预制装配式部分钢骨梁柱节点抗火性能分析

范 国 玺， 高 明， 王 也， 李 海 生， 季 翔

( 1.中国海洋大学 山东省海洋工程重点实验室， 山东 青岛 266100；2.荣华(青岛)建设科技有限公司， 山东 青岛 266500 )

0 引 言

目前，国内外研究人员对各种类型梁柱节点组合体的抗火性能开展了一定研究．针对中尺度钢框架梁柱节点组合体的火灾试验研究表明，中型钢梁能够承受较大的位移，钢梁处于悬链线作用时，仅在节点处出现破坏现象[1]．设置加劲肋可以改善梁柱节点的温度场分布以及应力分布，进而提高梁柱节点的抗火性能[2]．针对二维型钢-混凝土组合框架结构局部火灾下工作性能的研究表明，未存在轴向梁约束的情况下，随着温度的升高，节点的转动能力和延性增加，存在轴向梁约束时，节点的抗弯承载力提高[3]．孔维一等[4]对两种足尺梁托柱节点单元试件进行了热力耦合作用下的抗火性能研究，结果表明，升温曲线及最高温度对节点单元的耐火极限影响较大；荷载比为0.6的节点单元比荷载比为0.4的节点单元耐火极限小；转换托梁中受托柱处附加吊筋的设置可有效提高节点单元的耐火极限，并起到避免发生突然破坏的作用．Zhou等[5]采用基于欧洲规范材料热特性参数建立的有限元模型，可获得有效的温度预测．

另一方面，装配式建筑在国内外得到了广泛应用，研究人员提出了多种新型节点[6-8]．根据连接方式的不同，其分为干连接与湿连接两大类．采用螺栓、铆接、焊接等干连接时，结构易出现不连续性和较差的约束性；采用现浇混凝土、灌浆等湿连接时，受气候和工人技术水平的影响，施工质量不易控制[9-10]．基于上述考虑，宋玉普等提出了一种新型梁柱节点，即预制装配式部分钢骨钢筋混凝土(PPSRC)梁柱节点[11]，并对PPSRC梁柱节点静力、动力性能开展了一定研究[11-12]．然而，针对PPSRC梁柱节点抗火性能的研究尚未开展．为推广PPSRC梁柱节点的应用，本文针对PPSRC梁柱节点抗火性能开展有限元分析．

1 PPSRC梁柱节点

PPSRC梁柱节点中型钢的厚度为12 mm，连接区转换钢板的厚度为20 mm，纵筋和箍筋的强度等级分别为HRB335和HPB235．PPSRC梁柱节点的基本尺寸及钢骨、钢筋的布置方式如图1所示，材料属性见文献[11]．

图1 PPSRC梁柱节点尺寸及配筋Fig.1 Dimension and reinforcement of PPSRC beam-column joint

2 材料高温特性及热工参数

2.1 钢材的高温特性

为考虑高温下钢材强度等级对结构力学性能的影响，采用过镇海等[13]建议的高温下钢材强度降低系数计算公式：

冲击韧性为A～D级

(1)

冲击韧性为E级

(2)

式中：fy，t为高温下钢材的屈服强度，fy为常温下钢材的屈服强度．

基于连续性模型，为考虑800 ℃以下钢材弹性模量的变化，采用过镇海等[13]建议的高温下钢材弹性模量降低系数计算公式：

(3)

此外，采用Lie等[15]建议的曲线公式，表述钢材在高温下的应力-应变曲线：

(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为钢材的应力，εs为钢材的应变，εp为钢材的最大弹性应变．

2.2 混凝土的高温特性

为考虑混凝土抗压强度降低系数随温度的非线性变化，采用过镇海等[13]建议的高温下混凝土抗压强度降低系数计算公式：

(8)

基于连续性模型，采用过镇海等[13]建议的高温下混凝土抗拉强度降低系数计算公式：

(9)

综合考虑连续变化、计算精度、计算效率，采用陆洲导[16]建议的高温下混凝土弹性模量降低系数计算公式：

(10)

综合考虑连续性变化、瞬时温度对应力-应变曲线的影响、计算精度及收敛性，采用Lie等[15]建议的高温下混凝土受压应力-应变曲线：

(11)

εmax=0.002 5+(6t+0.04t2)×10-6

(12)

式中：εcσ为混凝土的应变，εmax为混凝土的峰值应变，f′c(t)按下式计算：

(13)

式中：f′c为常温下混凝土的抗压强度．混凝土的抗拉强度较低，高温环境中混凝土的抗拉强度对结构整体力学性能影响不大，因此，高温下混凝土受拉时应力-应变曲线采用简化的双线性模型[18]．

2.3 钢材的热工参数

英国规范BS5950和我国《建筑钢结构防火技术规程》均未考虑温度对钢材热传导系数的影响，日本《建筑物综合防火设计规范》则未考虑极限温度后热传导系数的不变性．因此，本文采用Lie[19]建议的钢材热传导系数计算公式：

(14)

式中：λs为钢材的热传导系数．

为考虑温度变化对钢材比热容的影响，采用Lie等[15]建议的钢材比热容和密度计算公式：

(15)

为考虑温度变化对钢材热膨胀系数的影响，采用Lie等[15]建议的钢材热膨胀系数计算公式：

(16)

2.4 混凝土的热工参数

采用Lie等[15]建议的混凝土热传导系数计算公式和混凝土比热容、密度计算公式，并考虑高温下水分蒸发对混凝土比热容的影响；采用Lie等[15]建议的混凝土热膨胀系数计算公式，以反映混凝土材料的热工参数．

2.5 防火涂料热工参数

有限元分析采用的是NH(UN-H10)型钢结构防火涂料，其热工参数如表1所示．

表1 防火涂料热工参数Tab.1 Thermal parameters of fire-proofing coatings

3 升温曲线及算例验证

3.1 升温曲线

真实火灾发生时，受环境内部空间大小、环境内堆放材料特性和其他不可控因素的影响，环境内部升温曲线较为复杂，并且差异性较大．当前常用的升温曲线模型有ISO834标准升温曲线和ASTM-E119升温曲线[20]．两种升温曲线基本一致，但ISO834标准升温曲线公式更为简洁且易于数值计算，因此，选用ISO834标准升温曲线：

t=t0+345lg(8τ+1)

(17)

式中：t0为火灾开始前的环境温度，一般取20 ℃；t为燃烧开始后τ(min)时的环境温度；τ为结构受火时间．

3.2 算例验证

采用Lie[19]开展的圆钢管钢筋混凝土柱抗火性能试验结果，验证选取的材料热工参数及升温曲线的有效性，模拟值与实测值对比情况如图2所示，可知，模拟值与实测值平均误差在10%以内，数值分析结果与试验结果吻合良好．

(a) 试件一

4 PPSRC梁柱节点温度场分析

4.1 无防火措施PPSRC梁柱节点温度场分布

以PPSRC梁柱节点为例，采用ISO834国际标准升温曲线进行温度场分析．假定火灾发生在楼层底板处，此外，对于超静定结构而言，梁柱节点处的梁顶面往往承受负弯矩的作用，从而此处截面的钢材和混凝土处于受拉状态，为考虑该不利受力状态，选取梁柱节点的梁顶面及与之相连上柱侧面为受火面，假定梁柱节点所处受火环境如图3(a)所示，模型各部件沿Z方向横截面不受火．根据受火情况设置受火面，如图3(b)所示．

(a) 受火环境

混凝土与型钢部件在受火100、200、300 min情况下的温度场分布情况如图4所示．由图4可知，PPSRC梁柱节点受火区域混凝土形成一温度场，混凝土表面温度远高于混凝土内部温度，且内部升温速度较慢；PPSRC梁柱节点内的部分钢骨也形成一温度场，其升温速度高于其外层混凝土的升温速度；此外，PPSRC梁柱节点表面及连接区部分钢骨的温度等值线均呈W形，同一截面的温度分布不均，在连接区、连接区两侧混凝土、钢骨处的温度较高．其原因在于PPSRC梁柱节点连接区的转换钢板离受火面更近，钢板的热传导系数比混凝土的高，进而引起PPSRC梁柱节点温度场分布不均．

(a) 混凝土100 min

4.2 涂抹防火涂料后PPSRC梁柱节点温度场分布

由前述无防火措施PPSRC梁柱节点温度场分布结果可知，高温环境下PPSRC梁柱节点连接区是结构的薄弱区域．拟在PPSRC梁柱节点连接区喷涂防火涂料，以改善其抗火性能，喷涂位置如图5所示．

图5 防火涂料喷涂位置示意图Fig.5 Schematic diagram of spraying position of fire-proofing coatings

假定受火条件不变，对喷涂防火涂料后的PPSRC梁柱节点进行温度场分析．混凝土与型钢部件在受火100、200、300 min情况下的温度场分布情况如图6所示．对比各受火时间下的温度场分布图可知，同一时刻下PPSRC梁柱节点经防火处理后，连接区的平均温度降低50%左右．受火300 min时，梁连接区的平均温度仍低于500 ℃，说明喷涂防火涂料后，阻热效果良好．

(a) 混凝土100 min

5 PPSRC梁柱节点耐火极限影响因素分析

柱荷载比、梁荷载比对梁柱节点耐火极限影响较大．柱荷载比定义为高温环境下作用在柱端的轴向荷载与常温下柱端极限荷载的比值，梁荷载比定义为高温环境下作用在梁端的竖向荷载与常温下梁端极限荷载的比值[21]．此外，以位移为判别标准，受弯构件满足式(18)时，则达到耐火极限；受压构件满足式(19)时，则达到耐火极限[22]．

D≥L2/400h

(18)

D≥0.01H

(19)

式中：D为最大位移；L为受弯构件的计算跨度，对PPSRC梁柱节点两端的悬臂梁，取悬臂梁两倍长度进行计算；h为梁截面高度；H为构件受火高度．

5.1 柱荷载比对耐火极限的影响

以柱荷载比为变量，设置4组模型CZ1、CZ2、CZ3、CZ4，其柱荷载比分别为0.2、0.4、0.6、0.8，梁荷载比均为0.3，分析柱荷载比对PPSRC梁柱节点耐火极限的影响．受火时间为300 min时，模型CZ1、CZ2、CZ3、CZ4的梁端及柱顶竖向位移如图7所示．

(a) CZ1

图7中两条水平点划线分别代表梁端、柱顶达到耐火极限时的位移．由图7可知，当柱荷载比为0.2时，柱顶竖向位移为正值，说明此时高温膨胀引起的柱顶竖向位移大于柱顶荷载引起的柱顶竖向位移；当柱荷载比为0.4时，柱顶的竖向位移为负值，说明此时柱顶荷载引起的柱顶竖向位移大于高温膨胀引起的柱顶竖向位移．柱顶竖向位移随受火时间的增长逐渐增大，且随着柱荷载比的增大，其增幅更加明显．此外，随着柱荷载比的增大，PPSRC梁柱节点耐火极限由梁顶竖向位移首先达到耐火极限转变为柱顶竖向位移首先达到耐火极限．

另外，由图7可得不同柱荷载比下柱顶竖向位移随时间的变化规律，如图8所示．由图8可知，当受火时间为300 min时，随着柱荷载比增大，柱顶的竖向位移逐渐增大，耐火极限逐渐减小，柱荷载比为0.6(CZ3)时，PPSRC梁柱节点的耐火极限为79.8 min，当柱荷载比增大为0.8(CZ4)时，PPSRC梁柱节点的耐火极限为48.5 min，CZ4的耐火极限相较于CZ3降低了39%．

图8 不同柱荷载比下柱顶竖向位移Fig.8 Vertical deformation of column top under different column load ratios

5.2 梁荷载比对耐火极限的影响

以梁荷载比为变量，设置4组模型CZ5、CZ6、CZ7、CZ8，梁荷载比分别为0.1、0.2、0.4、0.6，柱荷载比取0.5，分析梁荷载比对PPSRC梁柱节点耐火极限的影响．受火时间300 min时，前述模型的梁端及柱顶竖向位移如图9所示．

(a) CZ5

由图9可知，PPSRC梁柱节点在受火300 min时，梁荷载比对柱顶竖向位移影响不明显．当梁荷载比为0.1时，PPSRC梁柱节点受火300 min时梁端的竖向位移未达到梁的耐火极限标准；当梁荷载比为0.2时，梁端的竖向位移在受火205 min时达到梁的耐火极限标准．因此，梁荷载比提高后，梁端耐火极限降低．此外，随着梁荷载比的提高，PPSRC梁柱节点耐火极限由柱顶竖向位移首先达到耐火极限转变为梁端竖向位移首先达到耐火极限．

另外，由图9可得不同梁荷载比下梁端竖向位移随时间的变化规律，如图10所示．由图10可知，当受火时间为300 min时，随着梁荷载比增大，梁端竖向位移逐渐增大，耐火极限逐渐降低．当梁荷载比为0.4(CZ7)时，PPSRC梁柱节点的耐火极限为119.7 min，当梁荷载比增大为0.6(CZ8)时，PPSRC梁柱节点的耐火极限为87.5 min，CZ8的耐火极限相较于CZ7降低了27%．当梁荷载比为0.1和0.2(CZ5和CZ6)时，由图9可知，此时是柱顶竖向位移首先达到耐火极限标准，耐火极限为120 min．

图10 不同梁荷载比下梁端竖向位移Fig.10 Vertical deformation of beam end under different beam load ratios

6 结 论

(1)受火灾时，混凝土表面温度高于其内部温度，且随着深度的增加，温度逐渐降低．PPSRC梁柱节点内的部分钢骨升温速度高于其外层混凝土的升温速度．PPSRC梁柱节点表面及连接区部分钢骨的温度等值线均呈W形，同一截面的温度分布不均，在连接区、连接区两侧混凝土、钢骨处的温度较高．无防火措施时，在高温环境下，PPSRC梁柱节点连接区是结构的薄弱区域．

(2)PPSRC梁柱节点连接区喷涂防火涂料后，同一时刻下PPSRC梁柱节点连接区的平均温度降低明显，说明喷涂防火涂料后阻热效果良好．

(3)柱荷载比较低时，高温膨胀引起的柱顶竖向位移大于柱顶荷载引起的柱顶竖向位移；柱荷载比较高时，柱顶荷载引起的柱顶竖向位移大于高温膨胀引起的柱顶竖向位移，柱顶竖向位移随受火时间的增长逐渐增大．随着柱荷载比的增大，柱顶竖向位移逐渐增大，耐火极限逐渐降低，柱荷载比超过一定限值时，PPSRC梁柱节点的失效位置发生变化．

(4)梁荷载比对柱顶竖向位移影响不明显．梁荷载比提高后，梁端竖向位移增大，梁端耐火极限降低，梁荷载比超过一定限值时，PPSRC梁柱节点的失效位置发生变化．