鋼筋混凝土梁托柱轉換結構節點耐火性能分析

孔維一 ，傅傳國 ，劉偉慶

（1.東南大學土木工程學院，江蘇 南京 210096；2.山東建筑大學土木工程學院，山東 濟南 250101；3.南京工業大學土木工程學院，江蘇 南京 211816）

隨著城市進程的不斷發展，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置結構轉換層.結構轉換層的形式及種類繁多，本文主要針對鋼筋混凝土梁托柱轉換結構開展研究.轉換層作為承上啟下的關鍵傳力結構，在火災下的耐火性能及破壞形式對建筑的整體安全起到至關重要的作用.近年來，關于鋼筋混凝土材料及梁、柱等結構構件的耐火性能研究已成為結構抗火領域的研究熱點，并取得了眾多有價值的研究成果[1-6].但在鋼筋混凝土梁托柱轉換結構的耐火性能方面，相關研究報道甚少.文獻[7]對火災作用下鋼筋混凝土梁托柱轉換結構的變形進行了有限元分析.文獻[8]對鋼筋混凝土疊層空腹桁架轉換結構進行了熱力耦合反應分析.本文選取鋼筋混凝土梁托柱轉換結構中受托柱與轉換托梁構成的基本節點單元，進行了熱力耦合作用下的耐火性能試驗.基于試驗研究結果，采用有限元軟件進行擴展分析，考察了不同參數設置對梁托柱節點單元的耐火性能影響，并進行了鋼筋混凝土轉換結構梁托柱節點單元的破壞模式分析.

1 耐火性能試驗

1.1 試件設計

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

圖1 節點單元示意圖及內力簡圖Fig.1 The schematic diagram of beam supporting column joint unit model

圖2 梁托柱節點單元尺寸及配筋圖Fig.2 Sectional dimension and reinforcement

1.2 耐火極限判斷

鋼筋混凝土梁托柱節點單元的耐火極限根據文獻[9]規定的公式進行判定：

轉換托梁極限彎曲變形量及極限彎曲變形速率為

式中：L為轉換托梁凈跨度；d為轉換托梁截面抗壓與抗拉點之間距離.

通過計算，D= 122 mm，dD/dt= 5.4 mm/min.

1.3 材料性能

本次試驗共制作了8 個節點單元試件，混凝土一次性澆筑完成，混凝土預留6 個立方體試塊，鋼筋每種直徑預留2 根試件，用于進行材料性能試驗.實測混凝土抗壓強度為54.1 MPa，彈性模量為3.52 ×104MPa.實測鋼筋強度指標見表1.

表1 實測鋼筋強度指標Tab.1 Measured strength of reinforcement

1.4 試驗裝置

試驗采用ISO834[10]國際標準升溫曲線.試件的荷載及受火工況設計見表2.

表2 試件荷載及受火工況設計Tab.2 Parameter design

試驗中，將千斤頂固定在節點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置壓力傳感器.升溫試驗開始前，對試件施加設計恒載，觀察壓力傳感器及位移計讀數，待荷載及變形穩定后，再進行升溫過程試驗.升溫過程中，通過實時觀察壓力傳感器數據，調整千斤頂油壓，使節點單元試件受托柱承受恒定豎向荷載，從而實現恒載與高溫耦合作用下的節點單元耐火極限試驗.加載裝置如圖3所示.

圖3 節點單元加載裝置示意Fig.3 Loading device

1.5 試驗結果

鋼筋混凝土梁托柱節點單元試件受火災高溫作用達到耐火極限后，又經自然冷卻，試驗中量測的轉換托梁跨中（受托柱形心位置處）撓度（f）隨升溫時間（t）變化如圖4所示.從圖中可看出，荷載比不同的節點單元試件托梁跨中撓度隨升溫時間的變化趨勢基本相同，即受火前期，跨中撓度增長相對平緩，接近耐火極限時托梁跨中撓度突然增大，且不能收斂.荷載比為0.4 的構件耐火極限大于荷載比為0.6 的構件.

圖4 轉換托梁跨中撓度隨升溫時間的變化Fig.4 Deflection and heating time curve

2 有限元分析

2.1 有限元計算參數取值

運用ABAQUS 軟件的前處理模塊，按照上述試驗模型進行建模.采用先進行溫度場分析再進行熱力耦合分析的方法進行有限元計算.

在模型材料參數設置中，混凝土密度取 ρ =2 400 kg/m3.高溫下的彈性模量按照文獻[6]進行取值.熱膨脹系數、熱傳導系數及比熱容參照文獻[11]推薦的公式取值.高溫下混凝土抗壓強度折減系數及抗壓本構關系依據文獻[12]中的公式進行計算.混凝土抗拉強度采用文獻[13]中的公式進行取值.

取鋼筋密度 ρs= 7 850 kg/m3，高溫下鋼筋的熱膨脹系數為αs(T)=(0.004T+12)×10-6.彈性模量在高溫下的折減系數按照文獻[14]進行取值.本構關系根據文獻[12]推薦的公式取值.

2.2 有限元模擬與試驗實測結果比較分析

采用試驗中實測爐溫對鋼筋混凝土梁托柱節點單元模型進行分析，選取截面角部縱筋溫度進行模擬與實測試件內部溫度場校驗，如圖5（a）所示.計算所得轉換托梁跨中撓度與升溫時間關系曲線與試驗實測值對比如圖5（b）所示.由圖5可見，計算結果與實測值吻合較好.

圖5 模擬結果與試驗結果比較Fig.5 Result comparison

2.3 影響梁托柱節點單元耐火極限的參數分析

在前述試驗結果的基礎上，針對更多參數變化對節點單元試件耐火極限的影響，進行了數值模擬擴展分析.數值模擬分析主要考慮了不同升溫曲線、轉換托梁受火面數、轉換托梁保護層厚度、轉換梁在受托柱部位的附加鋼筋布置等參數設置對梁托柱節點單元的耐火性能影響.具體參數見表3，其中，以節點單元模型編號1 和編號14 中的參數設置為基準，其余編號節點單元均是在此基礎上變化上述參數中的其中一項參數，并將計算結果與基準參數下的節點單元耐火時間進行對比分析.

2.3.1 升溫曲線對梁托柱節點單元耐火極限的影響

選擇ISO834[10]國際標準升溫曲線及兩條上述試驗實測火災爐內升溫曲線，如圖6（a）所示，計算結果如圖6（b）、（c）所示.從圖6可以看出，采用實測曲線2 的耐火時間最長，其次是實測曲線1 ，而采用ISO834 標準升溫曲線的節點單元耐火時間最短.實測曲線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.實測曲線2 比ISO834 升溫曲線低約60 ℃，TZHA3 和TZHA3-shice2 的耐火極限相差25 min.由于實測曲線1 前期溫度較低，所以升溫初期TZHA3-shice1 節點單元試件托梁跨中撓度小于另外兩個節點單元試件，30 min 后撓度曲線出現拐點，且撓度變化速率明顯增大，最終耐火時間短于TZHA3-shice2 節點單元試件.可見升溫曲線的最高溫度對節點單元的耐火極限影響較大，前期的低溫只對短時間內的撓度變化速率有所影響.

2.3.2 轉換托梁鋼筋保護層厚度對耐火極限的影響

針對A 型節點單元，選取轉換托梁的保護層厚度分別為25、40、50 mm 進行節點單元的耐火極限分析，計算結果如圖7所示.由圖可見，轉換托梁受拉縱筋保護層厚度的變化對梁托柱節點單元的耐火極限有較明顯影響.隨著保護層厚度增大，梁托柱節點單元的耐火極限基本呈線性增加.這是由于保護層厚度的增大對托梁內鋼筋溫度升高起到了延緩作用，使得鋼筋在高溫下的強度劣化減慢所致.

2.3.3 梁托柱節點附加鋼筋對耐火極限的影響

為研究轉換梁在受托柱部位的附加鋼筋布置對梁托柱節點單元耐火極限的影響，針對節點單元TZHA3 和TZHB3 分別進行了不同吊筋直徑和不同箍筋間距情況下梁托柱節點單元的耐火極限分析，分析結果如圖8所示.從圖中可以看出，吊筋直徑小于12 mm 時，隨著直徑的增大，兩種類型轉換節點單元的耐火極限均有明顯提高；吊筋直徑大于12 mm時，增加直徑則對耐火極限影響較小，說明試驗中配置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點單元破壞時的撓度增大速率，避免發生突然破壞，相比之下，節點單元的附加箍筋間距對耐火極限影響較小.

表3 梁托柱節點單元模型參數設置Tab.3 Parameter design

圖6 升溫曲線對梁托柱節點單元耐火極限的影響Fig.6 Influence of heating curve on the fire resistance

2.3.4 轉換托梁受火工況對耐火極限的影響

考慮到火災發生過程中的復雜情況，針對節點單元中轉換托梁3 面受火（下部樓層受火）和4 面受火（上下兩層受火）工況進行分析計算.得出的節點單元耐火極限如圖9（a）所示，托梁跨中撓度隨升溫時間變化如圖9（b）所示.圖9托梁3 面受火工況下節點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降低節點單元的耐火極限.由圖9可以看出，托梁4 面受火時，節點單元在升溫前期撓度變化速率較小，60 min左右出現拐點，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，兩種梁托柱轉換結構節點單元的耐火極限不同.

圖7 轉換托梁鋼筋保護層厚度對耐火極限的影響Fig.7 Influence of thickness of the concrete protecting layer on the fire resistance

圖8 梁托柱節點附加鋼筋對耐火極限的影響Fig.8 Influence of additional reinforcement on the fire resistance

2.3.5 兩種節點單元類型耐火性能比較

本文根據鋼筋混凝土梁托柱轉換結構的受力特點，設計了兩種類型的節點單元試件.由圖8、9 可以看出，在相同的熱力耦合條件下，B 型節點單元的耐火極限均大于A 型節點單元，因此，在結構設計中應考慮增加轉換梁托中柱節點的截面尺寸或配筋以加強其耐火性能.針對兩種節點單元試件，提取整個托梁在不同時刻沿軸線方向的撓度曲線，如圖10所示.由圖10可以看出，A 型節點單元的托梁撓度曲線形狀關于受托柱中軸線對稱，最大撓度出現在對稱軸處；B 型節點單元的托梁撓度曲線關于受托柱中軸線不對稱，最大撓度出現在受托柱偏心受壓一側，且隨著升溫時間的增加，最大撓度位置逐漸外移，達到耐火極限時，最大撓度位于距離受托柱中軸線38 cm 左右.這是由于B 型節點單元受托柱在偏心荷載作用下，柱中彎矩和剪力向轉換托梁傳遞，造成托梁最大彎矩位置向受托柱偏心受壓方向轉移所致.因此，對于梁托柱這種框架轉換結構來說，要考慮由于受托柱的布置而造成的托梁內力分布變化對其火災行為的影響.

圖9 轉換托梁受火工況對耐火極限的影響Fig.9 Influence of fire conditions on the fire resistance

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

3 結 論

（1）對于鋼筋混凝土梁托柱節點單元，荷載比為0.6 的節點單元比荷載比為0.4 節點單元耐火極限小.

（2）按照ISO834 標準曲線的升溫趨勢，升溫曲線的整體溫度高低及溫度變化特點，對節點單元的耐火時間會產生一定程度的影響.整體溫度高，則耐火時間短；整體溫度低，則耐火時間長.且短時間的溫度波動會對節點單元在該時間段內的撓度變化速率產生影響，但對節點單元的耐火極限影響較小.

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

（4）轉換托梁在受托柱部位吊筋的設置對轉換結構節點單元的耐火極限有明顯提高，且增加吊筋還可減緩節點單元破壞時的撓度增大速率，減緩達到耐火極限時節點單元破壞的突然性.

（5）A、B 兩種類型的節點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，因此在設計中要考慮由于受托柱的布置而造成的轉換托梁內力分布變化對其火災行為的影響.