預(yù)制柱-疊合梁裝配整體式框架中節(jié)點(diǎn)抗火性能研究

湯 飛， 毛小勇

（蘇州科技大學(xué) 江蘇省結(jié)構(gòu)工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 江蘇 蘇州 215011）

裝配整體式鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)是由工廠預(yù)制的鋼筋混凝土構(gòu)件通過可靠的連接形成的混凝土結(jié)構(gòu)[1]。 由于具有生產(chǎn)效率高、綠色節(jié)能、污染少等優(yōu)勢(shì)，裝配式混凝土結(jié)構(gòu)成為近年來國家大力推廣的結(jié)構(gòu)形式之一。在裝配式混凝土結(jié)構(gòu)中，梁柱節(jié)點(diǎn)是框架結(jié)構(gòu)傳力的中樞，也是結(jié)構(gòu)承重的關(guān)鍵部位。

目前對(duì)現(xiàn)澆混凝土框架節(jié)點(diǎn)抗火性能已有一定的研究，文獻(xiàn)[2-3]的研究結(jié)果表明：火災(zāi)下，現(xiàn)澆混凝土外表面存在爆裂現(xiàn)象，爆裂深度可達(dá)到柱縱筋表面；高溫下現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)的核心區(qū)基本保持完整，并沒有發(fā)生明顯破壞和變形；當(dāng)接近耐火極限時(shí)，梁端豎向變形快速增加，短時(shí)間內(nèi)喪失承載能力，破壞具有突然性。 對(duì)于裝配整體式鋼筋混凝土框架節(jié)點(diǎn)的研究主要集中在靜力性能和抗震性能上，對(duì)其抗火性能還未見相關(guān)報(bào)道。

本文對(duì)3 個(gè)預(yù)制裝配式節(jié)點(diǎn)和一個(gè)同尺寸現(xiàn)澆框架節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了抗火性能試驗(yàn)研究，為進(jìn)一步研究預(yù)制裝配式節(jié)點(diǎn)的耐火性能，再運(yùn)用有限元分析軟件ABAQUS，建立了裝配式節(jié)點(diǎn)抗火分析模型，分析了梁配筋率、線剛度比、梁端荷載比、等參數(shù)對(duì)節(jié)點(diǎn)抗火特性的影響，研究結(jié)果可為裝配整體式節(jié)點(diǎn)的相關(guān)研究和應(yīng)用提供參考。

1 有限元模型簡(jiǎn)介

1.1 材料的熱工參數(shù)和高溫力學(xué)參數(shù)

混凝土的熱傳導(dǎo)系數(shù)、熱膨脹系數(shù)、比熱容，采用Lie 和Denham 模型[4]，混凝土密度通常取常數(shù)，即ρc=2 400 kN/m3。 高溫下混凝土的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系采用Lie 和Denham 模型[4]，彈性模量采用陸洲導(dǎo)[5]建議的計(jì)算方法。 泊松比通常取為常數(shù)，即μ=0.2。

高溫下鋼材的熱膨脹系數(shù)、比熱容、熱傳導(dǎo)系數(shù)采用歐洲規(guī)范[6-7]給出的相關(guān)計(jì)算公式。 由于鋼材密度受溫度影響較小，因此取為常數(shù)ρc=7 800 kN/m3。

高溫下鋼材的彈性模量采用Lie 模型[4]，應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用Ramberg-Osgood 模型[8]。由于泊松比受溫度影響較小，取為常數(shù)，即μ=0.3。

1.2 邊界條件

在溫度場(chǎng)分析的過程中，對(duì)流換熱系數(shù)取 25 W/（m2·K），綜合輻射系數(shù)為0.5，玻爾茲曼常數(shù) 5.67×10-8W/m2·K。 鋼筋和混凝土之間采用 TIE 約束；水泥基灌漿料與現(xiàn)澆混凝土、預(yù)制混凝土之間，預(yù)制混凝土和現(xiàn)澆混凝土之間，端板與混凝土接觸面之間采用TIE 約束。

在力學(xué)分析中，節(jié)點(diǎn)柱下端鉸接，約束 UX、UY、UZ、URY、URZ；上端為加載端， 約束 UX、UZ、URY、URZ； 節(jié)點(diǎn)梁端為自由端。 鋼筋與混凝土之間采用Embedded 約束形式。 疊合梁新舊混凝土之間法向采用硬接觸的連接方式，切向庫倫摩擦采用罰函數(shù)，摩擦系數(shù)取為1.0。 預(yù)制梁段與節(jié)點(diǎn)核心區(qū)混凝土豎直接觸面采用非線性彈簧模擬[9]。 灌漿套筒連接采用非線性彈簧[10]。

1.3 單元類型及網(wǎng)格劃分

采用ABAQUS 順序熱-力耦合的分析方法，即先計(jì)算模型的溫度場(chǎng)，然后進(jìn)行力學(xué)分析，并在力學(xué)分析中導(dǎo)入溫度場(chǎng)結(jié)果。

溫度場(chǎng)分析時(shí)，混凝土、灌漿料及端板采用八節(jié)點(diǎn)三維實(shí)體單元DC3D8，鋼筋采用三維線性桁架單元DC1D2。 在進(jìn)行節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能分析時(shí)，混凝土、灌漿料及端板采用 C3D8R 單元，鋼筋采用 T3D1 單元。 力學(xué)分析時(shí)網(wǎng)格的劃分方式、節(jié)點(diǎn)編號(hào)與溫度場(chǎng)分析時(shí)相同[11]。 圖1（a）為節(jié)點(diǎn)模型圖，圖1（b）為混凝土網(wǎng)格劃分，圖1（c）為鋼筋網(wǎng)格劃分。

2 模型驗(yàn)證

采用課題組在蘇州科技大學(xué)結(jié)構(gòu)抗火實(shí)驗(yàn)室完成的一個(gè)十字型裝配整體式節(jié)點(diǎn)抗火試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)模型進(jìn)行驗(yàn)證。 節(jié)點(diǎn)具體參數(shù)見表1，所用鋼筋牌號(hào)均為HRB400，柱截面采用8 根直徑20 mm 的鋼筋，梁截面受拉、受壓分別配置3根直徑12 mm 鋼筋，混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C40。 節(jié)點(diǎn)尺寸及梁、柱配筋如圖2（a）所示，截面熱電偶布置如圖2（b）、（c）所示，圖2 所示尺寸單位均為 mm。

表1 節(jié)點(diǎn)參數(shù)

圖1 節(jié)點(diǎn)模型及網(wǎng)格劃分

圖2 試件截面形式

2.1 溫度場(chǎng)結(jié)果對(duì)比

圖3（a）為梁截面溫度場(chǎng)模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比情況，圖3（b）為柱截面處溫度場(chǎng)模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比圖。點(diǎn)1、點(diǎn)4 位于角部梁柱縱筋位置，點(diǎn)2、點(diǎn)5 位于梁柱中部縱筋位置，點(diǎn)3、6 位于截面內(nèi)部。 由試驗(yàn)可知，由于混凝土的熱惰性截面溫度由外至內(nèi)降低；由于點(diǎn)1、點(diǎn)4 位于角部，熱量從兩方向傳入截面，故溫度較之點(diǎn)2、點(diǎn)5 要高。

ABAQUS 計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合度較高，兩者略有差異，主要原因在于：熱電偶位置在綁扎、澆筑過程中存在一定差異，材料參數(shù)與實(shí)際材料存在偏差，以及混凝土爆裂影響等。 試驗(yàn)曲線在100 ℃出現(xiàn)明顯平臺(tái)，與模擬結(jié)果存在一定差異。

圖3 節(jié)點(diǎn)截面溫度計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值比較

2.2 節(jié)點(diǎn)變形及耐火極限對(duì)比

圖4（a）為左右梁豎向變形模擬結(jié)果與試驗(yàn)對(duì)比情況，圖4（b）為柱端軸向變形曲線有限元計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)的對(duì)比情況。 由圖可見，在受火前100 min，梁端豎向位移模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本趨勢(shì)一致。

模擬得到的耐火極限較試驗(yàn)長，這是由于試驗(yàn)中隨著梁截面開裂，熱量更快進(jìn)入梁截面內(nèi)部，鋼筋溫度較高，性能退化加快，導(dǎo)致梁迅速失去承載能力。柱軸向位移有限元模擬曲線與試驗(yàn)曲線走向上基本一致，但也存在一定差異，可能由于有限元模擬時(shí)節(jié)點(diǎn)處于理想的四面受火狀態(tài)，與實(shí)際受火情況存在差別。 也可能是由于有限元模擬中混凝土參數(shù)取值與實(shí)際存在差異。

圖4 梁端、柱端位移-試件關(guān)系曲線對(duì)比

2.3 破壞過程和受力分析

圖5 為節(jié)點(diǎn)實(shí)際破壞形態(tài)。左右梁主裂縫離柱邊距離分別為15 cm和20 cm，梁頂部靠近核心區(qū)部位出現(xiàn)混凝土壓碎現(xiàn)象。圖6 為計(jì)算得到的節(jié)點(diǎn)塑性應(yīng)變分布，可見拉區(qū)最大塑性應(yīng)變與開展部位也基本一致。

3 裝配式節(jié)點(diǎn)耐火極限影響

圖5 節(jié)點(diǎn)破壞形態(tài)

圖6 計(jì)算的塑性應(yīng)變分布

裝配式節(jié)點(diǎn)耐火極限與荷載比、梁柱線剛度比、配筋率等因素等有關(guān)。 本文選取了荷載比、配筋率、梁柱線剛度比三個(gè)參數(shù)對(duì)節(jié)點(diǎn)抗火性能進(jìn)行分析。設(shè)計(jì)7 個(gè)裝配式節(jié)點(diǎn)，節(jié)點(diǎn)鋼筋牌號(hào)均為HRB400，柱截面使用8 根直徑20 mm 的鋼筋，梁截面受拉、受壓側(cè)各配置3 根，配筋率通過改變鋼筋直徑實(shí)現(xiàn)，節(jié)點(diǎn)混凝土強(qiáng)度采用C50。 具體參數(shù)見表2。

表2 模型節(jié)點(diǎn)參數(shù)

3.1 梁端荷載比m 的影響

圖7 為梁端荷載比對(duì)梁端變形及耐火極限的影響。 由圖7（a）可見梁端撓度在火災(zāi)前期隨時(shí)間增加較??；隨著受火時(shí)間增長，梁端變形速率增大；接近耐火極限時(shí)，梁端撓度s 快速增加，最后破壞。荷載比越大后期變形曲線越陡。 由圖7（b）可知，節(jié)點(diǎn)的耐火極限受梁端荷載比影響較大。 隨著荷載比增加，節(jié)點(diǎn)耐火極限迅速減小。

3.2 梁柱線剛度比k 的影響

圖8 為梁柱線剛度比對(duì)梁端變形及耐火極限的影響。 圖8（a）可見隨著梁線剛度比增大，曲線出現(xiàn)陡降的時(shí)間推遲，且梁端撓度增加趨勢(shì)變緩。 由圖8（b）可見，節(jié)點(diǎn)的耐火極限受到梁柱線剛度比的影響。 隨著線剛度比的增加，節(jié)點(diǎn)耐火極限增大，增大趨勢(shì)逐漸減小。

3.3 配筋率ρ的影響

圖9 為配筋率對(duì)梁端變形及耐火極限的影響。 圖9（a）可見，配筋率的增加延緩梁端豎向變形，梁端撓度在火災(zāi)前期隨時(shí)間增加較小，受火35 min 前三種配筋率下的梁端撓度幾乎一致。 這是由于截面內(nèi)部溫度較低，受拉縱筋強(qiáng)度損失較少，在相同荷載比的作用下，梁端撓度較為接近。 隨著受火時(shí)間增長，梁端變形速率增大；接近耐火極限時(shí)，梁端撓度快速增加，最后梁發(fā)生破壞。 由圖9（b）可知，節(jié)點(diǎn)的耐火極限受梁配筋率影響較為顯著；隨著配筋率增加，節(jié)點(diǎn)耐火極限增大。

圖7 梁端荷載比m 影響

圖8 梁柱線剛度比k 影響

圖9 梁配筋率ρ 影響

4 結(jié)論

建立了預(yù)制柱-疊合梁裝配整體式框架節(jié)點(diǎn)抗火性能有限元分析模型，并對(duì)主要影響參數(shù)進(jìn)行了分析，結(jié)論如下：

（1）有限元ABAQUS 模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合度較高，能較好地反映節(jié)點(diǎn)抗火性能。

（2）火災(zāi)下裝配式節(jié)點(diǎn)破壞由梁達(dá)到耐火極限引起。梁端撓度在火災(zāi)前期發(fā)展緩慢，隨著受火時(shí)間增長，梁端變形速率增大；在接近節(jié)點(diǎn)耐火極限時(shí)，梁端撓度迅速增加，破壞具有一定脆性。

（3）梁端荷載比、配筋率、梁柱線剛度比對(duì)節(jié)點(diǎn)耐火極限影響較大。 隨著荷載比的增加，節(jié)點(diǎn)耐火極限減小；隨著配筋率和梁柱線剛度比的增加，節(jié)點(diǎn)耐火極限增大。

（4）由于節(jié)點(diǎn)區(qū)曝火面積相對(duì)較小，因此節(jié)點(diǎn)區(qū)溫度較非節(jié)點(diǎn)區(qū)低，節(jié)點(diǎn)溫度從外部到內(nèi)部呈現(xiàn)逐漸遞減的趨勢(shì)。