火灾后整体装配式RC框架边节点力学性能的有限元分析

张 政，毛小勇

（苏州科技大学 江苏省结构工程重点实验室，江苏 苏州215011）

梁柱节点是框架中将各个构件连接成整体并传递荷载的关键部位，节点火灾后性能是研究框架结构火灾后力学性能的基础。目前，对常温下预制装配式框架节点的性能研究已有很多报道。宋玉普[1]等人进行了装配式混凝土框架节点力学性能试验研究，研究了轴压比大小及节点制作工艺对节点承载力、破坏形态等力学性能的影响；臧旭磊[2]等人对装配式组合节点研究现状进行了研究总结，对比分析了常用装配式节点的抗震性能，提出我国装配式节点今后需要解决的问题。而高温下（后）预制装配式框架节点性能还报导不多。

对于高温下（后）现浇钢筋混凝土框架节点，已有较为深入的研究，取得了一些重要的成果。傅传国[3]等进行了钢筋混凝土框架节点火灾试验，以梁柱荷载比作为影响参数，研究了节点的温度场分布规律、变形特点、混凝土爆裂现象、耐火极限和破坏特征。王玉镯[4-5]等对足尺钢筋混凝土框架节点进行抗火性能试验研究，研究了节点温度场分布规律、破坏形态及耐火极限；此外，还进行了火灾后钢筋混凝土框架节点抗震性能的相关研究，分析了不同升温时间下核心区变形、承载力、刚度及延性的区别。

目前对于此类节点火灾后性能研究尚少，为了解在高温后的力学性能，本文建立了预制柱-叠合梁装配整体式钢筋混凝土节点有限元模型，分析荷载比、配筋率及升温时间对节点火灾后力学性能的影响。

1 有限元模型的建立

为考虑升降温全过程对高温后节点性能的影响，火灾后预制柱-叠合梁整体装配式节点力学性能分析分两个阶段进行：第一阶段采用ABAQUS顺序热-力耦合方法计算升-降温全过程节点的反应；第二阶段进行高温后节点性能分析。

1.1 温度场有限元分析

对于预制装配式节点，温度场的建立与现浇节点并无较大差异。本文选用IOS834升降温曲线[6]，钢筋材料及混凝土的热工参数升降温过程中均采用Lie[7]建议的结果，其中混凝土材料比热容考虑水分的影响，采用修正后的数值，按式（1）修正

利用ABAQUS/Standard模块计算预制柱-叠合梁装配整体式边节点的截面温度场。混凝土和柱两端端板采用DC3D8，钢筋采用DC1D2，并在划分网格时，单元类型修改为heat transfer。温度场分析时，不考虑钢筋传热的影响，钢筋与混凝土之间定义接触为Tie。同时，考虑热辐射和热对流，四面受火，换热系数选取用25 W/（m·℃）；综合辐射系数为0.5；玻尔兹曼常数5.67×10-8W/（m2·K4）；绝对零度设置为-273.15℃。

由于灌浆料材性少有研究，故本文中灌浆料选用同强度下混凝土材性。

1.2 力学场有限元分析

钢筋材料模型采用软件中的弹塑性分析模型，选用欧洲标准给出的应力-应变关系曲线[8-9]，研究表明钢材降温段与升温段材性一致，对全过程分析不会产生太大不利影响，且克服了模型在升降温转换阶段发生不收敛的情况，故考虑到目前尚无成熟的下降段材料性能，降温段与升温段钢筋取相同材性。

混凝土材料模型选用ABAQUS中的塑性损伤模型，考虑混凝土拉压软化，升温段应力-应变关系采用Lie等给出的模型[7]，降温段采用陆洲导给出的本构关系[10]，灌浆料材性选用同等强度下混凝土材性，分析结果与实际符合较好。如式（2）

式中，ε0,Tm=ε0（1.0+2.5×10-3Tm），εu,Tm=εu（1.0+3.5×10-3Tm），ε0、εu和ε0,Tm、εu,Tm分别为常温下和高温过火后混凝土的峰值应变、极限应变。

利用ABAQUS/Standard模块分析火灾后预制柱-叠合梁装配整体式边节点的力学性能。混凝土与柱两端端板采用C3D8R，钢筋采用T3D2，划分网格时，单元类型修改为3D Stress。柱上端约束Ux、Uy、URx、URz，柱下端约束Ux、Uy、Uz、URx、URz，梁端约束Ux、URx、URz，钢筋笼选用“Embedded region”埋入装配式边节点混凝土中，不考虑钢筋与混凝土之间的滑移，套筒及预制梁竖直叠合面采用spring-2非线性弹簧单元模拟，套筒弹簧参数参考文献[11]，预制梁竖向叠合面所采用粘结滑移本构参考文献[12]。预制梁水平叠合面采用surface-surface接触，法向采用hard contact，切向采用罚函数，摩擦系数取1.0。节点有限元模型具体见图1。

由于材料的热惰性，升降温过程中节点截面内外温度升降情况不一致，当截面外部开始降温时，内部仍有可能仍处于升温阶段，同一截面的不同部位会存在多种温度变化状态，故在进行全程分析中调用子程序USDFLD来判断截面内外各点的升降温情况，对不同的温度变化下的材料进行对应的本构关系模型转换。

图1 节点模型

2 有限元模型的验证

采用在苏州科技大学火灾试验室进行的火灾后预制柱-叠合梁整体装配式节点力学性能试验结果对模型进行验证。节点梁截面200 mm×300 mm，柱截面300 mm×300 mm，预制区混凝土强度为48 MPa，后浇区混凝土强度为53 MPa，梁柱纵筋和箍筋均采用HRB400级钢筋，其中柱纵筋为8C20，屈服强度为450 MPa；梁纵筋为3C12＋3C12，屈服强度为445 MPa；箍筋为C8@200/100，屈服强度为470 MPa。

节点四面受火，炉温采用ISO834升降温曲线控制，升温时间为50 min，待炉内温度下降一定温度之后，打开炉壁观察窗口，让其自然降温，柱顶施加1059.0 kN压力，火灾荷载比为0.5[13]，梁端施加26.2 kN荷载，火灾荷载比为0.6。试验节点参数见表1。

表1 试验节点PC-2参数表

2.1 温度场验证

有限元分析得到的温度-时间曲线与试验中实测曲线比对见图2。其中L表示梁端截面，TT表示套筒截面，HX表示节点核心区截面，字母后接的数字表示绑扎的热电偶编号。由图2可见，有限元分析得到的温度曲线与实测温度曲线符合较好，但也存在一定差异，原因可能是构件浇筑时热电偶位置产生了偏移[14]。

图2 预制柱-叠合梁整体装配式边节点典型温度-时间曲线对比

2.2 梁柱端位移验证

有限元分析得到的变形-时间曲线与试验结果对比见图3。计算得到的梁端全过程曲线A（坐标原点）-A'-B'-C'-D'-E可分为4个阶段：

（1）常温加载阶段：常温下对柱和梁分别分级加载至预定荷载，对应图上AA'段曲线；

（2）恒载升温阶段：荷载施加完成后，保持梁柱荷载恒定，升温时间为50 min，对应图上A'B'段曲线；

（3）恒载降温阶段：到达升温时间后，使试件自然降温，对应图上B'C'段曲线，此时节点外部环境温度降至室温，节点继续降温至截面内部各点均到达室温，降温结束，对应图上C'D'段曲线；

（4）高温后加载阶段：逐级加大荷载，直到节点破坏，对应图上D'E段曲线。

比对发现，有限元计算得到的梁端及柱端变形-时间曲线与试验曲

线吻合良好，但也存在一定差异，可能是试件制作过程产生的缺陷，以及分析模型参数的值与实际材料存在一定的差别所致。

2.3 破坏形式对比

图3 变形-时间曲线（升温50 min）比对

图4 节点破坏形式比对（左图是试验现象，右图对应有限元分析）

图4 是预制柱-叠合梁整体装配式边节点有限元分析的破坏形式与试验结果的对比。从图4中可以发现，数值分析的模型与实际试验节点最后的破坏均是由于梁端无法承载造成，且ABAQUS中梁端塑性应变最大处与试验节点梁上混凝土开裂的位置大体一致，二者符合较好。

3 有限元模型参数分析

利用上述有限元模型对主要影响参数进行分析，研究各参数对火灾后节点力学性能的影响规律。节点构造、材料强度及加载方式同前，升降温曲线采用ISO834标准升降温曲线。主要考虑梁端荷载比n，梁配筋率ρ，以及升温时间t三个参数。节点具体参数见表2，以PC-0.6-0.63-50为例说明相关命名原则如下：PC表示预制边节点，“0.6”表示梁端荷载比，“0.63”表示梁截面配筋率（%），“50”表示升温时间（min）。

表2 有限元分析节点参数

3.1 梁端荷载比n影响

三个节点的梁端荷载比分别为0.4、0.6、0.8，柱端荷载比0.5。 三个模型的升降温段变形-时间曲线及高温后变形-荷载曲线见图5。不同荷载比情况下，高温后节点破坏荷载P见图6。

可以发现，升降温阶段中，荷载比大的节点产生的梁端变形较大，且在温度降低一定时间之后，梁端变形基本维持恒定；高温后加载阶段中，虽然不同荷载比情况下的初始荷载不同，但是最后梁端无法承载时产生的总变形量及破坏荷载基本一致。说明在节点降温段不发生破坏的前提下，荷载比的不同仅对高温后加载时起始荷载数值大小有影响，对节点高温后变形能力并无显著影响。

图5 不同梁端荷载比下梁端变形-时间（荷载）曲线

图6 荷载-荷载比曲线

3.2 梁截面配筋率ρ影响

三个节点的梁截面配筋率分别为0.63%、0.87%、1.13%，柱端荷载比0.5，保持梁端荷载比一致，均为0.6。3个模型的升降温段变形-时间曲线及高温后变形-荷载曲线见图7。不同配筋率情况下，高温后节点破坏荷载P见图8。

图7 不同配筋率下梁端变形-时间（荷载）曲线

图8 配筋率-荷载曲线

可以发现，升降温阶段中，配筋率大的节点梁端变形较大，且降温一段时间后，梁端变形基本维持稳定；高温后加载阶段，梁端发生破坏时产生的变形无明显差异，但是节点梁端达到相应变形时所需要施加的荷载随配筋率的增大而增大。说明在节点降温段不发生破坏的前提下，配筋率的增大可以提高节点火灾后的承载能力，但对变形能力无较大影响。

3.3 节点升温时间t影响

三个节点的升温时间分别为30 min、50 min、70 min，柱端荷载比控制0.5不变，梁端荷载比一致，均为0.6，梁端破坏。三个模型的升降温段变形-时间曲线以及高温后变形-荷载曲线见图9。不同升温时间的情况下，节点破坏荷载P见图10。

图9 不同升温时间下梁端变形-时间（荷载）曲线

图10 不同升温时间下荷载-时间曲线

可以发现，升降温阶段中，升温30 min与50 min的节点梁端变形较为接近，而升温50 min与70 min的节点梁端变形相差很大，且降温一段时间之后，梁端变形基本维持稳定；高温后加载阶段，升温30 min与升温50 min的节点破坏时梁端发生的变形相差不多，且变形发展缓慢，而升温70 min的节点破坏时梁端变形明显比升温时间较短的节点变形严重，且变形具有突然性。总体来说，升温时间较短的节点，火灾后剩余承载力较高。说明升温时间长短对节点高温后变形能力有较大影响，等量增加升温时间会导致节点变形剧增，且极有可能出现降温端破坏的情况。

4 结论

本文建立了预制柱叠合梁装配整体式边节点有限元模型，分析了荷载比、梁配筋率及升温时间的影响，结论如下：

（1）有限元模型分析得到的温度场及全过程变形-时间曲线与试验结果符合较好；

（2）升温时间是影响火灾后节点剩余承载力及破坏发生阶段的最为关键的参数，升温时间的增加会显著降低节点剩余承载能力，且导致节点高温后发生突然破坏；

（3）配筋率的提高会增加降温段变形，相应地也会提高节点的高温后承载能力；

（4）荷载比的增大会使节点降温段的变形增大，但对剩余承载能力几乎没有影响。