鋼筋混凝土梁托柱轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)耐火性能分析

孔維一 ，傅傳國(guó) ，劉偉慶

（1.東南大學(xué)土木工程學(xué)院，江蘇 南京 210096；2.山東建筑大學(xué)土木工程學(xué)院，山東 濟(jì)南 250101；3.南京工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院，江蘇 南京 211816）

隨著城市進(jìn)程的不斷發(fā)展，被稱為“城中之城”的城市綜合體日益增多，所謂城市綜合體就是集購(gòu)物、娛樂、餐飲、酒店、辦公、住宅于一體的多高層建筑.為滿足該類建筑的功能要求，就需要在不同功能的建筑樓層間設(shè)置結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)換層.結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)換層的形式及種類繁多，本文主要針對(duì)鋼筋混凝土梁托柱轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)開展研究.轉(zhuǎn)換層作為承上啟下的關(guān)鍵傳力結(jié)構(gòu)，在火災(zāi)下的耐火性能及破壞形式對(duì)建筑的整體安全起到至關(guān)重要的作用.近年來，關(guān)于鋼筋混凝土材料及梁、柱等結(jié)構(gòu)構(gòu)件的耐火性能研究已成為結(jié)構(gòu)抗火領(lǐng)域的研究熱點(diǎn)，并取得了眾多有價(jià)值的研究成果[1-6].但在鋼筋混凝土梁托柱轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)的耐火性能方面，相關(guān)研究報(bào)道甚少.文獻(xiàn)[7]對(duì)火災(zāi)作用下鋼筋混凝土梁托柱轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)的變形進(jìn)行了有限元分析.文獻(xiàn)[8]對(duì)鋼筋混凝土疊層空腹桁架轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)進(jìn)行了熱力耦合反應(yīng)分析.本文選取鋼筋混凝土梁托柱轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)中受托柱與轉(zhuǎn)換托梁構(gòu)成的基本節(jié)點(diǎn)單元，進(jìn)行了熱力耦合作用下的耐火性能試驗(yàn).基于試驗(yàn)研究結(jié)果，采用有限元軟件進(jìn)行擴(kuò)展分析，考察了不同參數(shù)設(shè)置對(duì)梁托柱節(jié)點(diǎn)單元的耐火性能影響，并進(jìn)行了鋼筋混凝土轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)梁托柱節(jié)點(diǎn)單元的破壞模式分析.

1 耐火性能試驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)

根據(jù)梁托柱轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)的受力特點(diǎn)，設(shè)計(jì)了兩種形式的節(jié)點(diǎn)單元試件.一種是模擬受托柱位于轉(zhuǎn)換托梁跨中部位的梁托柱節(jié)點(diǎn)單元—編號(hào)TZHA（以下簡(jiǎn)稱A 型節(jié)點(diǎn)單元），該類節(jié)點(diǎn)單元的轉(zhuǎn)換托梁內(nèi)力關(guān)于受托柱中軸線呈對(duì)稱分布；另一種是模擬受托柱位于轉(zhuǎn)換托梁非跨中部位的梁托柱節(jié)點(diǎn)單元—編號(hào)TZHB（以下簡(jiǎn)稱B 型節(jié)點(diǎn)單元），該類節(jié)點(diǎn)單元與A 型節(jié)點(diǎn)單元不同，在偏心豎向荷載作用下，受托柱中存在彎矩和剪力作用，并向轉(zhuǎn)換托梁傳遞，使得轉(zhuǎn)換托梁在節(jié)點(diǎn)處出現(xiàn)彎矩和剪力突變，因此在B 型節(jié)點(diǎn)柱頂設(shè)計(jì)了附加懸臂型鋼梁，從而對(duì)受托柱施加豎向偏心荷載，以模擬柱中的彎矩效應(yīng)，由于試驗(yàn)條件限制，目前尚無法模擬柱中的剪力作用.兩種類型的梁托柱節(jié)點(diǎn)單元示意圖及內(nèi)力簡(jiǎn)圖如圖1所示.試件尺寸及配筋如圖2所示，其中轉(zhuǎn)換托梁及受托柱截面尺寸分別為250 mm × 350 mm，300 mm × 200 mm.

圖1 節(jié)點(diǎn)單元示意圖及內(nèi)力簡(jiǎn)圖Fig.1 The schematic diagram of beam supporting column joint unit model

圖2 梁托柱節(jié)點(diǎn)單元尺寸及配筋圖Fig.2 Sectional dimension and reinforcement

1.2 耐火極限判斷

鋼筋混凝土梁托柱節(jié)點(diǎn)單元的耐火極限根據(jù)文獻(xiàn)[9]規(guī)定的公式進(jìn)行判定：

轉(zhuǎn)換托梁極限彎曲變形量及極限彎曲變形速率為

式中：L為轉(zhuǎn)換托梁凈跨度；d為轉(zhuǎn)換托梁截面抗壓與抗拉點(diǎn)之間距離.

通過計(jì)算，D= 122 mm，dD/dt= 5.4 mm/min.

1.3 材料性能

本次試驗(yàn)共制作了8 個(gè)節(jié)點(diǎn)單元試件，混凝土一次性澆筑完成，混凝土預(yù)留6 個(gè)立方體試塊，鋼筋每種直徑預(yù)留2 根試件，用于進(jìn)行材料性能試驗(yàn).實(shí)測(cè)混凝土抗壓強(qiáng)度為54.1 MPa，彈性模量為3.52 ×104MPa.實(shí)測(cè)鋼筋強(qiáng)度指標(biāo)見表1.

表1 實(shí)測(cè)鋼筋強(qiáng)度指標(biāo)Tab.1 Measured strength of reinforcement

1.4 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)采用ISO834[10]國(guó)際標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線.試件的荷載及受火工況設(shè)計(jì)見表2.

表2 試件荷載及受火工況設(shè)計(jì)Tab.2 Parameter design

試驗(yàn)中，將千斤頂固定在節(jié)點(diǎn)單元試件正上方的反力架橫梁上，在受托柱頂與千斤頂之間設(shè)置壓力傳感器.升溫試驗(yàn)開始前，對(duì)試件施加設(shè)計(jì)恒載，觀察壓力傳感器及位移計(jì)讀數(shù)，待荷載及變形穩(wěn)定后，再進(jìn)行升溫過程試驗(yàn).升溫過程中，通過實(shí)時(shí)觀察壓力傳感器數(shù)據(jù)，調(diào)整千斤頂油壓，使節(jié)點(diǎn)單元試件受托柱承受恒定豎向荷載，從而實(shí)現(xiàn)恒載與高溫耦合作用下的節(jié)點(diǎn)單元耐火極限試驗(yàn).加載裝置如圖3所示.

圖3 節(jié)點(diǎn)單元加載裝置示意Fig.3 Loading device

1.5 試驗(yàn)結(jié)果

鋼筋混凝土梁托柱節(jié)點(diǎn)單元試件受火災(zāi)高溫作用達(dá)到耐火極限后，又經(jīng)自然冷卻，試驗(yàn)中量測(cè)的轉(zhuǎn)換托梁跨中（受托柱形心位置處）撓度（f）隨升溫時(shí)間（t）變化如圖4所示.從圖中可看出，荷載比不同的節(jié)點(diǎn)單元試件托梁跨中撓度隨升溫時(shí)間的變化趨勢(shì)基本相同，即受火前期，跨中撓度增長(zhǎng)相對(duì)平緩，接近耐火極限時(shí)托梁跨中撓度突然增大，且不能收斂.荷載比為0.4 的構(gòu)件耐火極限大于荷載比為0.6 的構(gòu)件.

圖4 轉(zhuǎn)換托梁跨中撓度隨升溫時(shí)間的變化Fig.4 Deflection and heating time curve

2 有限元分析

2.1 有限元計(jì)算參數(shù)取值

運(yùn)用ABAQUS 軟件的前處理模塊，按照上述試驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦M(jìn)行建模.采用先進(jìn)行溫度場(chǎng)分析再進(jìn)行熱力耦合分析的方法進(jìn)行有限元計(jì)算.

在模型材料參數(shù)設(shè)置中，混凝土密度取 ρ =2 400 kg/m3.高溫下的彈性模量按照文獻(xiàn)[6]進(jìn)行取值.熱膨脹系數(shù)、熱傳導(dǎo)系數(shù)及比熱容參照文獻(xiàn)[11]推薦的公式取值.高溫下混凝土抗壓強(qiáng)度折減系數(shù)及抗壓本構(gòu)關(guān)系依據(jù)文獻(xiàn)[12]中的公式進(jìn)行計(jì)算.混凝土抗拉強(qiáng)度采用文獻(xiàn)[13]中的公式進(jìn)行取值.

取鋼筋密度 ρs= 7 850 kg/m3，高溫下鋼筋的熱膨脹系數(shù)為αs(T)=(0.004T+12)×10-6.彈性模量在高溫下的折減系數(shù)按照文獻(xiàn)[14]進(jìn)行取值.本構(gòu)關(guān)系根據(jù)文獻(xiàn)[12]推薦的公式取值.

2.2 有限元模擬與試驗(yàn)實(shí)測(cè)結(jié)果比較分析

采用試驗(yàn)中實(shí)測(cè)爐溫對(duì)鋼筋混凝土梁托柱節(jié)點(diǎn)單元模型進(jìn)行分析，選取截面角部縱筋溫度進(jìn)行模擬與實(shí)測(cè)試件內(nèi)部溫度場(chǎng)校驗(yàn)，如圖5（a）所示.計(jì)算所得轉(zhuǎn)換托梁跨中撓度與升溫時(shí)間關(guān)系曲線與試驗(yàn)實(shí)測(cè)值對(duì)比如圖5（b）所示.由圖5可見，計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)值吻合較好.

圖5 模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果比較Fig.5 Result comparison

2.3 影響梁托柱節(jié)點(diǎn)單元耐火極限的參數(shù)分析

在前述試驗(yàn)結(jié)果的基礎(chǔ)上，針對(duì)更多參數(shù)變化對(duì)節(jié)點(diǎn)單元試件耐火極限的影響，進(jìn)行了數(shù)值模擬擴(kuò)展分析.數(shù)值模擬分析主要考慮了不同升溫曲線、轉(zhuǎn)換托梁受火面數(shù)、轉(zhuǎn)換托梁保護(hù)層厚度、轉(zhuǎn)換梁在受托柱部位的附加鋼筋布置等參數(shù)設(shè)置對(duì)梁托柱節(jié)點(diǎn)單元的耐火性能影響.具體參數(shù)見表3，其中，以節(jié)點(diǎn)單元模型編號(hào)1 和編號(hào)14 中的參數(shù)設(shè)置為基準(zhǔn)，其余編號(hào)節(jié)點(diǎn)單元均是在此基礎(chǔ)上變化上述參數(shù)中的其中一項(xiàng)參數(shù)，并將計(jì)算結(jié)果與基準(zhǔn)參數(shù)下的節(jié)點(diǎn)單元耐火時(shí)間進(jìn)行對(duì)比分析.

2.3.1 升溫曲線對(duì)梁托柱節(jié)點(diǎn)單元耐火極限的影響

選擇ISO834[10]國(guó)際標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線及兩條上述試驗(yàn)實(shí)測(cè)火災(zāi)爐內(nèi)升溫曲線，如圖6（a）所示，計(jì)算結(jié)果如圖6（b）、（c）所示.從圖6可以看出，采用實(shí)測(cè)曲線2 的耐火時(shí)間最長(zhǎng)，其次是實(shí)測(cè)曲線1 ，而采用ISO834 標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線的節(jié)點(diǎn)單元耐火時(shí)間最短.實(shí)測(cè)曲線1 在升溫前70 min 溫度較低，之后與ISO834 基本接近，TZHA3 和TZHA3-shice1 的耐火極限相差15 min.實(shí)測(cè)曲線2 比ISO834 升溫曲線低約60 ℃，TZHA3 和TZHA3-shice2 的耐火極限相差25 min.由于實(shí)測(cè)曲線1 前期溫度較低，所以升溫初期TZHA3-shice1 節(jié)點(diǎn)單元試件托梁跨中撓度小于另外兩個(gè)節(jié)點(diǎn)單元試件，30 min 后撓度曲線出現(xiàn)拐點(diǎn)，且撓度變化速率明顯增大，最終耐火時(shí)間短于TZHA3-shice2 節(jié)點(diǎn)單元試件.可見升溫曲線的最高溫度對(duì)節(jié)點(diǎn)單元的耐火極限影響較大，前期的低溫只對(duì)短時(shí)間內(nèi)的撓度變化速率有所影響.

2.3.2 轉(zhuǎn)換托梁鋼筋保護(hù)層厚度對(duì)耐火極限的影響

針對(duì)A 型節(jié)點(diǎn)單元，選取轉(zhuǎn)換托梁的保護(hù)層厚度分別為25、40、50 mm 進(jìn)行節(jié)點(diǎn)單元的耐火極限分析，計(jì)算結(jié)果如圖7所示.由圖可見，轉(zhuǎn)換托梁受拉縱筋保護(hù)層厚度的變化對(duì)梁托柱節(jié)點(diǎn)單元的耐火極限有較明顯影響.隨著保護(hù)層厚度增大，梁托柱節(jié)點(diǎn)單元的耐火極限基本呈線性增加.這是由于保護(hù)層厚度的增大對(duì)托梁內(nèi)鋼筋溫度升高起到了延緩作用，使得鋼筋在高溫下的強(qiáng)度劣化減慢所致.

2.3.3 梁托柱節(jié)點(diǎn)附加鋼筋對(duì)耐火極限的影響

為研究轉(zhuǎn)換梁在受托柱部位的附加鋼筋布置對(duì)梁托柱節(jié)點(diǎn)單元耐火極限的影響，針對(duì)節(jié)點(diǎn)單元TZHA3 和TZHB3 分別進(jìn)行了不同吊筋直徑和不同箍筋間距情況下梁托柱節(jié)點(diǎn)單元的耐火極限分析，分析結(jié)果如圖8所示.從圖中可以看出，吊筋直徑小于12 mm 時(shí)，隨著直徑的增大，兩種類型轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)單元的耐火極限均有明顯提高；吊筋直徑大于12 mm時(shí)，增加直徑則對(duì)耐火極限影響較小，說明試驗(yàn)中配置12 mm 直徑的吊筋較為合理；由圖8（c）、（d）可知，增加吊筋還可減緩節(jié)點(diǎn)單元破壞時(shí)的撓度增大速率，避免發(fā)生突然破壞，相比之下，節(jié)點(diǎn)單元的附加箍筋間距對(duì)耐火極限影響較小.

表3 梁托柱節(jié)點(diǎn)單元模型參數(shù)設(shè)置Tab.3 Parameter design

圖6 升溫曲線對(duì)梁托柱節(jié)點(diǎn)單元耐火極限的影響Fig.6 Influence of heating curve on the fire resistance

2.3.4 轉(zhuǎn)換托梁受火工況對(duì)耐火極限的影響

考慮到火災(zāi)發(fā)生過程中的復(fù)雜情況，針對(duì)節(jié)點(diǎn)單元中轉(zhuǎn)換托梁3 面受火（下部樓層受火）和4 面受火（上下兩層受火）工況進(jìn)行分析計(jì)算.得出的節(jié)點(diǎn)單元耐火極限如圖9（a）所示，托梁跨中撓度隨升溫時(shí)間變化如圖9（b）所示.圖9托梁3 面受火工況下節(jié)點(diǎn)單元的耐火極限均大于托梁4 面受火工況，相差約10～15 min，說明托梁受火面的增加會(huì)降低節(jié)點(diǎn)單元的耐火極限.由圖9可以看出，托梁4 面受火時(shí)，節(jié)點(diǎn)單元在升溫前期撓度變化速率較小，60 min左右出現(xiàn)拐點(diǎn)，之后變化速率明顯增大，超過托梁3 面受火工況.在相同荷載比情況下，兩種梁托柱轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)單元的耐火極限不同.

圖7 轉(zhuǎn)換托梁鋼筋保護(hù)層厚度對(duì)耐火極限的影響Fig.7 Influence of thickness of the concrete protecting layer on the fire resistance

圖8 梁托柱節(jié)點(diǎn)附加鋼筋對(duì)耐火極限的影響Fig.8 Influence of additional reinforcement on the fire resistance

2.3.5 兩種節(jié)點(diǎn)單元類型耐火性能比較

本文根據(jù)鋼筋混凝土梁托柱轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)的受力特點(diǎn)，設(shè)計(jì)了兩種類型的節(jié)點(diǎn)單元試件.由圖8、9 可以看出，在相同的熱力耦合條件下，B 型節(jié)點(diǎn)單元的耐火極限均大于A 型節(jié)點(diǎn)單元，因此，在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中應(yīng)考慮增加轉(zhuǎn)換梁托中柱節(jié)點(diǎn)的截面尺寸或配筋以加強(qiáng)其耐火性能.針對(duì)兩種節(jié)點(diǎn)單元試件，提取整個(gè)托梁在不同時(shí)刻沿軸線方向的撓度曲線，如圖10所示.由圖10可以看出，A 型節(jié)點(diǎn)單元的托梁撓度曲線形狀關(guān)于受托柱中軸線對(duì)稱，最大撓度出現(xiàn)在對(duì)稱軸處；B 型節(jié)點(diǎn)單元的托梁撓度曲線關(guān)于受托柱中軸線不對(duì)稱，最大撓度出現(xiàn)在受托柱偏心受壓一側(cè)，且隨著升溫時(shí)間的增加，最大撓度位置逐漸外移，達(dá)到耐火極限時(shí)，最大撓度位于距離受托柱中軸線38 cm 左右.這是由于B 型節(jié)點(diǎn)單元受托柱在偏心荷載作用下，柱中彎矩和剪力向轉(zhuǎn)換托梁傳遞，造成托梁最大彎矩位置向受托柱偏心受壓方向轉(zhuǎn)移所致.因此，對(duì)于梁托柱這種框架轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)來說，要考慮由于受托柱的布置而造成的托梁內(nèi)力分布變化對(duì)其火災(zāi)行為的影響.

圖9 轉(zhuǎn)換托梁受火工況對(duì)耐火極限的影響Fig.9 Influence of fire conditions on the fire resistance

圖10 不同時(shí)刻轉(zhuǎn)換托梁沿軸線方向撓度曲線Fig.10 Deflection curve of the beam change with time

3 結(jié) 論

（1）對(duì)于鋼筋混凝土梁托柱節(jié)點(diǎn)單元，荷載比為0.6 的節(jié)點(diǎn)單元比荷載比為0.4 節(jié)點(diǎn)單元耐火極限小.

（2）按照ISO834 標(biāo)準(zhǔn)曲線的升溫趨勢(shì)，升溫曲線的整體溫度高低及溫度變化特點(diǎn)，對(duì)節(jié)點(diǎn)單元的耐火時(shí)間會(huì)產(chǎn)生一定程度的影響.整體溫度高，則耐火時(shí)間短；整體溫度低，則耐火時(shí)間長(zhǎng).且短時(shí)間的溫度波動(dòng)會(huì)對(duì)節(jié)點(diǎn)單元在該時(shí)間段內(nèi)的撓度變化速率產(chǎn)生影響，但對(duì)節(jié)點(diǎn)單元的耐火極限影響較小.

（3）轉(zhuǎn)換梁縱向受拉鋼筋保護(hù)層厚度不同，其耐火極限從大到小為保護(hù)層厚度50 mm、保護(hù)層厚度40 mm、保護(hù)層厚度25 mm.

（4）轉(zhuǎn)換托梁在受托柱部位吊筋的設(shè)置對(duì)轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)單元的耐火極限有明顯提高，且增加吊筋還可減緩節(jié)點(diǎn)單元破壞時(shí)的撓度增大速率，減緩達(dá)到耐火極限時(shí)節(jié)點(diǎn)單元破壞的突然性.

（5）A、B 兩種類型的節(jié)點(diǎn)單元試件在相同受火工況下，耐火極限及托梁撓度形狀有所不同，因此在設(shè)計(jì)中要考慮由于受托柱的布置而造成的轉(zhuǎn)換托梁內(nèi)力分布變化對(duì)其火災(zāi)行為的影響.