姜封國， 潘亞豪， 鄭重遠

(黑龍江科技大學(xué) 建筑工程學(xué)院， 哈爾濱 150022)

荷載比對短T型鋼連接件抗火性能的影響

姜封國， 潘亞豪， 鄭重遠

(黑龍江科技大學(xué) 建筑工程學(xué)院， 哈爾濱 150022)

火災(zāi)中鋼結(jié)構(gòu)的破壞與高溫下鋼材的強度和剛度的退化有關(guān)，尤其對外荷載的作用十分敏感。通過加載ISO834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線的有限元模擬方法對工程中常見的短T型鋼連接件進行溫度場分析及在不同荷載比條件下的熱-力耦合分析，并對極限承載力進行理論計算，最終判定結(jié)構(gòu)的破壞模式。結(jié)果表明：火災(zāi)發(fā)生80 min后，連接件溫度趨于973.7 ℃不變，之后持續(xù)的火災(zāi)對結(jié)構(gòu)的承載力將不會產(chǎn)生不利影響。高溫下短T型鋼板焊縫處極易發(fā)生應(yīng)力集中現(xiàn)象。此處應(yīng)力大且易失效，當(dāng)荷載比增大時此處應(yīng)力將增大并向四周擴散，削弱短T型鋼高溫下的受力性能。在相同受火時間條件下，隨著荷載比增大，結(jié)構(gòu)同一位置處的應(yīng)變增大，T型節(jié)點的臨界溫度變小。該研究為短T型鋼抗火連接設(shè)計提供了依據(jù)。

T型鋼； 抗火性能； 升溫模型； 有限元法

0 引 言

鋼材作為重要的建筑材料有許多優(yōu)點，但它也有個致命的缺陷即抗火性能差[1]，溫度升高會嚴(yán)重削弱其基本力學(xué)性能。在鋼結(jié)構(gòu)建筑中，節(jié)點的連接在整個建筑中起著重要的作用，節(jié)點一旦破壞將影響整個結(jié)構(gòu)受力性能以致發(fā)生倒塌破壞。短T型連接作為一種連接形式已在工程中得到廣泛應(yīng)用。我國CECS—200：2006《建筑鋼結(jié)構(gòu)防火技術(shù)規(guī)范》中指出，火災(zāi)下構(gòu)件承載力與常溫下相應(yīng)的承載力的比值稱為荷載比，一般情況下，對于同一個鋼框架節(jié)點采用不同的荷載比時結(jié)構(gòu)受力性能并不完全相同。

目前，關(guān)于短T型鋼連接件的現(xiàn)有研究主要集中在常溫下結(jié)構(gòu)的基本力學(xué)特性，以及其他節(jié)點形式下的抗火性能方面。王濤等[2-6]主要對T型半剛性節(jié)點進行模擬研究，分析了此類節(jié)點的極限承載力和破壞機理及其對鋼框架設(shè)計的影響，得到T型半剛性節(jié)點連接件的彎矩-轉(zhuǎn)角-時間關(guān)系曲線。劉焦等[7-9]將文中模型與多項式模型和有限元模擬分析結(jié)果進行對比分析，并從螺栓的臨界溫度角度研究了整個結(jié)構(gòu)的承載力，實驗和模擬的結(jié)果相符，認為利用軟件模擬節(jié)點是可行的。陳適才等[10]研究了局部火災(zāi)對整體鋼結(jié)構(gòu)的初始破壞機理的影響，證明局部構(gòu)件破壞并不說明整體結(jié)構(gòu)的破壞。王衛(wèi)永等[11-13]研究了鋼結(jié)構(gòu)高溫下局部穩(wěn)定設(shè)計方法，并對已有的鋼材在高溫荷載下的蠕動變形模型進行分析，同時研究了考慮栓釘剪切滑移的組合梁抗火性能，結(jié)果發(fā)現(xiàn)，板件寬厚比較小時局部屈曲應(yīng)力隨寬厚比增大迅速減小，不同蠕動模型對不同荷載比、約束剛度下的約束鋼梁的抗火性能影響程度不同。研究發(fā)現(xiàn)，關(guān)于短T型連接件不同荷載比對火災(zāi)中結(jié)構(gòu)受力影響的研究報道鮮見。

筆者利用有限元模型研究不同荷載比對短T型鋼連接結(jié)構(gòu)的影響規(guī)律，通過模擬得出的節(jié)點溫度場以及T型鋼的應(yīng)變判斷T型鋼的破壞模式，旨在為短T型鋼連接抗火設(shè)計提供依據(jù)。

1 有限元模型與熱力學(xué)參數(shù)

1.1 有限元模型與網(wǎng)格劃分

選用Q235型鋼進行建模，取結(jié)構(gòu)的1/2建立有限元模型，連接處螺栓采用10.9級摩擦型高強度螺栓，此處要考慮螺栓的預(yù)緊力。梁截面尺寸為HW300 mm×200 mm×10 mm×15 mm，鋼柱的截面尺寸為HW300 mm×300 mm×10 mm×15 mm，T型鋼截面尺寸為TW250 mm×200 mm×10 mm×15 mm。為加強結(jié)構(gòu)整體的受力性能，在柱中設(shè)置厚度為12 mm的加勁肋。模型的約束形式為柱底部完全固定，柱頂部x、z方向受約束，梁端部y、z方向受約束。在柱頂和梁端上部同時施加荷載比分別為0.2、0.4、0.6的均布荷載，模型在加載外力時假設(shè)能保證鋼框架的整體穩(wěn)定性。結(jié)構(gòu)的有限元模型如圖1a所示。利用有限元模型進行熱傳遞分析與結(jié)構(gòu)受力分析需設(shè)置不同的單元格屬性，熱傳遞分析時結(jié)構(gòu)單元網(wǎng)格應(yīng)該選取DC3D8網(wǎng)格單元，而進行結(jié)構(gòu)三維受力分析時，需采用C3D8R網(wǎng)格單元，節(jié)點模型網(wǎng)格劃分如圖1b所示。

a 有限元模型

b 網(wǎng)格劃分

1.2 ISO834標(biāo)準(zhǔn)升溫模型

國際上關(guān)于抗火研究的升溫模型種類很多，這主要是因為升溫模型受到多種因素的影響。綜合各方面因素，眾多學(xué)者形成了統(tǒng)一的認識，認為在一般火災(zāi)場情況下國際標(biāo)準(zhǔn)化組織推薦的ISO834標(biāo)準(zhǔn)升溫模型[14]能較好地反映火災(zāi)場的升溫規(guī)律。文中采用該模型，其數(shù)學(xué)表達式如下：

θ(t)=345lg(8t+1)+θ0，

(1)

式中:θ(t)——t時刻的室內(nèi)平均溫度，℃；

θ0——火災(zāi)發(fā)生前的室內(nèi)平均溫度，一般取20 ℃；

t——火災(zāi)場的升溫時間，min。

1.3 熱學(xué)與力學(xué)參數(shù)

研究鋼節(jié)點的溫度場分布規(guī)律必然要對相關(guān)熱工參數(shù)進行分析?？紤]到邊界條件，一般取初始環(huán)境溫度為20 ℃，鋼節(jié)點下發(fā)生火災(zāi)時，熱量的傳遞主要通過熱輻射和熱對流兩種途徑傳遞給鋼節(jié)點。根據(jù)ISO834標(biāo)準(zhǔn)升溫模型，連接件處輻射率通常取0.5，連接件周圍的熱對流交換系數(shù)通常取25 W/(m2·℃)。

文中主要通過間接耦合的方法模擬不同荷載比情況下結(jié)構(gòu)的受力特性以及結(jié)構(gòu)的破壞模式，當(dāng)溫度場作為初始條件加載到結(jié)構(gòu)中后就需要加載外部荷載。研究整體結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)，梁端所受荷載是通過節(jié)點傳遞給柱子，而節(jié)點聯(lián)系的紐帶主要就是依靠高強度螺栓，高強度螺栓預(yù)加力的施加主要有過盈值法和預(yù)緊力法兩種。文中運用預(yù)緊力法來實現(xiàn)節(jié)點的有效連接，預(yù)緊力在有限元模型中施加主要分為三個步驟：

(1)安裝螺栓時，為使鋼節(jié)點不分離，先施加一個較小的預(yù)緊力1 kN。

(2)在結(jié)構(gòu)加載時，將1 kN的預(yù)緊力修改成真實預(yù)緊力155 kN。

(3)在結(jié)構(gòu)受力過程中，穩(wěn)定預(yù)緊力155 kN，即保持螺栓當(dāng)前長度。

文中有限元模型在受力分析時接觸面的接觸屬性不能選擇默認的“硬接觸”即摩擦系數(shù)為零，因為接觸處由于產(chǎn)生相對滑移也會傳遞庫倫摩擦力，故而應(yīng)選擇摩擦系數(shù)為0.3[15]。摩擦接觸面在分析過程中會出現(xiàn)較大的滑動，在設(shè)置時應(yīng)選用有限滑移。

由于高溫下鋼材的彈性模量發(fā)生變化，因此不能靠常溫下鋼材的應(yīng)力或應(yīng)變來判斷T型板失效，在設(shè)置鋼材的應(yīng)力應(yīng)變本構(gòu)關(guān)系時要考慮隨溫度變化的幅值關(guān)系。根據(jù)Ramberg-Osgood模型得出的應(yīng)力、應(yīng)變簡化計算式為

(2)

式中:α、n——曲線擬合參數(shù)；E——鋼材的彈性模量，MPa；σ——鋼材的應(yīng)力，MPa；ε——鋼材的應(yīng)變。

1.4 失效準(zhǔn)則

結(jié)構(gòu)失效分析避開了傳統(tǒng)意義上依靠節(jié)點的轉(zhuǎn)角過大或跨中撓度超過限值的條件來判斷，而是從T型板的應(yīng)力和應(yīng)變角度來判斷，若T型板的應(yīng)力或應(yīng)變超過限值就意味它不能再承受荷載繼而發(fā)生破壞。

結(jié)構(gòu)的荷載比是影響節(jié)點承載力的重要原因，結(jié)構(gòu)荷載最終都在連接節(jié)點的T型板處體現(xiàn)，荷載比過大會導(dǎo)致T型板遭受火災(zāi)時迅速達到極限應(yīng)力、應(yīng)變而破壞，從而導(dǎo)致整個結(jié)構(gòu)的倒塌。荷載比過小就會造成材料的極大浪費，研究T型鋼節(jié)點的荷載比就是為了合理進行結(jié)構(gòu)的荷載設(shè)計。

關(guān)于T型板失效原則國際上有很多準(zhǔn)則，其中Robertson-Ryan失效準(zhǔn)則最為常用，其計算式為：

(3)

(4)

式中:δ——構(gòu)件的最大撓度，mm；l——構(gòu)件的計算跨度，mm；h——構(gòu)件的截面高度，mm。

結(jié)合該模型實例，在火災(zāi)中T型板翼緣的變形應(yīng)屬于受彎變形，結(jié)合式(3)、(4)可得，當(dāng)dδ/dt≥0.22,δ≥6.7 mm時T型板發(fā)生失效破壞。

2 結(jié)果與分析

2.1 ABAQUS溫度場

鋼節(jié)點的溫度場與節(jié)點處熱量傳遞路徑如圖2所示。從圖2中可以看出，梁的下翼緣、螺栓以及下部的T型鋼的溫度較高，但柱翼緣的溫度相對較低。這主要是因為火災(zāi)發(fā)生的過程中空氣對流先向結(jié)構(gòu)頂板傳播，然后由于頂板阻擋而形成對流循環(huán)再由上部向下傳播到柱上。

圖2 節(jié)點溫度場與熱量傳遞

文中鋼節(jié)點主要是通過T型鋼來連接的，T型節(jié)點在火災(zāi)高溫下的力學(xué)性能決定了整個結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)，因為高溫極易造成鋼節(jié)點失效破壞，有限元軟件模擬得T型鋼板的溫度場分布如圖3a所示，T型鋼底部升溫溫度曲線如圖3b所示。

a 溫度場

b 溫度對比

Fig. 3 Comparison of temperature field and temperature of T steel

從圖3a可以看出，板上部比板下部的溫度要低，這主要是因為上部面和梁翼緣相連，由于梁翼緣的保護而不直接受火，故溫度較低。從圖3b可以看出，T型鋼底部溫度和ISO834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線兩者的溫度變化趨勢一致，且兩者溫度較為接近，但T型鋼底部的溫度始終要比ISO834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線的溫度低。這是因為熱量在傳遞過程中必然存在能量的損失，根據(jù)能量守恒定律可知ISO834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線的溫度要比T型鋼高。T型鋼構(gòu)件在火災(zāi)后期，即升溫80 min后溫度趨于973.7 ℃而保持不變。這主要是因為T型鋼構(gòu)件內(nèi)部的熱交換達到平衡，構(gòu)件本身釋放的能量等于吸收的能量，最后溫度趨于穩(wěn)定。

2.2 應(yīng)變

在0.2、0.4、0.6三種荷載比情況下進行模擬，最終得出的T型鋼應(yīng)變云圖如圖4所示。從圖4可以看出，不同荷載比的情況下，各個T型板應(yīng)變具有共性，應(yīng)變較大處首先發(fā)生在兩片鋼板交接處，這主要是因為交接處形狀突變，在此處最容易發(fā)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，最終造成此處的應(yīng)變相對于鋼板其他位置要高。隨著荷載比不斷變大，應(yīng)變從鋼板交接處開始向四周蔓延，到螺栓孔處，由于截面又發(fā)生變化，致使螺栓孔內(nèi)的應(yīng)變增長比螺栓孔外部要大。

a 荷載比0.2

b 荷載比0.4

c 荷載比0.6

Fig. 4 Strain diagram of T steel under different load ratio

2.3 時間-應(yīng)變和溫度-應(yīng)變關(guān)系

T型鋼時間、溫度與應(yīng)變關(guān)系曲線見圖5。

a 時間-應(yīng)變

b 溫度-應(yīng)變

從圖5a可以看出，當(dāng)荷載比為0.2、0.4、0.6時，在ISO834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線下， T型鋼分別在t為59、54、47 min時應(yīng)變達到了0.067，此時T型板的應(yīng)變達到破壞的臨界狀態(tài)，將發(fā)生屈服破壞。從上述的分析可知，在達到相同應(yīng)變的條件下，荷載比越大所需時間就越短。短T型鋼連接節(jié)點在受火70 min后會發(fā)生應(yīng)急突變，對結(jié)構(gòu)極為不利。

從圖5b可以看出，當(dāng)荷載比為0.2、0.4、0.6時，在ISO834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線下，溫度分別達到55、51、46 ℃時，T型鋼的應(yīng)變恰巧達到0.067，此時T型板屈服。從臨界溫度的變化趨勢上也可以看出，荷載比對T型鋼節(jié)點的臨界溫度影響較大，荷載比增大臨界溫度相對減少，這對短T型鋼結(jié)構(gòu)的抗火性能將產(chǎn)生極為不利的影響。

2.4 耐火時間與耐火溫度

由于下T型鋼主要位于受火面處，因此屬于火災(zāi)中結(jié)構(gòu)受到破壞的薄弱位置，在ISO834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線下，上T型鋼的耐火時間(tn)與耐火溫度(θn)如表1所示。

表1 上T型鋼的耐火時間與耐火溫度

Table 1 Refractory time and temperature of T steel

荷載比tn/minθn/℃0.259550.454510.65746

從表1中可以看出，荷載比增大會導(dǎo)致節(jié)點的耐火時間變短，節(jié)點的耐火溫度也會變小，即荷載比對火災(zāi)中鋼結(jié)構(gòu)T型鋼連接件的受力性能影響較大。

3 結(jié) 論

(1)ABAQUS模擬結(jié)果顯示，靠近火源的下T型板溫度始終要比模型加載的ISO834標(biāo)準(zhǔn)升溫模型溫度低，并在80 min時連接件溫度趨于973.7 ℃不變，之后持續(xù)的火災(zāi)對結(jié)構(gòu)的承載力將不會產(chǎn)生不利影響。

(2)T型板較大應(yīng)力首先在鋼板交接處形成，隨著荷載比的增大應(yīng)變向四周擴散，由此可見鋼板交接處是結(jié)構(gòu)的薄弱位置，需通過構(gòu)造措施加強。

(3)在相同受火時間下，結(jié)構(gòu)同一位置處的應(yīng)變隨著荷載比的增大而增大，荷載比過大會導(dǎo)致節(jié)點的應(yīng)變過早地超過鋼材的極限應(yīng)變而失效。

(4)T型節(jié)點的臨界溫度受荷載比的影響較大，當(dāng)荷載比增大時，節(jié)點的臨界溫度將會減小，從而影響結(jié)構(gòu)的承載性能。

(5)短T型鋼連接節(jié)點在受火70 min后會發(fā)生應(yīng)變突變，對結(jié)構(gòu)極為不利。

[1] 李曉東, 董毓利, 呂俊利. 軸心受壓H型截面鋼柱火災(zāi)行為的試驗研究[J]. 實驗力學(xué)， 2005, 20(3): 328-334.

[2] 王 濤. T型鋼半剛性連接節(jié)點在靜載下的力學(xué)性能及其加強方式研究[D]. 南寧： 廣西大學(xué)， 2013.

[3] 黃海棠. T型鋼梁柱半剛性連接節(jié)點在靜載作用下的極限承載力研究[D]. 南寧： 廣西大學(xué)， 2012.

[4] 李澤深， 李秀梅， 鄭小偉， 等. T形鋼連接梁柱半剛性節(jié)點滯回性能試驗研究及數(shù)值分析[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報， 2014， 35(7)： 61-68.

[5] 王元清， 張一舟， 舒興平， 等. 端板連接半剛性節(jié)點對多層鋼框架設(shè)計的影響[J]. 青島理工大學(xué)學(xué)報， 2010， 31(1)： 33-37.[6] 舒興平， 胡習(xí)兵. T型鋼半剛性連接節(jié)點的承載力分析[J]. 鋼結(jié)構(gòu)， 2005， 20(5)： 35-40.

[7] 劉 焦. T型鋼半剛性連接節(jié)點受力性能研究[D]. 沈陽： 沈陽建筑大學(xué)， 2008.

[8] 范圣剛， 舒贛平， 霍昌盛. 高強度螺栓受剪連接抗火性能試驗研究[J]. 東南大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版)， 2012, 42(6)： 1180-1186.

[9] Sarraja M, Burgessa I W, Davisona J B, et al. Finite element modeling of steel fin plate connections in fire[J]. Fire Safety Journal, 2007， 42(6): 408-415.

[10] 陳適才， 田相凱， 張 磊， 等. 局部火災(zāi)引起整體鋼結(jié)構(gòu)倒塌初始破壞機理的試驗研究[J]. 防災(zāi)減災(zāi)工程學(xué)報， 2015, 35(1): 113-118.

[11] 王衛(wèi)永， 楊興才， 王 彬， 等. 軸心受壓鋼構(gòu)件高溫下局部穩(wěn)定設(shè)計方法[J]. 重慶大學(xué)學(xué)報， 2015, 38(3): 47-57.

[12] 王衛(wèi)永， 何平召. 蠕變模型對約束鋼梁抗火性能分析的影響[J]. 土木建筑與環(huán)境工程學(xué)報， 2015, 37(5): 41-47.

[13] 王衛(wèi)永， 李國強， 陳玲珠， 等. 鋼筋桁架樓承板鋼組合梁抗火性能試驗研究[J]. 土木工程學(xué)報， 2015, 48(9): 67-75.

[14] 中華人民共和國公安部. GB 50016—2006 建筑設(shè)計防火規(guī)范[S]. 北京： 中國計劃出版社， 2013.

[15] 石亦平， 周玉蓉. ABAQUS有限元分析實例與講解[M]. 北京： 機械工業(yè)出版社， 2006: 304-305.

(編校 荀海鑫)

Load ratio effect on fire resistance of short T steel connections

JiangFengguo，PanYahao，ZhengZhongyuan

(School of Civil Engineering, Heilongjiang University of Science & Technology, Harbin 150022, China)

The steel structure damage in fire disasters is not only associated with the strength and stiffness degradation of the steel under high temperature, but also is very sensitive to external load. The study involves analyzing the temperature field of short T steel connections under different load ratio and indirect thermal-mechanical coupling using finite element method for loading ISO834 standard heating curve; performing the theoretical calculation of the ultimate bearing capacity; and ultimately determining the mode of structure failure. The results show that T section steel structures tend to have constant temperature 973.7 ℃ in 80 min after fire occurrence; after that, the sustained fire will not produce any adverse effect on the bearing capacity of the structure; T plate steel plate junctions are more likely to form stress concentration phenomenon, suggesting a larger stress and an easier failure; stress in plate junction tends to increase and extend around as the loading ratio increases, weakening the T section steel mechanical performance under high temperature; and strain in the same location of the structure tends to increase as the loading ratio increases under the same fire time, indicating that critical temperature in T type node is strongly influenced by load ratio; and an increase in loading ratio is followed by a decrease in nodes of the critical temperature. The research could provide a basis for the design of short T steel connections in fire.

T-connection; fire resistance; temperature rising models; finite element method

2017-03-09；

2017-06-05

黑龍江省博士后科研啟動金資助項目(LBH-Q13141)

姜封國(1977-)，男，黑龍江省雞西人，副教授，博士，研究方向：結(jié)構(gòu)可靠性分析和防災(zāi)減災(zāi)，E-mail:jiangfg123@126.com。

10.3969/j.issn.2095-7262.2017.05.016

TU391

2095-7262(2017)05-0526-05

A