钢筋混凝土梁托柱转换结构节点耐火性能分析

孔维一 ，傅传国 ，刘伟庆

（1.东南大学土木工程学院，江苏 南京 210096；2.山东建筑大学土木工程学院，山东 济南 250101；3.南京工业大学土木工程学院，江苏 南京 211816）

随着城市进程的不断发展，被称为“城中之城”的城市综合体日益增多，所谓城市综合体就是集购物、娱乐、餐饮、酒店、办公、住宅于一体的多高层建筑.为满足该类建筑的功能要求，就需要在不同功能的建筑楼层间设置结构转换层.结构转换层的形式及种类繁多，本文主要针对钢筋混凝土梁托柱转换结构开展研究.转换层作为承上启下的关键传力结构，在火灾下的耐火性能及破坏形式对建筑的整体安全起到至关重要的作用.近年来，关于钢筋混凝土材料及梁、柱等结构构件的耐火性能研究已成为结构抗火领域的研究热点，并取得了众多有价值的研究成果[1-6].但在钢筋混凝土梁托柱转换结构的耐火性能方面，相关研究报道甚少.文献[7]对火灾作用下钢筋混凝土梁托柱转换结构的变形进行了有限元分析.文献[8]对钢筋混凝土叠层空腹桁架转换结构进行了热力耦合反应分析.本文选取钢筋混凝土梁托柱转换结构中受托柱与转换托梁构成的基本节点单元，进行了热力耦合作用下的耐火性能试验.基于试验研究结果，采用有限元软件进行扩展分析，考察了不同参数设置对梁托柱节点单元的耐火性能影响，并进行了钢筋混凝土转换结构梁托柱节点单元的破坏模式分析.

1 耐火性能试验

1.1 试件设计

根据梁托柱转换结构的受力特点，设计了两种形式的节点单元试件.一种是模拟受托柱位于转换托梁跨中部位的梁托柱节点单元—编号TZHA（以下简称A 型节点单元），该类节点单元的转换托梁内力关于受托柱中轴线呈对称分布；另一种是模拟受托柱位于转换托梁非跨中部位的梁托柱节点单元—编号TZHB（以下简称B 型节点单元），该类节点单元与A 型节点单元不同，在偏心竖向荷载作用下，受托柱中存在弯矩和剪力作用，并向转换托梁传递，使得转换托梁在节点处出现弯矩和剪力突变，因此在B 型节点柱顶设计了附加悬臂型钢梁，从而对受托柱施加竖向偏心荷载，以模拟柱中的弯矩效应，由于试验条件限制，目前尚无法模拟柱中的剪力作用.两种类型的梁托柱节点单元示意图及内力简图如图1所示.试件尺寸及配筋如图2所示，其中转换托梁及受托柱截面尺寸分别为250 mm × 350 mm，300 mm × 200 mm.

图1 节点单元示意图及内力简图Fig.1 The schematic diagram of beam supporting column joint unit model

图2 梁托柱节点单元尺寸及配筋图Fig.2 Sectional dimension and reinforcement

1.2 耐火极限判断

钢筋混凝土梁托柱节点单元的耐火极限根据文献[9]规定的公式进行判定：

转换托梁极限弯曲变形量及极限弯曲变形速率为

式中：L为转换托梁净跨度；d为转换托梁截面抗压与抗拉点之间距离.

通过计算，D= 122 mm，dD/dt= 5.4 mm/min.

1.3 材料性能

本次试验共制作了8 个节点单元试件，混凝土一次性浇筑完成，混凝土预留6 个立方体试块，钢筋每种直径预留2 根试件，用于进行材料性能试验.实测混凝土抗压强度为54.1 MPa，弹性模量为3.52 ×104MPa.实测钢筋强度指标见表1.

表1 实测钢筋强度指标Tab.1 Measured strength of reinforcement

1.4 试验装置

试验采用ISO834[10]国际标准升温曲线.试件的荷载及受火工况设计见表2.

表2 试件荷载及受火工况设计Tab.2 Parameter design

试验中，将千斤顶固定在节点单元试件正上方的反力架横梁上，在受托柱顶与千斤顶之间设置压力传感器.升温试验开始前，对试件施加设计恒载，观察压力传感器及位移计读数，待荷载及变形稳定后，再进行升温过程试验.升温过程中，通过实时观察压力传感器数据，调整千斤顶油压，使节点单元试件受托柱承受恒定竖向荷载，从而实现恒载与高温耦合作用下的节点单元耐火极限试验.加载装置如图3所示.

图3 节点单元加载装置示意Fig.3 Loading device

1.5 试验结果

钢筋混凝土梁托柱节点单元试件受火灾高温作用达到耐火极限后，又经自然冷却，试验中量测的转换托梁跨中（受托柱形心位置处）挠度（f）随升温时间（t）变化如图4所示.从图中可看出，荷载比不同的节点单元试件托梁跨中挠度随升温时间的变化趋势基本相同，即受火前期，跨中挠度增长相对平缓，接近耐火极限时托梁跨中挠度突然增大，且不能收敛.荷载比为0.4 的构件耐火极限大于荷载比为0.6 的构件.

图4 转换托梁跨中挠度随升温时间的变化Fig.4 Deflection and heating time curve

2 有限元分析

2.1 有限元计算参数取值

运用ABAQUS 软件的前处理模块，按照上述试验模型进行建模.采用先进行温度场分析再进行热力耦合分析的方法进行有限元计算.

在模型材料参数设置中，混凝土密度取 ρ =2 400 kg/m3.高温下的弹性模量按照文献[6]进行取值.热膨胀系数、热传导系数及比热容参照文献[11]推荐的公式取值.高温下混凝土抗压强度折减系数及抗压本构关系依据文献[12]中的公式进行计算.混凝土抗拉强度采用文献[13]中的公式进行取值.

取钢筋密度 ρs= 7 850 kg/m3，高温下钢筋的热膨胀系数为αs(T)=(0.004T+12)×10-6.弹性模量在高温下的折减系数按照文献[14]进行取值.本构关系根据文献[12]推荐的公式取值.

2.2 有限元模拟与试验实测结果比较分析

采用试验中实测炉温对钢筋混凝土梁托柱节点单元模型进行分析，选取截面角部纵筋温度进行模拟与实测试件内部温度场校验，如图5（a）所示.计算所得转换托梁跨中挠度与升温时间关系曲线与试验实测值对比如图5（b）所示.由图5可见，计算结果与实测值吻合较好.

图5 模拟结果与试验结果比较Fig.5 Result comparison

2.3 影响梁托柱节点单元耐火极限的参数分析

在前述试验结果的基础上，针对更多参数变化对节点单元试件耐火极限的影响，进行了数值模拟扩展分析.数值模拟分析主要考虑了不同升温曲线、转换托梁受火面数、转换托梁保护层厚度、转换梁在受托柱部位的附加钢筋布置等参数设置对梁托柱节点单元的耐火性能影响.具体参数见表3，其中，以节点单元模型编号1 和编号14 中的参数设置为基准，其余编号节点单元均是在此基础上变化上述参数中的其中一项参数，并将计算结果与基准参数下的节点单元耐火时间进行对比分析.

2.3.1 升温曲线对梁托柱节点单元耐火极限的影响

选择ISO834[10]国际标准升温曲线及两条上述试验实测火灾炉内升温曲线，如图6（a）所示，计算结果如图6（b）、（c）所示.从图6可以看出，采用实测曲线2 的耐火时间最长，其次是实测曲线1 ，而采用ISO834 标准升温曲线的节点单元耐火时间最短.实测曲线1 在升温前70 min 温度较低，之后与ISO834 基本接近，TZHA3 和TZHA3-shice1 的耐火极限相差15 min.实测曲线2 比ISO834 升温曲线低约60 ℃，TZHA3 和TZHA3-shice2 的耐火极限相差25 min.由于实测曲线1 前期温度较低，所以升温初期TZHA3-shice1 节点单元试件托梁跨中挠度小于另外两个节点单元试件，30 min 后挠度曲线出现拐点，且挠度变化速率明显增大，最终耐火时间短于TZHA3-shice2 节点单元试件.可见升温曲线的最高温度对节点单元的耐火极限影响较大，前期的低温只对短时间内的挠度变化速率有所影响.

2.3.2 转换托梁钢筋保护层厚度对耐火极限的影响

针对A 型节点单元，选取转换托梁的保护层厚度分别为25、40、50 mm 进行节点单元的耐火极限分析，计算结果如图7所示.由图可见，转换托梁受拉纵筋保护层厚度的变化对梁托柱节点单元的耐火极限有较明显影响.随着保护层厚度增大，梁托柱节点单元的耐火极限基本呈线性增加.这是由于保护层厚度的增大对托梁内钢筋温度升高起到了延缓作用，使得钢筋在高温下的强度劣化减慢所致.

2.3.3 梁托柱节点附加钢筋对耐火极限的影响

为研究转换梁在受托柱部位的附加钢筋布置对梁托柱节点单元耐火极限的影响，针对节点单元TZHA3 和TZHB3 分别进行了不同吊筋直径和不同箍筋间距情况下梁托柱节点单元的耐火极限分析，分析结果如图8所示.从图中可以看出，吊筋直径小于12 mm 时，随着直径的增大，两种类型转换节点单元的耐火极限均有明显提高；吊筋直径大于12 mm时，增加直径则对耐火极限影响较小，说明试验中配置12 mm 直径的吊筋较为合理；由图8（c）、（d）可知，增加吊筋还可减缓节点单元破坏时的挠度增大速率，避免发生突然破坏，相比之下，节点单元的附加箍筋间距对耐火极限影响较小.

表3 梁托柱节点单元模型参数设置Tab.3 Parameter design

图6 升温曲线对梁托柱节点单元耐火极限的影响Fig.6 Influence of heating curve on the fire resistance

2.3.4 转换托梁受火工况对耐火极限的影响

考虑到火灾发生过程中的复杂情况，针对节点单元中转换托梁3 面受火（下部楼层受火）和4 面受火（上下两层受火）工况进行分析计算.得出的节点单元耐火极限如图9（a）所示，托梁跨中挠度随升温时间变化如图9（b）所示.图9托梁3 面受火工况下节点单元的耐火极限均大于托梁4 面受火工况，相差约10～15 min，说明托梁受火面的增加会降低节点单元的耐火极限.由图9可以看出，托梁4 面受火时，节点单元在升温前期挠度变化速率较小，60 min左右出现拐点，之后变化速率明显增大，超过托梁3 面受火工况.在相同荷载比情况下，两种梁托柱转换结构节点单元的耐火极限不同.

图7 转换托梁钢筋保护层厚度对耐火极限的影响Fig.7 Influence of thickness of the concrete protecting layer on the fire resistance

图8 梁托柱节点附加钢筋对耐火极限的影响Fig.8 Influence of additional reinforcement on the fire resistance

2.3.5 两种节点单元类型耐火性能比较

本文根据钢筋混凝土梁托柱转换结构的受力特点，设计了两种类型的节点单元试件.由图8、9 可以看出，在相同的热力耦合条件下，B 型节点单元的耐火极限均大于A 型节点单元，因此，在结构设计中应考虑增加转换梁托中柱节点的截面尺寸或配筋以加强其耐火性能.针对两种节点单元试件，提取整个托梁在不同时刻沿轴线方向的挠度曲线，如图10所示.由图10可以看出，A 型节点单元的托梁挠度曲线形状关于受托柱中轴线对称，最大挠度出现在对称轴处；B 型节点单元的托梁挠度曲线关于受托柱中轴线不对称，最大挠度出现在受托柱偏心受压一侧，且随着升温时间的增加，最大挠度位置逐渐外移，达到耐火极限时，最大挠度位于距离受托柱中轴线38 cm 左右.这是由于B 型节点单元受托柱在偏心荷载作用下，柱中弯矩和剪力向转换托梁传递，造成托梁最大弯矩位置向受托柱偏心受压方向转移所致.因此，对于梁托柱这种框架转换结构来说，要考虑由于受托柱的布置而造成的托梁内力分布变化对其火灾行为的影响.

图9 转换托梁受火工况对耐火极限的影响Fig.9 Influence of fire conditions on the fire resistance

图10 不同时刻转换托梁沿轴线方向挠度曲线Fig.10 Deflection curve of the beam change with time

3 结 论

（1）对于钢筋混凝土梁托柱节点单元，荷载比为0.6 的节点单元比荷载比为0.4 节点单元耐火极限小.

（2）按照ISO834 标准曲线的升温趋势，升温曲线的整体温度高低及温度变化特点，对节点单元的耐火时间会产生一定程度的影响.整体温度高，则耐火时间短；整体温度低，则耐火时间长.且短时间的温度波动会对节点单元在该时间段内的挠度变化速率产生影响，但对节点单元的耐火极限影响较小.

（3）转换梁纵向受拉钢筋保护层厚度不同，其耐火极限从大到小为保护层厚度50 mm、保护层厚度40 mm、保护层厚度25 mm.

（4）转换托梁在受托柱部位吊筋的设置对转换结构节点单元的耐火极限有明显提高，且增加吊筋还可减缓节点单元破坏时的挠度增大速率，减缓达到耐火极限时节点单元破坏的突然性.

（5）A、B 两种类型的节点单元试件在相同受火工况下，耐火极限及托梁挠度形状有所不同，因此在设计中要考虑由于受托柱的布置而造成的转换托梁内力分布变化对其火灾行为的影响.