火灾作用下钢结构外伸式端板连接节点的热应力

姜封国，　郑重远,　李　国,　孔　超

(黑龙江科技大学 建筑工程学院， 哈尔滨 150022)



火灾作用下钢结构外伸式端板连接节点的热应力

姜封国，郑重远,李国,孔超

(黑龙江科技大学 建筑工程学院， 哈尔滨 150022)

为了研究钢结构在火灾中形成的热应力对节点受力性能的影响，以及热应力与总应力的比重关系，采用有限元软件ABAQUS对外伸式端板连接节点有限元模型进行温度场和热-力耦合模拟，得出热应力变形图和热-力耦合Mises应力云图，分析得出火灾中热应力占总应力的比重，以及火灾中钢节点跨中挠度的变化关系。结果表明：火灾作用下外伸式端板钢节点处热应力占总应力比重高达0.92以上，极大地削弱了结构在高温下的受力性能，此时钢节点破坏主因是热应力过大。火灾中框架的跨中挠度急剧增大，且在火灾持续到80 min时由于挠度过大而失效；常温模拟中钢梁却未发生失效，说明高温对钢结构受力极为不利。

钢结构； 火灾； 外伸式端板； 热应力； 有限元法； 热-力耦合

0　引　言

在城镇化推进的过程中，钢结构在高层和大跨结构中的应用不断增多，这与它优越的力学性能密不可分。钢结构具有强度大、承载力高、抗震性能好[1]等优点，但在应用中也逐渐凸显出一个致命缺点，那就是钢结构抗火性差，火灾中钢结构很容易失稳破坏。这不仅表现在高温下钢材的强度和刚度劣化，同时，也表现在钢节点在受约束条件下，由于不均匀热膨胀后，形成热应力对结构的不利作用。我国GB50016—2006《建筑设计防火规范》以及GB50045—95《高层民用建筑设计防火规范》中，关于钢结构抗火设计处方式规定已经不再适应当前抗火形势的要求，热应力研究对于钢结构抗火设计成为众多学者的研究热点。

目前，关于钢结构抗火设计研究已经取得了一些进展，如文献[2]阐述了经历大火后钢结构材料性能的变化特点，以及构件火灾后可能发生的变形,为钢结构火灾后的鉴定提供范例。文献[3]基于蒙特卡洛法对火灾下钢结构失效概率进行了研究，分析了单室住宅火灾下钢梁在不同防火涂料厚度下的失效概率，为定量分析建筑结构火灾风险提供了新思路。文献[4]主要分析局部火灾条件下钢结构的破坏过程，分析出钢结构在火灾和荷载共同作用下的破坏机理，以及引起这种破坏的原因。文献[5]研究成果表明，整体结构中受火中柱在高温下发生弱轴方向弯曲破坏，整体结构的初始倒塌机制表现为中柱平面外失稳弯曲的初始破坏，引起上部所有约束梁的破坏。文献[6]研究了结构在火灾条件下连续倒塌的行为，对比分析不同升温速度和最高温度对结构火灾行为产生的影响，得出初始升温速率越快结构就会越早进入到失效状态。文献[7]对现有的温度场计算进行简化，提出火灾升温阶段不同位置构件温度的比例关系与其相应位置空气温度的比例关系相同的假设，并将这一假设推广至降温阶段，实现了火灾升温和降温阶段结构温度场的简化计算。文献[8] 建立了单柱受火的火灾引起多高层钢结构倒塌分析的单自由度简化分析模型，建立了能量的计算方法，验证了此方法用于火灾引起钢结构连续倒塌分析与计算的合理性与可行性。

对于火灾中形成的复杂热应力的研究，将会有效弥补热应力研究方面的空白，因此，笔者对火灾作用下钢结构外伸式端板连接节点的热应力作了研究。

1　参数升温模型和极限状态

1.1有限元计算模型

选取单榀框架的1/2进行有限元建模分析，钢架柱的边界约束条件为两端铰支连接，其中钢梁以及钢柱均采用Q235H型钢，钢柱的规格为H244 mm×175 mm×7 mm×11 mm钢，长度为3 000 mm。钢梁的规格为H250 mm×125 mm×6 mm×9 mm钢，长度为1 350 mm，端板厚度为16 mm，采用10.9级M20高强度螺栓进行连接，在模型跨中施加15 kN的集中荷载。在防火处理方面，除节点端板域外，其他部位均采用防火棉毡进行隔热处理，模型节点以及模型有限元网格划分如图1所示。

a　模型节点

b　模型节点网格划分

1.2有限元ABAQUS分析参数

数值软件进行建模分析时，参数选取直接影响分析的结果和精度，文中所选取的参数为：对流换热系数取50 W/(m2·℃)，综合辐射系数ε设为0.85，史蒂芬-玻尔兹曼常数设定为5.67×10-8W/m2·K4。ABAQUS模型网格划分后其单元属性为：当节点单元在三维应力状态下分析时，采用C3D8R网格单元，在结构热传递分析时采用DC3D8网格单元。钢材在高温下的力学性能以及材料属性是随温度而不断变化的，模型中钢材的本构关系变化主要依据欧洲规范EUROCODE3[9]来设定。模型建立后,外伸式端板和钢柱翼缘以及高强度螺栓与端板及钢柱翼缘表面都存在接触，为此,必须设置模型的接触属性以保证在结构受力中稳定传递摩擦力，考虑接触面的有限滑移后，设置接触属性切向库伦摩擦系数为0.15[10]。两个接触面产生相对滑移时产生的库伦摩擦力，计算公式为

τt=τcr=±μτn，

(1)

式中：τt、τn——给定点的切向库伦摩擦力和法向接触面力，kN；

τcr——接触面的极限库伦摩擦力，kN；

μ——接触面的摩擦系数，由于摩擦力在接触面上有两个方向，故有正负值。

1.3升温模型

结构在火灾模拟时必然需考虑升温模型对它的影响，只有清楚火灾随时间变化的规律，才能研究透彻火灾对钢节点的作用。为得出高温下节点热应力的变化规律，文中主要采用ISO834标准升温模型[11]进行温度加载，其计算式为

θ=345ln(8tH)+θ0，

(2)

式中：θ——着火tmin后的瞬时温度；

θ0——初始构件温度，一般取20 ℃。

1.4高温下钢结构的极限状态

结构在承受基本荷载作用时，不发生破坏是结构设计最基本的要求。火灾中，结构构件的承载能力判断依据[12]为：

(1)结构构件失稳破坏承载力。

(2)结构构件的变形速率为无穷大。在实际结构中，只要结构构件的变形速率超过以下判定公式后就认为结构构件丧失承载力，构件迅速破坏。

(3)

式中：δ——构件的最大挠度，mm；

l——构件的长度，mm；

h——构件的截面高度，mm。

(3)结构构件形成了不适合继续受力的变形，具体采用的特征变形计算式表示为

(4)

结构的特征变形如图2所示。

图2　结构的特征变形

Fig. 2Deformation characteristics of structure

基于以上极限状态分析，出现以下一种或几种状况时，可认为钢结构已经受到破坏：第一，柱子突然失稳；第二，梁跨中位移超过10.8 mm；第三，梁柱节点中任意一点的位移增加速度超过3.0 mm/min。

2　有限元模拟结果分析

2.1钢节点温度场分布

钢节点受火后，由于热辐射和热对流的共同作用,所以钢节点的温度随时间增长而不断升高；又因为钢材的热传导率大，钢材表面的热量快速向钢材内部传递，这使得钢节点内部温度迅速升高，在ISO834标准升温模型下形成的钢节点温度场如图3所示。

a　钢节点100 min时

b　钢节点13.34 min时

从图3可以看出,钢梁下翼缘以及钢柱受火翼缘处温度上升比其他部位快，这主要是因为直接受火处所获得的辐射热量比对流交换获得的热量多，从而使这些部位的温度比其他部位温度要高。除梁柱节点外,其他部位的温度几乎不变，这主要是因为这些部位受到防火棉毡的隔热保护，钢梁或钢柱在纵向与防火材料交界处的传热较为缓慢，符合实际火灾防火材料的防护要求。在火灾进行到一段时间以后可以看出，钢梁的上翼缘温度要比周围其他部位温度要低，这主要是因为上翼缘与混凝土板直接接触而受到保护的作用，由于混凝土热传导系数比钢材低很多，从而阻碍对流热量向钢梁上翼缘内部传递。

2.2节点热应力

当在结构钢梁上没有荷载作用时，而结构又处于受约束的状态，由于不均匀受热后的热膨胀作用下，结构内部必然会出现节点端部热弯矩，而热弯矩主要以内部热应力的形式来表现，在火灾中结构热应力占总应力的比重非常大，结构抗火分析时，这部分热应力不能忽略。结构受火后在钢节点内部形成的热应力如图4所示。

2.2.1ISO834标准升温模型热应力

在火灾传热作用下，结构升温过程按ISO834标准升温模型进行施加，通过ABAQUS三维应力分析，得出钢结构外伸式端板节点处的热应力Mises应力云图，如图5所示。

从图5可以看出，钢梁的热应力主要集中在钢梁腹板与端板交接处，以及钢梁上翼缘与钢梁腹板交接处，且上下翼缘最大热应力差别很大，由于钢节点主要在下部受热，钢材受热膨胀后由于边界条件的约束作用，使得端板与钢梁交接处产生的最大热应力达到了3.22×102MPa。节点端板处热应力主要集中在端板中部，并向四周均匀扩散，端板最大热应力达到3.768×102MPa。

a　钢梁热应力分布

b　端板热应力分布

Fig. 5Thermal stress distribution under ISO834 standard heating up curve

在ISO834标准升温模型下,钢梁上下翼缘以及钢节点端板两侧的热应力随时间变化曲线如图6所示。从图6可以看出,钢梁上下翼缘以及钢节点端板两侧的热应力都是随时间的增长而不断变大的。

a　钢梁上下翼缘热应力

b　端板两侧热应力

Fig. 6Stress of temperature-time under ISO834 standard heating up curve

2.2.2热-力耦合和热应力比重

分析火灾条件下结构热应力，最终得出ISO834标准升温模型下热-力耦合结果的Mises应力云图,如图7所示。这与热应力Mises图相似，因为外荷载形成的应力比重很小。

图7　ISO834标准升温模型下应力云图

Fig. 7ISO834 standard heating model under stress nephogram

ISO834标准升温模型下，钢梁上下翼缘以及钢节点处端板两侧的热应力所占比重的变化曲线图如图8所示，其中热应力比重2的计算式为：热应力比重=热应力/总应力。

a　钢梁上下翼缘

b　端板两侧

Fig. 8Curves of thermal stress under temperature of ISO834

从图8可以看出，ISO834标准升温模型下钢梁上翼缘的热应力比重基本稳定在0.94左右，这主要是由于常温下钢架节点受力后钢梁的上下翼缘的应力只有10 MPa,而高温下的热应力达到150 MPa。钢梁下翼缘的热应力变化有突变，主要是因为常温荷载对高温下热应力的“削弱”作用。钢节点端板两侧的热应力比重稳定在0.996，由此可见温度对钢节点将产生非常不利的影响。

火灾中以及常温下，相同荷载等综合作用下的钢梁的跨中挠度δk如图9所示。

图9　IS0834升温模型和常温下跨中挠度

Fig. 9Deflection of midspan under IS0834 temperature curve and room temperature

从图9中可以看出，常温荷载作用下钢梁的跨中挠度比火灾中要小得多，跨中最大挠度仅为2.53 mm，满足荷载极限状态下的挠度要求。无论在常温下还是在ISO834标准升温模型中，钢梁的跨中挠度都是随时间的增长而不断增大。但在ISO834标准升温模型下，钢梁的跨中挠度增加时形成一个“平缓台阶”，即在火灾发生在11.3～30.0 min之间，此时钢梁的跨中挠度保持-1.9 mm而不变。这主要是因为在ISO834标准升温模型下，升温到20 min左右时钢节点的温度处于非急剧变化的稳定阶段高温，故在跨中挠度处形成“平缓台阶”效应。根据钢节点高温下的破坏准则，当钢梁跨中挠度达到10.8 mm时认为节点破坏。由图9可以看出，当火灾进行到80 min左右时，钢节点失效破坏。

3　结　论

(1)热应力主要集中在钢梁腹板与端板交接处，该处正是形状突变，极易造成应力集中，钢节点端板热应力集中在端板几何中心位置并向四周均匀辐射。

(2)钢节点端板两侧的热应力普遍高于钢梁上下翼缘的热应力，在相同钢材下受热后钢节点端板将先于钢梁破坏，所以在钢结构抗火设计时应加强对端板的防护。

(3)三种升温模型得出的热应力比重结果表明，无论是钢梁的上下翼缘还是钢节点处的端板热应力所占的比重高达0.8以上，这表明在相同钢架和相同的外荷载条件下，火灾将导致内部应力急剧增大，这同钢材高温下强度和刚度退化效应一起加速钢结构的破坏。

(4)ISO834标准升温模型下进行到80 min时，由于挠度超过极限设计状态发生破坏，而常温下结构未破坏，这说明高温能够极大削弱结构的承载力。

[1]HIROSHI TAGAWA.地震作用下钢结构的破坏及抗震性能的提高[J].建筑结构学报， 2011, 41(12)： 20-23.

[2]易贤仁. 钢结构火灾后的性能分析与鉴定[J].武汉理工大学学报， 2005, 27(S1)： 54-57.

[3]张玉春.基于蒙特卡洛法的火灾下钢结构失效概率分析[J].中国矿业大学学报， 2006, 35(3): 367-371.

[4]田小明.基于数值模拟的多高层钢结构火灾反应规律与破坏机理[J].防灾减灾工程学报， 2012, 32(1)： 59-63.

[5]陈适才.局部火灾引起整体钢结构倒塌初始破坏机理的试验研究[J].建筑结构学报， 2015, 36(2): 115-122.

[6]鞠竹.火灾高温作用下钢结构倒塌分析[J].工程力学学报，2014， 31(S1)：121-124.

[7]杨帆.大空间钢结构抗火性能的简化计算方法[J].清华大学学报：自然科学版， 2011, 51(2): 204-208.

[8]田相凯.基于能量的局部火灾引起钢结构连续倒塌简化分析方法[J].工程力学学报， 2015, 32(9): 135-140.

[9]ECCS. European recommendations for the fire safety of steel structure[M]. [S.l.]:[s.n.]1983.

[10]石亦平，周玉蓉. ABAQUS有限元分析实例与讲解[M]. 北京： 机械工业出版社， 2013: 304-305.

[11]中华人民共和国建设部. GB50016-2006 建筑设计防火规范[S]. 北京： 中国计划出版社， 2013.

[12]杨西娜.钢结构建筑抗火性能研究[D].西安：西安科技大学， 2006.

(编辑徐岩)

Thermal stress of overhang type end plate connection nodes of steel structure in fire

JIANGFengguo，ZHENGZhongyuan,LIGuo，KONGChao

(School of Civil Engineering, Heilongjiang University of Science & Technology, Harbin 150022, China)

This paper is an effort to investigate the effect on the node force performance by the thermal stress found in steel structure exposed to the fire disaster, together with the proportion between thermal stress and total stress. The study consists of simulating the temperature field and thermal-mechanical coupling of overhang type end plate connection nodes using the finite element software ABAQUS; working out the thermal stress deformation figure and the thermal-mechanical coupling Mises stress nephogram; analyzing the thermal stress accounted for the proportion of total stress in the fire; and changing the relationship between the deflection of steel nodes in the fire, The results show that the thermal stress of overhanging end plate steel node in the fire accounts for more than 0.92 of total stress, greatly weakening the mechanical properties of the structure in high temperatures, in which case the main contributor to the steel node failure is excessive thermal stress. The midspan deflection in framework increases sharply in the fire until it fails due to the excessive deflection resulting from 80 min fire. But no failure occurs at normal temperature, showing that high temperature is extremely bad for steel structure.

steel structure; fire; endplate connections; thermal stress; finite element method; heat-force coupling

2016-06-02

黑龙江省博士后科研启动金资助项目(LBH-Q13141)

姜封国(1977-)，男，黑龙江省鸡西人，副教授，博士，研究方向：结构可靠性分析和防灾减灾研究，E-mail: jiangfg123@126.com。

10.3969/j.issn.2095-7262.2016.04.019

TU391

2095-7262(2016)04-0448-06

A