高强钢平齐式端板连接节点火灾后性能数值研究

强旭红， 石志伟， 何 旭， 姜 旭

(1. 同济大学 土木工程学院, 上海 200092； 2. 华润置地(北京)股份有限公司， 北京 100035)

在常温下钢材具有良好的力学性能，而在火灾高温下钢材的强度和刚度下降较快.无论普通结构钢还是高强结构钢，在历经低于600 ℃的火灾高温并冷却后，力学性能基本可恢复[1-2]，这为火灾后钢结构的再利用提供了可能.

节点是钢结构的重要组成部分，相较于完全采用普通钢的钢结构节点，将高强钢合理应用于节点，能在显著提高节点承载力的同时保证节点具有足够的变形能力.Coelho等[3-4]对采用高强钢S460、S690和S960端板的节点的试验研究表明，采用上述高强钢作为端板材料的节点满足欧洲钢结构设计规范Eurocode 3对节点强度和刚度的要求，并且节点具有足够的变形能力.孙飞飞等[5]对三个平齐式端板连接节点(两个为Q690高强钢端板，一个为Q345普通钢端板)进行低周反复荷载的试验结果表明，Q690高强钢平齐式端板连接节点的承载力比Q345普通钢平齐式端板连接节点高30%.此外，余红霞[6]采用恒温加载方式对四种钢结构节点(平齐式端板连接节点、柔性端板连接节点、鳍板式连接节点和腹板角钢连接节点)在20～700 ℃温度范围内力学性能的研究发现，随温度升高，节点破坏模式由钢构件破坏向螺栓破坏转变，并指出常温下钢结构节点设计方法直接应用于高温下钢结构节点设计时的不合理之处.目前，在世界范围内针对火灾后钢结构的再利用提出相关建议的规范或标准很少，只有英国规范BS5950中的Part 8[7]指出：历经火灾并冷却后，对于热轧钢和铸钢，若平直度在限值内则可再次使用；对于普通钢S235和S275，火灾后的力学性能可恢复至火灾前力学性能的90%以上；对于普通钢S355，火灾后力学性能可恢复至火灾前力学性能的75%以上(过火时温度高于600℃).然而，对于高强钢火灾后的力学性能，目前尚无规范提及.

为研究高强钢端板连接节点火灾后的力学性能，对七个平齐式梁柱端板连接节点试件在历经550 ℃火灾高温后的力学性能进行足尺试验研究，同时对上述七个节点试件在常温下(未过火)的相应力学性能进行试验研究，用以对比分析，详见文献[8].

在试验研究中，火灾后节点主要组件的应力、应变分布等不易通过试验获得，有限元分析可准确预测节点在加载过程中任意时刻参数的变化.目前，采用有限元软件对结构或构件[9-10]进行经济、高效的数值研究成为一种趋势.采用通用有限元软件Abaqus对七个平齐式端板连接节点进行分析，从模型的几何尺寸、单元类型、网格生成、接触定义等方面介绍了建模过程，通过有限元模拟分析得到火灾后节点的失效模式、节点弯矩-转角关系曲线以及端板和螺栓的应力分布等，并根据试验结果对数值模拟正确性进行验证.在此基础上，对Q460高强钢端板连接节点和Q345普通钢端板连接节点进行了参数研究.

1 试验研究

1.1 试验节点试件

试验中平齐式端板连接节点依据欧洲钢结构设计规范Eurocode 3∶Part 1-8[11]进行设计.高强钢端板连接节点的端板材料采用高强钢S690和S960[12]，作为对比的普通钢端板连接节点的端板材料采用Q235和Q345.所有节点试件中梁和柱均采用普通钢Q345，其中梁截面为HW300 mm×300 mm×10 mm×15 mm，柱截面为HW407 mm×428 mm×20 mm×35 mm[13].试件几何尺寸如图1所示，试件概况和试验条件如表1所示.高强钢端板试验中采用的焊条型号为ER76-G，焊条屈服强度为735 MPa，稍高于S690的屈服强度，但低于S960的屈服强度，因此对高强钢采用增大焊脚尺寸的方式进行补偿.对于普通钢(Q235和Q345)端板，焊脚尺寸取8 mm；对于高强钢(S690和S960)端板，焊脚尺寸取10 mm[13].

a 节点

b 端板

c 梁截面

d 柱截面

图1 试件几何尺寸(单位：mm)

Fig.1 Geometrical dimensions of the specimen(unit:mm)

笔者前期对高强钢火灾后的材料力学性能试验研究[1-2]结果表明：当火灾温度超过600 ℃时，火灾后高强钢的材性退化非常明显，这与普通钢相似；此外，众多针对钢结构火灾下和火灾后的试验研究均据此选取550 ℃为足尺火灾试验的试验温度，故本文试验亦选择火灾温度为550 ℃，便于与其他火灾试验结果进行对比.

1.2 试验装置与试验过程

研究分常温试验(未过火)和火灾后试验两部分，均在同济大学土木工程防灾国家重点实验室进行.图2为试验用的火灾试验炉(4.5 m×3.0 m×1.7 m).结合已有试验设备，考虑到火灾后对梁施加拉力远比施加压力稳定，故将梁柱节点试件整体倒转，以方便从炉外施加荷载.加载方式如图3所示.

在对试件进行加热的过程中，以10 ℃·min-1的速率(该值与进行防火保护的建筑结构在真实火灾下的升温速率相当)对炉内节点试件加热至550 ℃.当试件各组件受热均匀后持温30 min，而后停止加热并通风降温，待试件自然冷却至常温，再对试件进行加载，直至试件破坏.经试验得到端板连接节点的火灾后剩余承载力、节点转角和节点破坏模式.所有试验设备在加载前都经过调试并进行预加载.正式加载阶段，采用位移控制，千斤顶液压传动器的活塞运动速率为10 mm·min-1，同时记录端板连接节点的变形值和相应荷载值，具体详见文献[8].

表1 试件概况与试验条件

图2 火灾试验炉[8]

图3 加载试验装置[8]

2 有限元模型

2.1 单元类型和网格划分

有限元模型的几何尺寸与试验用的节点试件完全相同.考虑节点试件的几何尺寸、荷载、温度分布以及边界条件的对称性，建模时仅建节点试件的一半，以期缩短计算时间、提高计算效率.

单元类型选用C3D8I单元，C3D8I单元能有效模拟组件间的接触关系，并准确进行非线性分析.网格划分中，在螺栓孔周围采用密集网格以便准确分析螺栓孔周边应力分布.梁、柱、端板、螺栓以及节点整体有限元模型的网格划分情况如图4所示.

2.2 接触定义和分析步设置

有限元模型的接触关系包括螺栓-柱翼缘、柱翼缘-端板、端板-螺母以及螺栓杆-螺栓孔，如图5所示.所有接触关系的接触属性均为小滑移以保证接触面间荷载传递，摩擦因数取0.44.由于螺母与螺栓杆的接触状态对整个模型分析影响不大，故螺母-螺栓杆采用绑定约束，如图6a所示，将梁与端板间焊缝采用绑定约束而未对焊缝进行实体建模以简化模型，如图6b所示.

有限元分析过程分为五个荷载步：第1步，临时约束螺栓与端板各方向自由度，并在螺栓轴线上施加10 N的预紧力；第2步，解除对螺栓和端板的约束；第3步，固定所有螺栓的长度；第4步，设定模型的温度场为20 ℃；第5步，在梁端布有加劲肋的加载点处施加等效竖向荷载.前三步可保证在减少计算量和分析误差的基础上顺利建立组件间的接触关系.

图4 有限元模型网格划分

a 螺栓-柱翼缘b 柱翼缘-端板

c 端板-螺母d 螺栓杆-螺栓孔

图5 有限元模型中的接触关系

Fig.5 Contact pairs in finite element model

a 螺母-螺栓杆b 端板-梁

图6 有限元模型中螺母-螺栓杆和端板-梁的绑定约束

Fig.6 Tie constraints in bolt nuts-shanks and endplate-beam in finite element model

螺栓的失效准则依据Coelho等[14-15]的建议,当螺栓受拉应变达到材料的极限应变εu时认为螺栓断裂,而对端板和柱翼缘，则认为当截面等效塑性应变达到材料极限应变时该组件失效.

2.3 材料力学性能

根据英国规范BS5950中的Part 8[7]对结构钢S235和S275火灾后力学性能剩余系数的建议，将普通钢(包括Q235和Q345)历经550 ℃的火灾高温并冷却后的剩余力学性能取为常温下(未过火)力学性能的90%.8.8级高强螺栓常温下的力学性能依据Sheffield大学的研究[16-19]确定，8.8级高强螺栓火灾后的力学性能剩余系数依据Lou等[20]的研究确定.此外，高强钢S690和S960火灾后力学性能剩余系数依据Qiang等[1-2]所做的材性试验确定.

图7为常温下试验用钢材和螺栓的工程应力-应变曲线，火灾高温后材料强度为常温下强度乘以相应火灾高温后的强度剩余系数.有限元模型中输入的应力和应变为真实应力和真实塑性应变，按下式求得：

式中:F为试件两端荷载;A0和L0分别为样试的初始截面面积和初始长度;A和L分别为试件受荷载F作用时的即时截面面积和即时长度;σtr、εtr、εpl、εel分别为真实应力、真实应变、塑性应变和弹性应变；E为弹性模量；εeng和σeng分别为工程应变和工程应力.εeng和σeng的计算式如下所示：

图7 常温下材料的应力-应变曲线

工程应变与真实应变之间的转换关系如下所示：

3 有限元模型验证

3.1 节点变形

图8和图9分别为历经550 ℃的火灾高温并冷却至常温后，节点试件2-3P(S690 15 mm)及其各组件最终变形状态的有限元模拟结果与试验结果的对比.可以看出，有限元模拟的最终变形状态与试验结果较为吻合.端板发生屈曲变形，并且受拉区端板与柱翼缘产生分离，而螺栓孔周边未发生明显破坏.需要指出的是，试件2-3P的失效模式为模式2(端板屈服的同时螺栓破坏)，在本文有限元模拟中，当螺栓受拉应变达到材料的极限应变εu时，即停止计算，并认为螺栓已发生断裂.虽然有限元模型未能模拟出螺栓断裂的过程，但是可揭示断裂发生和扩展的位置，如图9c所示.首排受拉螺栓发生屈曲，并且螺栓杆中部发生颈缩，受压螺栓依然保持平直.类似地，也可从其余六组试件中得到相同的结论.虽然该有限元模型尚无法模拟试验曲线的下降段，但是可判断出首先发生失效的组件和试件失效模式.

a 试验结果b 有限元模拟结果

图8 火灾后节点试件2-3P最终变形状态试验和有限元模拟结果对比

Fig.8 Comparison of final deformation state of specimen 2-3P after fire between test and finite element simulation results

a端板正视图 b 端板侧视图

c 螺栓

图9 火灾后节点试件2-3P组件失效试验和有限元模拟结果对比

Fig.9 Comparison of component failure of specimen 2-3P after fire between test and finite element simulation results

等效塑性应变的大小能够预测节点屈服状态，故将有限元模型等效塑性应变云图与试验得到的节点变形状态进行对比.以如图10所示的试件2-3P(S690 15 mm)为例，试件端板发生较大的塑性变形，最外侧一排受拉螺栓及其螺栓孔周边发生了屈服.

a 端板 b 螺栓

图10 火灾后节点试件2-3P组件最终变形状态和有限元模拟等效塑性应变云图

Fig.10 Cloud diagram of final deformation state and equivalent plastic strain in finite element simulation of specimen 2-3P after fire

3.2 节点弯矩-转角关系

图11～14为历经550 ℃的火灾高温并冷却后，节点试件2-1P、2-2P、2-3P和2-4P的弯矩-转角关系的试验与有限元模拟结果的对比.

图11 火灾后节点试件2-1P弯矩-转角关系曲线的试验和有限元结果对比

Fig.11 Comparison of moment-rotation curve of specimen 2-1P after fire between test and finite element simulation results

图12 火灾后节点试件2-2P弯矩-转角关系曲线的试验和有限元结果对比

Fig.12 Comparison of moment-rotation curve of specimen 2-2P after fire between test and finite element simulation results

图13 火灾后节点试件2-3P弯矩-转角关系曲线的试验和有限元结果对比

Fig.13 Comparison of moment-rotation curve of specimen 2-3P after fire between test and finite element simulation results

图14 火灾后节点试件2-4P弯矩-转角关系曲线的试验和有限元结果对比

Fig.14 Comparison of moment-rotation curve of specimen 2-4P after fire between test and finite element simulation results

以图14为例，节点试件2-4P有限元模拟结果在节点初始刚度、节点承载力和承载力对应的转动变形等方面与试验结果较为吻合.

所有节点的火灾后剩余承载力如表2所示.由于节点试件1-3P(S960 10 mm)的端板较薄、焊缝热影响区对节点力学性能影响很大[13]，导致试件的端板提前破坏，故不在对比之列.由表2可看出，有限元模拟得到的节点剩余承载力与试验结果比较接近，最大偏差为8.14%.

表2 火灾后数值分析的校验

3.3 应力分布

以节点试件1-2P (S690 12 mm)为例，其端板与螺栓的最终应力状态分别如图15和图16所示.从图15中端板的应力云图可清晰地看到试验结束时的变形状态，端板中部和端板的螺栓孔周边(尤其是受拉区螺栓孔周边)屈服效应明显，而端板受压区变形相对较小.图16表明，首排受拉螺栓发生颈缩，并且螺栓颈缩发生的位置附近同时也是端板的螺栓孔应力集中较为明显之处.类似地，也可从其余试件得到相近的结论.从应力云图的分析结果可发现：在试验研究中，火灾后节点组件的应力分布不易通过试验获得，而有限元分析可准确预测节点在加载过程中任意时刻的应力分布.

a 正视图 b 侧视图

图15 火灾后节点试件1-2P端板最终应力状态和屈服线模式

Fig.15 Final stress state and yield line pattern of endplate of specimen 1-2P after fire

4 参数分析

在前文已验证有限元模型正确性的基础上，以国内最常用的高强钢Q460端板连接节点为对象进行有限元参数分析，建模过程如第2节所述，节点参数如表3所示.为对比分析，对端板采用最常用国产普通钢Q345的节点进行相应数值分析.节点中除端板外其余组件的材料性能与第2.3节相同，常温和火灾高温后，高强钢Q460端板的材料性能参照文献[21-22],普通钢Q345的材料性能参照文献[1,23-24].

表3 Q460节点的端板参数

4.1 Q460高强钢端板连接节点力学性能

4.1.1节点弯矩-转角关系曲线

常温下(未过火)和火灾后Q460端板连接节点的弯矩-转角关系曲线如图17所示(图例中A表示20 ℃，P表示火灾高温550 ℃，下同).从图17可看出,节点在破坏前历经了较长的塑性变形，节点变形能力良好.由图17还可得出如下结论：无论在常温下还是火灾后，随端板厚度增加，节点的初始转动刚度和抗弯承载力增大，节点转动能力减小；当端板厚度较小时，在火灾后相较于常温下，节点主要力学性能的退化程度优于厚度较大的端板.

图17 常温下(未过火)和火灾后Q460端板连接节点弯矩-转角关系

Fig.17 Moment-rotation relationship of Q460 endplate connections at ambient temperature(without fire exposure) and after fire

4.1.2节点的主要力学性能

对节点的力学性能包括初始刚度、抗弯承载力和转动能力等参数进行评价.表4为常温下(未过火)和火灾高温后Q460高强钢端板连接节点的主要力学性能的有限元分析结果.分析结果进一步表明，历经550 ℃火灾高温后高强钢平齐式端板连接节点的主要力学性能未发生明显退化，火灾后剩余承载力达到受火前的90%以上，可为在火灾中未发生倒塌的高强钢结构火灾后的再利用提供参考.

此外，从表4还可看到，随端板厚度增加，节点的转动能力有所下降.这是因为尽管端板较厚可以提高节点抗弯承载力，但是端板厚度的增加会降低节点的变形能力，使节点破坏模式由模式1向模式2(甚至是模式3)转变，出现端板还未发生充分的塑性变形前螺栓断裂破坏的情况.

注：SiniQ460-P和SiniQ460-A分别为火灾后和常温下(未过火)Q460端板连接节点的初始转动刚度，kN·m·rad-1；MrQ460-P和MrQ460-A分别为火灾后和常温下(未过火)Q460端板连接节点的抗弯承载力，kN·m；φrQ460-P和φrQ460-A分别为火灾后和常温下(未过火)Q460端板连接节点的转动能力，mrad.

4.2 Q460高强钢与Q345普通钢端板连接节点力学性能对比

4.2.1节点弯矩-转角关系曲线

Q460高强钢端板连接节点和Q345普通钢端板连接节点历经550 ℃火灾高温后的弯矩-转角关系如图18所示.图18表明，由于节点采用的端板材料的强度、刚度以及延性的不同，因此节点力学性能也不同.节点端板厚度相同时， Q460系列节点的抗弯强度、初始刚度均大于Q345系列节点的相应力学参数.Q460系列节点的变形能力则弱于Q345系列节点的变形能力.

图18 火灾后Q460端板连接节点与Q345端板连接节点弯矩-转角关系

Fig.18 Moment-rotation relationship of Q460 endplate connections and Q345 endplate connections after fire

根据如图18所示的节点弯矩-转角关系曲线，按照端板材料和端板厚度的不同将节点分为4组，分组结果如表5所示.每组中包含一个Q460端板连接节点和一个Q345端板连接节点，结合图18中的曲线可以看出，表5中每组内的两条曲线在节点初始刚度、节点抗弯承载力、节点转动能力方面均较为相近.由此得出如下结论：在平齐式端板连接节点中，与采用较厚普通钢端板的节点相比，通过合理的节点设计，采用较薄高强钢端板的节点可实现相近的承载力以及更高的(至少是相当的)节点转动能力.

表5 节点分组

4.2.2节点主要力学性能的比较

表6为火灾后Q460端板连接节点与Q345端板连接节点主要力学性能的有限元对比结果.由表6可知：火灾后，端板材料是否采用高强钢对节点初始刚度基本无影响；端板材料对节点转动能力有所影响，在端板厚度相同的情况下，采用普通钢Q345端板的节点转动能力优于采用高强钢Q460端板的节点转动能力，这是由高强钢Q460的延性较普通钢Q345差所引起的；端板材料对节点的抗弯承载力影响明显.值得注意的是，当端板较厚时，端板材料对节点抗弯承载力的影响逐渐减弱.表6中，当节点端板厚度为8 mm或10 mm时，MrQ345-P仅为MrQ460-P的0.58倍，当节点端板厚度达到16 mm时，MrQ345-P为MrQ460-P的0.89倍.这是因为当端板较厚时，节点的极限承载力由螺栓控制，即随端板厚度增加，失效模式由模式1逐渐向模式2、甚至模式3转变.

表6 火灾后Q460端板连接节点与Q345端板连接节点主要力学性能对比

注：SiniQ345-P和SiniQ460-P分别为火灾后Q345端板和Q460端板连接节点的初始转动刚度，kN·m·rad-1；MrQ345-P和MrQ460-P分别为火灾后Q345端板和Q460端板连接节点的抗弯承载力，kN·m；φrQ345-P和φrQ460-P分别为火灾后Q345端板和Q460端板连接节点的转动能力，mrad.

5 结论

(1) 本文有限元模型均能正确模拟历经火灾高温后高强钢节点的变形、弯矩-转角关系和应力分布等.

(2) 无论在常温下还是火灾后，随端板厚度增加，节点的初始转动刚度以及抗弯承载力增大，节点转动能力减小.

(3) 高强钢平齐式端板连接节点在历经550 ℃火灾高温并冷却至室温后，主要力学性能未发生明显退化.

(4) 端板材料对平齐式端板连接节点初始刚度基本无影响.

(5) 端板材料对平齐式端板连接节点抗弯承载力影响显著，并且随端板厚度增加而减弱.

(6) 通过合理的节点设计，与采用较厚普通钢端板的节点相比，采用较薄高强钢端板的平齐式节点可实现相近的承载力以及更高的节点转动能力.