6 位移計布置Fig.6 Arrangements of displacement meters

圖7 應變片布置Fig.7 Arrangements of strain gages

2 試驗結(jié)果分析

2.1 M-θ滯回曲線

圖8為各試件的M-θ滯回曲線。可見:在加載初期，M-θ滯回曲線基本呈線性變化；隨著荷載的增大，轉(zhuǎn)角緩慢增大，屈服后轉(zhuǎn)角變化加快；當達到最大荷載時，對應的相對轉(zhuǎn)角在0.03～0.04 rad附近，破壞時的轉(zhuǎn)角接近0.05 rad。

a—JD5-1;b—JD5-2;c—JD5-3。圖8 M-θ滯回曲線Fig.8 M-θ hysteretic curves

試件JD5-1的滯回環(huán)所包圍曲線較JD5-2與JD5-3更加飽滿，這是由于對JD5-1更換了新螺栓，其耗能能力得到提高，說明對受火后節(jié)點進行修復時，適當更換連接螺栓可起到改善節(jié)點受力性能、增強耗能能力的作用。

2.2 M-θ骨架曲線

圖9為各試件的M-θ骨架曲線?？梢姡涸嚰﨡D5-1比JD5-3的初始剛度增加了30%，說明對受火后試件更換螺栓可以提高節(jié)點剛度，但是對節(jié)點的抗彎強度影響不大，這是由于節(jié)點的破壞表現(xiàn)為端板處連接焊縫破壞及端板開裂；由于試件JD5-3比JD5-2的柱子軸壓比大，導致JD5-3的極限荷載對應轉(zhuǎn)角與破壞時對應轉(zhuǎn)角較JD5-2的大。

圖9 M-θ骨架曲線Fig.9 M-θ skeleton curves

2.3 節(jié)點承載力分析

由表3可見:試件受火時的柱子軸壓比大小對受火后節(jié)點的力學性能有一定影響。比較JD5-2與JD5-3可見，隨著受火時柱子軸壓比的增大，受火后節(jié)點各階段承載力均有所下降，正向屈服承載力下降約2.1%，反向屈服承載力下降約8.3%，極限承載力下降約3.0%；由于對受火后更換了螺栓的JD5-1，其屈服變形較其他2組節(jié)點變形要小，且反向加載時的屈服荷載增大，可見螺栓性能對火災后節(jié)點的屈服承載力與變形有影響，但對極限承載力影響不大；對于未更換螺栓的JD5-2，其各階段正向加載時的承載力比JD5-1的要大，可見節(jié)點防護措施可以提高受火后節(jié)點的承載力。

表3 節(jié)點各階段特征荷載及對應位移值Table 3 Characteristic loads and corresponding displacement values at each stage of joints

2.4 剛度退化

圖10為各試件的剛度退化曲線?？梢?火災后節(jié)點剛度有較明顯的退化趨勢，這是由于彈塑性變形損傷的不斷積累導致節(jié)點剛度下降；試件JD5-1的初始剛度較其他同類型節(jié)點大，這是由于對試件JD5-1更換了新螺栓，可見受火后螺栓的性能損傷導致節(jié)點的初始剛度降低；3組試件在破壞時的剛度基本接近，這是由于節(jié)點的破壞表現(xiàn)為端板處連接焊縫破壞及端板開裂，可見螺栓性能的提高只能改變其初始的變形能力；在加載初期，試件JD5-2的初始剛度較JD5-3的大，說明鋼柱的軸壓比越大，節(jié)點的初始剛度越小。

-JD5-1；——JD5-2;-JD5-3。圖10 剛度退化曲線Fig.10 Stiffness degeneration curves

2.5 延性及耗能能力

由表4可見:JD5-1反向加載時的延性系數(shù)較其他兩組節(jié)點的大，且正向加載時的延性系數(shù)較JD5-3的大，說明更換螺栓可以提高受火后節(jié)點的延性；對于未更換螺栓的JD5-2，其正向加載時的延性系數(shù)比JD5-1的大，可見節(jié)點防護措施可以提高受火后節(jié)點的延性；比較JD5-2與JD5-3發(fā)現(xiàn)，2組反向加載時的延性系數(shù)差不多，而JD5-2正向加載時的延性系數(shù)明顯大于JD5-3的，說明隨著受火時柱子軸壓比的增大，受火后節(jié)點的延性降低。

表4 節(jié)點的延性系數(shù)Table 4 Ductility factors of joints

比較JD5-2和JD5-3發(fā)現(xiàn)(表5):受火時柱子軸壓比越小，受火后節(jié)點的等效黏滯阻尼比就越大，耗能能力也越大；JD5-1的等效黏滯阻尼比較其他兩組節(jié)點的大，說明更換螺栓可以提高受火后節(jié)點的耗能能力。

表5 試件最大等效黏滯阻尼比Table 5 Maximum equivalent viscous damping ratios of specimens

3 有限元分析

3.1 模型建立

利用MSC.MARC軟件對3個試件進行了有限元分析，梁柱節(jié)點構(gòu)造見圖1。有限元分析所用梁、柱鋼材的力學性能指標均取試驗結(jié)果(表2)，彈性模量通過實測值取為E=201 GPa，10.9級M20高強螺栓的強度采用980 MPa，端板強度為215 MPa。為了簡化計算，鋼材的本構(gòu)關系模型采用雙折線形式(圖11)，分析中采用von Mises的強度屈服準則及其相關流動準則，泊松比取為0.3。

圖11 鋼材本構(gòu)關系Fig.11 Constitutive relations of steel

鋼柱、鋼梁、端板及螺栓均采用Solid 7單元模擬；螺栓與端板、螺栓與柱翼緣之間的抗滑移系數(shù)均取為0.3，端板與柱翼緣間的抗滑移系數(shù)取為0.45；采用Tying 69單元模擬高強螺栓中的預緊力(取值155 kN)，施加于外部控制點上。

結(jié)合試驗過程，施加荷載主要包括以下幾個過程：第一步在柱底和柱頂施加位移約束荷載；第二步施加高強螺栓預緊力；第三步在柱頂施加集中荷載；第四步對梁端施加滑動約束；第五步施加梁端集中荷載；第六步施加溫度荷載。

3.2 與試驗結(jié)果對比

圖12為3組試件受火后破壞形態(tài)與有限元分析結(jié)果比較?？梢?3組試件節(jié)點破壞形態(tài)的有限元分析結(jié)果與試驗結(jié)果比較吻合。端板的主要變形為彎曲，且端板與柱翼緣之間產(chǎn)生明顯的縫隙，對螺栓具有撬力作用；由圖12中應力分布可見，在螺栓孔附近、梁翼緣與端板連接處的應力較大，柱翼緣的最大應力也在螺栓孔附近，且該區(qū)域應力呈三角形分布，越靠近端板處應力越大，柱翼緣只在螺栓附近屈服。

a—JD5-1;b—JD5-2;c—JD5-3。圖12 試件破壞形態(tài)與有限元分析結(jié)果 PaFig.12 Failure modes and numerical analysis results of specimens

圖13為3組試件M-θ骨架曲線對比?？梢姡汗羌芮€的有限元分析結(jié)果和試驗數(shù)據(jù)相當吻合，表明有限元分析結(jié)果是可靠的。

a—JD5-1;b—JD5-2;c—JD5-3?！囼?；……有限元。圖13 試件M-θ骨架曲線對比Fig.13 Comparisons of M-θ skeleton curves of specimens

3.3 溫度對骨架曲線的影響

由于試驗的局限性，各種參數(shù)對節(jié)點性能的影響規(guī)律難以完全通過試驗結(jié)果確定。故通過上述有限元模型分析火災溫度對試件M-θ骨架曲線的影響規(guī)律。有限元模型具體參數(shù)見表6。

表6 試件基本特征參數(shù)Table 6 Basic characteristic parameters of specimens

圖14為4組有限元試件M-θ骨架曲線對比?？梢姡弘S著受火溫度的升高，節(jié)點所能承受的彎矩出現(xiàn)明顯下降。PNS-1的最大彎矩值為64 kN·m，PNS-2～4的最大彎矩值分別較PNS-1下降了5%、11%及18.8%，可見受火溫度對節(jié)點火災后的最大彎矩有明顯影響。

—— PNS-1；---- PNS-2;…… PNS-3；-PNS-4。圖14 M-θ骨架曲線Fig.14 M-θ skeleton curves

4 結(jié)束語

1)試驗結(jié)果表明，更換火災后梁柱節(jié)點的連接螺栓可以提高節(jié)點剛度，試件JD5-1比試件JD5-3的初始剛度增加30%，但對其火災后極限承載力影響不大。

2)隨著受火時柱子軸壓比的增大，受火后節(jié)點各階段承載力均有所下降?；馂暮罅褐?jié)點的正向屈服承載力下降約2.1%，反向屈服承載力下降約8.3%，極限承載力下降約3.0%。

3)受火時柱子軸壓比越大，火災后梁柱節(jié)點延性及耗能能力越低；火災后梁柱節(jié)點更換螺栓則可以提高節(jié)點的延性及耗能能力。

4)未更換螺栓的JD5-2，其正向加載時的承載力及延性系數(shù)均大于試件JD5-1，可見梁柱節(jié)點的防護措施可以在一定程度上提高火災后節(jié)點的承載力及延性。

5)試件JD5-2比試件JD5-3的初始剛度要大，說明受火時柱子軸壓比越大，節(jié)點的初始剛度越小。