预制柱-叠合梁装配整体式框架中节点抗火性能研究

汤 飞， 毛小勇

（苏州科技大学 江苏省结构工程重点实验室， 江苏 苏州 215011）

装配整体式钢筋混凝土结构是由工厂预制的钢筋混凝土构件通过可靠的连接形成的混凝土结构[1]。 由于具有生产效率高、绿色节能、污染少等优势，装配式混凝土结构成为近年来国家大力推广的结构形式之一。在装配式混凝土结构中，梁柱节点是框架结构传力的中枢，也是结构承重的关键部位。

目前对现浇混凝土框架节点抗火性能已有一定的研究，文献[2-3]的研究结果表明：火灾下，现浇混凝土外表面存在爆裂现象，爆裂深度可达到柱纵筋表面；高温下现浇节点的核心区基本保持完整，并没有发生明显破坏和变形；当接近耐火极限时，梁端竖向变形快速增加，短时间内丧失承载能力，破坏具有突然性。 对于装配整体式钢筋混凝土框架节点的研究主要集中在静力性能和抗震性能上，对其抗火性能还未见相关报道。

本文对3 个预制装配式节点和一个同尺寸现浇框架节点进行了抗火性能试验研究，为进一步研究预制装配式节点的耐火性能，再运用有限元分析软件ABAQUS，建立了装配式节点抗火分析模型，分析了梁配筋率、线刚度比、梁端荷载比、等参数对节点抗火特性的影响，研究结果可为装配整体式节点的相关研究和应用提供参考。

1 有限元模型简介

1.1 材料的热工参数和高温力学参数

混凝土的热传导系数、热膨胀系数、比热容，采用Lie 和Denham 模型[4]，混凝土密度通常取常数，即ρc=2 400 kN/m3。 高温下混凝土的应力应变关系采用Lie 和Denham 模型[4]，弹性模量采用陆洲导[5]建议的计算方法。 泊松比通常取为常数，即μ=0.2。

高温下钢材的热膨胀系数、比热容、热传导系数采用欧洲规范[6-7]给出的相关计算公式。 由于钢材密度受温度影响较小，因此取为常数ρc=7 800 kN/m3。

高温下钢材的弹性模量采用Lie 模型[4]，应力-应变关系采用Ramberg-Osgood 模型[8]。由于泊松比受温度影响较小，取为常数，即μ=0.3。

1.2 边界条件

在温度场分析的过程中，对流换热系数取 25 W/（m2·K），综合辐射系数为0.5，玻尔兹曼常数 5.67×10-8W/m2·K。 钢筋和混凝土之间采用 TIE 约束；水泥基灌浆料与现浇混凝土、预制混凝土之间，预制混凝土和现浇混凝土之间，端板与混凝土接触面之间采用TIE 约束。

在力学分析中，节点柱下端铰接，约束 UX、UY、UZ、URY、URZ；上端为加载端， 约束 UX、UZ、URY、URZ； 节点梁端为自由端。 钢筋与混凝土之间采用Embedded 约束形式。 叠合梁新旧混凝土之间法向采用硬接触的连接方式，切向库伦摩擦采用罚函数，摩擦系数取为1.0。 预制梁段与节点核心区混凝土竖直接触面采用非线性弹簧模拟[9]。 灌浆套筒连接采用非线性弹簧[10]。

1.3 单元类型及网格划分

采用ABAQUS 顺序热-力耦合的分析方法，即先计算模型的温度场，然后进行力学分析，并在力学分析中导入温度场结果。

温度场分析时，混凝土、灌浆料及端板采用八节点三维实体单元DC3D8，钢筋采用三维线性桁架单元DC1D2。 在进行节点力学性能分析时，混凝土、灌浆料及端板采用 C3D8R 单元，钢筋采用 T3D1 单元。 力学分析时网格的划分方式、节点编号与温度场分析时相同[11]。 图1（a）为节点模型图，图1（b）为混凝土网格划分，图1（c）为钢筋网格划分。

2 模型验证

采用课题组在苏州科技大学结构抗火实验室完成的一个十字型装配整体式节点抗火试验数据对模型进行验证。 节点具体参数见表1，所用钢筋牌号均为HRB400，柱截面采用8 根直径20 mm 的钢筋，梁截面受拉、受压分别配置3根直径12 mm 钢筋，混凝土强度等级为C40。 节点尺寸及梁、柱配筋如图2（a）所示，截面热电偶布置如图2（b）、（c）所示，图2 所示尺寸单位均为 mm。

表1 节点参数

图1 节点模型及网格划分

图2 试件截面形式

2.1 温度场结果对比

图3（a）为梁截面温度场模拟结果与试验结果对比情况，图3（b）为柱截面处温度场模拟结果与试验结果对比图。点1、点4 位于角部梁柱纵筋位置，点2、点5 位于梁柱中部纵筋位置，点3、6 位于截面内部。 由试验可知，由于混凝土的热惰性截面温度由外至内降低；由于点1、点4 位于角部，热量从两方向传入截面，故温度较之点2、点5 要高。

ABAQUS 计算结果与试验结果吻合度较高，两者略有差异，主要原因在于：热电偶位置在绑扎、浇筑过程中存在一定差异，材料参数与实际材料存在偏差，以及混凝土爆裂影响等。 试验曲线在100 ℃出现明显平台，与模拟结果存在一定差异。

图3 节点截面温度计算值与实验值比较

2.2 节点变形及耐火极限对比

图4（a）为左右梁竖向变形模拟结果与试验对比情况，图4（b）为柱端轴向变形曲线有限元计算结果与试验的对比情况。 由图可见，在受火前100 min，梁端竖向位移模拟结果与试验结果基本趋势一致。

模拟得到的耐火极限较试验长，这是由于试验中随着梁截面开裂，热量更快进入梁截面内部，钢筋温度较高，性能退化加快，导致梁迅速失去承载能力。柱轴向位移有限元模拟曲线与试验曲线走向上基本一致，但也存在一定差异，可能由于有限元模拟时节点处于理想的四面受火状态，与实际受火情况存在差别。 也可能是由于有限元模拟中混凝土参数取值与实际存在差异。

图4 梁端、柱端位移-试件关系曲线对比

2.3 破坏过程和受力分析

图5 为节点实际破坏形态。左右梁主裂缝离柱边距离分别为15 cm和20 cm，梁顶部靠近核心区部位出现混凝土压碎现象。图6 为计算得到的节点塑性应变分布，可见拉区最大塑性应变与开展部位也基本一致。

3 装配式节点耐火极限影响

图5 节点破坏形态

图6 计算的塑性应变分布

装配式节点耐火极限与荷载比、梁柱线刚度比、配筋率等因素等有关。 本文选取了荷载比、配筋率、梁柱线刚度比三个参数对节点抗火性能进行分析。设计7 个装配式节点，节点钢筋牌号均为HRB400，柱截面使用8 根直径20 mm 的钢筋，梁截面受拉、受压侧各配置3 根，配筋率通过改变钢筋直径实现，节点混凝土强度采用C50。 具体参数见表2。

表2 模型节点参数

3.1 梁端荷载比m 的影响

图7 为梁端荷载比对梁端变形及耐火极限的影响。 由图7（a）可见梁端挠度在火灾前期随时间增加较小；随着受火时间增长，梁端变形速率增大；接近耐火极限时，梁端挠度s 快速增加，最后破坏。荷载比越大后期变形曲线越陡。 由图7（b）可知，节点的耐火极限受梁端荷载比影响较大。 随着荷载比增加，节点耐火极限迅速减小。

3.2 梁柱线刚度比k 的影响

图8 为梁柱线刚度比对梁端变形及耐火极限的影响。 图8（a）可见随着梁线刚度比增大，曲线出现陡降的时间推迟，且梁端挠度增加趋势变缓。 由图8（b）可见，节点的耐火极限受到梁柱线刚度比的影响。 随着线刚度比的增加，节点耐火极限增大，增大趋势逐渐减小。

3.3 配筋率ρ的影响

图9 为配筋率对梁端变形及耐火极限的影响。 图9（a）可见，配筋率的增加延缓梁端竖向变形，梁端挠度在火灾前期随时间增加较小，受火35 min 前三种配筋率下的梁端挠度几乎一致。 这是由于截面内部温度较低，受拉纵筋强度损失较少，在相同荷载比的作用下，梁端挠度较为接近。 随着受火时间增长，梁端变形速率增大；接近耐火极限时，梁端挠度快速增加，最后梁发生破坏。 由图9（b）可知，节点的耐火极限受梁配筋率影响较为显著；随着配筋率增加，节点耐火极限增大。

图7 梁端荷载比m 影响

图8 梁柱线刚度比k 影响

图9 梁配筋率ρ 影响

4 结论

建立了预制柱-叠合梁装配整体式框架节点抗火性能有限元分析模型，并对主要影响参数进行了分析，结论如下：

（1）有限元ABAQUS 模拟结果与试验结果吻合度较高，能较好地反映节点抗火性能。

（2）火灾下装配式节点破坏由梁达到耐火极限引起。梁端挠度在火灾前期发展缓慢，随着受火时间增长，梁端变形速率增大；在接近节点耐火极限时，梁端挠度迅速增加，破坏具有一定脆性。

（3）梁端荷载比、配筋率、梁柱线刚度比对节点耐火极限影响较大。 随着荷载比的增加，节点耐火极限减小；随着配筋率和梁柱线刚度比的增加，节点耐火极限增大。

（4）由于节点区曝火面积相对较小，因此节点区温度较非节点区低，节点温度从外部到内部呈现逐渐递减的趋势。