范 國(guó) 璽， 高 明， 王 也， 李 海 生， 季 翔

( 1.中國(guó)海洋大學(xué) 山東省海洋工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)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(guó)內(nèi)外研究人員對(duì)各種類型梁柱節(jié)點(diǎn)組合體的抗火性能開(kāi)展了一定研究．針對(duì)中尺度鋼框架梁柱節(jié)點(diǎn)組合體的火災(zāi)試驗(yàn)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(shí)，僅在節(jié)點(diǎn)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(diǎn)的溫度場(chǎng)分布以及應(yīng)力分布，進(jìn)而提高梁柱節(jié)點(diǎn)的抗火性能[2]．針對(duì)二維型鋼-混凝土組合框架結(jié)構(gòu)局部火災(zāi)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(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)能力和延性增加，存在軸向梁約束時(shí)，節(jié)點(diǎn)的抗彎承載力提高[3]．孔維一等[4]對(duì)兩種足尺梁托柱節(jié)點(diǎn)單元試件進(jìn)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(duì)節(jié)點(diǎn)單元的耐火極限影響較大；荷載比為0.6的節(jié)點(diǎn)單元比荷載比為0.4的節(jié)點(diǎn)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(diǎn)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(yù)測(cè)．

另一方面，裝配式建筑在國(guó)內(nèi)外得到了廣泛應(yīng)用，研究人員提出了多種新型節(jié)點(diǎn)[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(shí)，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(shí)，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(diǎn)，即預(yù)制裝配式部分鋼骨鋼筋混凝土(PPSRC)梁柱節(jié)點(diǎn)[11]，并對(duì)PPSRC梁柱節(jié)點(diǎn)靜力、動(dòng)力性能開(kāi)展了一定研究[11-12]．然而，針對(duì)PPSRC梁柱節(jié)點(diǎn)抗火性能的研究尚未開(kāi)展．為推廣PPSRC梁柱節(jié)點(diǎn)的應(yīng)用，本文針對(duì)PPSRC梁柱節(jié)點(diǎn)抗火性能開(kāi)展有限元分析．

1 PPSRC梁柱節(jié)點(diǎn)

PPSRC梁柱節(jié)點(diǎn)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(qiáng)度等級(jí)分別為HRB335和HPB235．PPSRC梁柱節(jié)點(diǎn)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(jiàn)文獻(xiàn)[11]．

圖1 PPSRC梁柱節(jié)點(diǎn)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(qiáng)度等級(jí)對(duì)結(jié)構(gòu)力學(xué)性能的影響，采用過(guò)鎮(zhèn)海等[13]建議的高溫下鋼材強(qiáng)度降低系數(shù)計(jì)算公式：

沖擊韌性為A～D級(jí)

(1)

沖擊韌性為E級(jí)

(2)

式中：fy，t為高溫下鋼材的屈服強(qiáng)度，fy為常溫下鋼材的屈服強(qiáng)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(guò)鎮(zhèn)海等[13]建議的高溫下鋼材彈性模量降低系數(shù)計(jì)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(yīng)力-應(yīng)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(yīng)力，εs為鋼材的應(yīng)變，εp為鋼材的最大彈性應(yīng)變．

2.2 混凝土的高溫特性

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

(8)

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

(9)

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

(10)

綜合考慮連續(xù)性變化、瞬時(shí)溫度對(duì)應(yīng)力-應(yīng)變曲線的影響、計(jì)算精度及收斂性，采用Lie等[15]建議的高溫下混凝土受壓應(yīng)力-應(yīng)變曲線：

(11)

εmax=0.002 5+(6t+0.04t2)×10-6

(12)

式中：εcσ為混凝土的應(yīng)變，εmax為混凝土的峰值應(yīng)變，f′c(t)按下式計(jì)算：

(13)

式中：f′c為常溫下混凝土的抗壓強(qiáng)度．混凝土的抗拉強(qiáng)度較低，高溫環(huán)境中混凝土的抗拉強(qiáng)度對(duì)結(jié)構(gòu)整體力學(xué)性能影響不大，因此，高溫下混凝土受拉時(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線采用簡(jiǎn)化的雙線性模型[18]．

2.3 鋼材的熱工參數(shù)

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

(14)

式中：λs為鋼材的熱傳導(dǎo)系數(shù)．

為考慮溫度變化對(duì)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(jì)算公式：

(15)

為考慮溫度變化對(duì)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(jì)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(dǎo)系數(shù)計(jì)算公式和混凝土比熱容、密度計(jì)算公式，并考慮高溫下水分蒸發(fā)對(duì)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(jì)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(yàn)證

3.1 升溫曲線

真實(shí)火災(zāi)發(fā)生時(shí)，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(fù)雜，并且差異性較大．當(dāng)前常用的升溫曲線模型有ISO834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線和ASTM-E119升溫曲線[20]．兩種升溫曲線基本一致，但I(xiàn)SO834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線公式更為簡(jiǎn)潔且易于數(shù)值計(jì)算，因此，選用ISO834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線：

t=t0+345lg(8τ+1)

(17)

式中：t0為火災(zāi)開(kāi)始前的環(huán)境溫度，一般取20 ℃；t為燃燒開(kāi)始后τ(min)時(shí)的環(huán)境溫度；τ為結(jié)構(gòu)受火時(shí)間．

3.2 算例驗(yàn)證

采用Lie[19]開(kāi)展的圓鋼管鋼筋混凝土柱抗火性能試驗(yàn)結(jié)果，驗(yàn)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(shí)測(cè)值對(duì)比情況如圖2所示，可知，模擬值與實(shí)測(cè)值平均誤差在10%以內(nèi)，數(shù)值分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好．

(a) 試件一

4 PPSRC梁柱節(jié)點(diǎn)溫度場(chǎng)分析

4.1 無(wú)防火措施PPSRC梁柱節(jié)點(diǎn)溫度場(chǎng)分布

以PPSRC梁柱節(jié)點(diǎn)為例，采用ISO834國(guó)際標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線進(jìn)行溫度場(chǎng)分析．假定火災(zāi)發(fā)生在樓層底板處，此外，對(duì)于超靜定結(jié)構(gòu)而言，梁柱節(jié)點(diǎn)處的梁頂面往往承受負(fù)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(diǎn)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(diǎn)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(chǎng)分布情況如圖4所示．由圖4可知，PPSRC梁柱節(jié)點(diǎn)受火區(qū)域混凝土形成一溫度場(chǎng)，混凝土表面溫度遠(yuǎn)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(diǎn)內(nèi)的部分鋼骨也形成一溫度場(chǎng)，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(diǎn)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(diǎn)連接區(qū)的轉(zhuǎn)換鋼板離受火面更近，鋼板的熱傳導(dǎo)系數(shù)比混凝土的高，進(jìn)而引起PPSRC梁柱節(jié)點(diǎn)溫度場(chǎng)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(diǎn)溫度場(chǎng)分布

由前述無(wú)防火措施PPSRC梁柱節(jié)點(diǎn)溫度場(chǎng)分布結(jié)果可知，高溫環(huán)境下PPSRC梁柱節(jié)點(diǎn)連接區(qū)是結(jié)構(gòu)的薄弱區(qū)域．?dāng)M在PPSRC梁柱節(jié)點(diǎn)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(duì)噴涂防火涂料后的PPSRC梁柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行溫度場(chǎng)分析．混凝土與型鋼部件在受火100、200、300 min情況下的溫度場(chǎng)分布情況如圖6所示．對(duì)比各受火時(shí)間下的溫度場(chǎng)分布圖可知，同一時(shí)刻下PPSRC梁柱節(jié)點(diǎn)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(shí)，梁連接區(qū)的平均溫度仍低于500 ℃，說(shuō)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(diǎn)耐火極限影響因素分析

柱荷載比、梁荷載比對(duì)梁柱節(jié)點(diǎn)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(biāo)準(zhǔn)，受彎構(gòu)件滿足式(18)時(shí)，則達(dá)到耐火極限；受壓構(gòu)件滿足式(19)時(shí)，則達(dá)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(jì)算跨度，對(duì)PPSRC梁柱節(jié)點(diǎn)兩端的懸臂梁，取懸臂梁兩倍長(zhǎng)度進(jìn)行計(jì)算；h為梁截面高度；H為構(gòu)件受火高度．

5.1 柱荷載比對(duì)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(duì)PPSRC梁柱節(jié)點(diǎn)耐火極限的影響．受火時(shí)間為300 min時(shí)，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(diǎn)劃線分別代表梁端、柱頂達(dá)到耐火極限時(shí)的位移．由圖7可知，當(dāng)柱荷載比為0.2時(shí)，柱頂豎向位移為正值，說(shuō)明此時(shí)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(dāng)柱荷載比為0.4時(shí)，柱頂?shù)呢Q向位移為負(fù)值，說(shuō)明此時(shí)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(shí)間的增長(zhǎng)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(diǎn)耐火極限由梁頂豎向位移首先達(dá)到耐火極限轉(zhuǎn)變?yōu)橹斬Q向位移首先達(dá)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(shí)間的變化規(guī)律，如圖8所示．由圖8可知，當(dāng)受火時(shí)間為300 min時(shí)，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(shí)，PPSRC梁柱節(jié)點(diǎn)的耐火極限為79.8 min，當(dāng)柱荷載比增大為0.8(CZ4)時(shí)，PPSRC梁柱節(jié)點(diǎn)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(duì)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(duì)PPSRC梁柱節(jié)點(diǎn)耐火極限的影響．受火時(shí)間300 min時(shí)，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(diǎn)在受火300 min時(shí)，梁荷載比對(duì)柱頂豎向位移影響不明顯．當(dāng)梁荷載比為0.1時(shí)，PPSRC梁柱節(jié)點(diǎn)受火300 min時(shí)梁端的豎向位移未達(dá)到梁的耐火極限標(biāo)準(zhǔn)；當(dāng)梁荷載比為0.2時(shí)，梁端的豎向位移在受火205 min時(shí)達(dá)到梁的耐火極限標(biāo)準(zhǔn)．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(diǎn)耐火極限由柱頂豎向位移首先達(dá)到耐火極限轉(zhuǎn)變?yōu)榱憾素Q向位移首先達(dá)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(shí)間的變化規(guī)律，如圖10所示．由圖10可知，當(dāng)受火時(shí)間為300 min時(shí)，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(dāng)梁荷載比為0.4(CZ7)時(shí)，PPSRC梁柱節(jié)點(diǎn)的耐火極限為119.7 min，當(dāng)梁荷載比增大為0.6(CZ8)時(shí)，PPSRC梁柱節(jié)點(diǎn)的耐火極限為87.5 min，CZ8的耐火極限相較于CZ7降低了27%．當(dāng)梁荷載比為0.1和0.2(CZ5和CZ6)時(shí)，由圖9可知，此時(shí)是柱頂豎向位移首先達(dá)到耐火極限標(biāo)準(zhǔn)，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(zāi)時(shí)，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(diǎn)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(diǎn)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(wú)防火措施時(shí)，在高溫環(huán)境下，PPSRC梁柱節(jié)點(diǎn)連接區(qū)是結(jié)構(gòu)的薄弱區(qū)域．

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

(3)柱荷載比較低時(shí)，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(shí)，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(shí)間的增長(zhǎng)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(guò)一定限值時(shí)，PPSRC梁柱節(jié)點(diǎn)的失效位置發(fā)生變化．

(4)梁荷載比對(duì)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(guò)一定限值時(shí)，PPSRC梁柱節(jié)點(diǎn)的失效位置發(fā)生變化．