劉鏈波 王新堂 周 明 朱 杰 張家亮

(1.寧波大學科學技術學院 建筑工程學院， 浙江寧波 315300； 2.寧波工程學院建筑與交通工程學院， 浙江寧波 315210)

鋼結構梁柱節(jié)點抗火性能的研究始于20世紀90年代，目前已有大量的相關研究報道。李俊華等通過試驗研究了火災后型鋼混凝土柱-鋼梁節(jié)點抗震性能，指出火災后型鋼混凝土柱-鋼梁節(jié)點的抗震性能仍較好[1]。薛景宏等對矩形鋼管混凝土翼緣梁與柱節(jié)點火災過程中的滯回性能進行了研究，得到了火災中的滯回性能[2]。金秀蓮等對梁端約束H形鋼梁-柱節(jié)點進行了火災行為試驗研究，分析了防護措施及軸壓比對梁柱節(jié)點火災響應的影響[3]。李國華等對火災后SRC柱-RC梁節(jié)點的滯回性能進行了試驗研究[4]，對比分析了過火時間對各項滯回性能指標的影響。李僥婷等提出了考慮約束組合梁與組合節(jié)點相互作用的實用抗火計算方法[5]，此方法為多高層建筑鋼結構抗火設計提供了實用手段。

Lawson對8組不同類型的鋼結構梁柱節(jié)點進行了抗火試驗，獲得了節(jié)點在不同荷載比下的臨界溫度和耐火時間[6]。Qian等對6組鋼結構連接節(jié)點進行了火災試驗，獲得了4組溫度曲線下構件表面的溫度響應及火災行為[7]。Elsawaf等通過ABAQUS軟件模擬了鋼管混凝土柱與鋼梁約束連接節(jié)點的火災試驗，并分析了該節(jié)點的火災行為以及火災后節(jié)點的性能[8]。Qiang等對1組高強鋼柱-梁端板連接節(jié)點進行了火災試驗，分析了該節(jié)點在550 ℃高溫條件下的抗火性能，并與普通鋼柱-梁端板連接節(jié)點的抗火性能進行了比較[9]。

綜上，現(xiàn)有文獻對火災后鋼結構梁-柱節(jié)點的力學性能研究很少涉及。針對目前火災后梁柱節(jié)點相關性能研究不足的情況，本文通過對6組梁柱節(jié)點試件(JD2-2未經(jīng)過受火試驗)進行火災后的擬靜力試驗研究，分析了各試件構造及參數(shù)對火災后梁柱節(jié)點抗震性能的影響，并得到了有一定參考價值的結論。

1 試驗概況

1.1 試件制作

本試驗總共制作了7組試件，梁柱節(jié)點連接均為端板連接，節(jié)點編號及基本特征參數(shù)見表1。試件的梁柱構件均采用H型鋼，其中鋼柱截面規(guī)格為HM244×175×8×12，高3.25 m，梁截面規(guī)格為HM200×175×8×10，長2.4 m，端板與鋼柱的連接均采用10.9級M20高強螺栓，具體尺寸與構造特征見圖1、圖2。

表1 試件的基本特征參數(shù)Table 1 Basic characteristic parameters of specimens

圖1 梁柱節(jié)點構造 mmFig.1 Details of beam-column joint

圖2 一端外伸端板連接節(jié)點(5-5剖面) mmFig.2 Section 5-5 of the connection joint of extended end plate at one end

對于節(jié)點采用防護措施的試件(實木包裹和輕質硅酸鋁纖維棉包裹)，具體做法見圖3。

a—實木包裹； b—硅酸鋁纖維棉包裹。圖3 兩種防護措施Fig.3 Two protective measures

1.2 試驗用材主要指標

用于制作試件的鋼材均采用Q345鋼，其力學性能指標按照GB/T 228.1—2010《金屬材料 拉伸試驗 第1部分：室溫試驗方法》和GB/T 2975—1998《鋼及鋼產(chǎn)品力學性能試驗取樣位置和試樣制備》的規(guī)定，具體對3種厚度的板材(每種制作3個標準試件)做了材性試驗，并取其平均值。試驗結果見表2。

表2 鋼材的強度指標Table 2 Strength indexes of steel

2 試驗過程

2.1 受火試驗

本試驗所用耐火實驗爐的凈空尺寸為3.6 m×1.5 m×3.4 m，設計最高爐溫為1 200 ℃。試驗過程中整個爐溫的變化由終端控制系統(tǒng)控制。對爐溫的測量，由置于試驗爐內不同位置的4根WRK-010型熱電偶實現(xiàn)，其分布如圖4所示。試件表面溫度用WRK-101熱電偶量測，測點分布見圖5，并通過溫度控制系統(tǒng)自動記錄。

圖4 爐內布置平面Fig.4 Layout plan of furnace

a—無包裹試件的熱電偶分布； b—有包裹試件的熱電偶分布。圖5 試件表面溫度測點分布Fig.5 Temperature distribution on the surface of the specimen

試件安裝前，首先按要求將梁柱構件用高強螺栓可靠連接后形成節(jié)點。通過所研制的滑動裝置將梁的外伸端與反力架的鋼柱連接，實現(xiàn)對梁端的轉動約束。在受火過程中，為防止鋼柱因突然失穩(wěn)而在柱頂產(chǎn)生較大位移，在柱頂側向設置了約束。同時為了模擬真實結構中梁所受到的豎向作用，在梁的外伸端三分點處設置一千斤頂，用于施加豎向集中力，并在千斤頂與反力柱端板之間放置一傳感器，用于力的控制與量測。安裝完成后，整個節(jié)點在火災實驗爐中的布置見圖6。

圖6 梁柱節(jié)點火災試驗安裝示意Fig.6 Installation diagram of fire test for beam-column joint

試件的受火試驗過程為：對柱頂和梁端分別施加荷載，穩(wěn)定約5 min后再點火升溫，各組試件的具體受火特點和保護形式見表1。圖7為6組受火試件在火災試驗過程中平均爐溫和試件表面測點的響應溫度。

由圖7火災試驗的升溫曲線可以看出：對無任何防護措施的裸鋼試件(JD1-1、JD1-3、JD3-1以及JD5-1)，升溫時節(jié)點的響應溫度與爐內溫度雖然不同，但變化規(guī)律基本接近。在恒溫階段，試件表面溫度緩慢上升，最終基本接近但略小于平均爐溫，鋼梁表面溫度越靠近節(jié)點越高。在降溫階段，爐溫與試件響應溫度幾乎同步下降，但試件表面響應溫度下降速度要慢于爐溫下降速度，且很快爐溫要低于試件表面溫度。

a—JD1-1； b—JD1-3； c—JD2-3； d—JD3-1； e—JD4-1； f—JD5-1。圖7 6組受火試件表面響應溫度與平均爐溫曲線Fig.7 Relations between surface response temperature and average furnace temperature of 6 groups of specimens subjected to fire

對采用實木包裹節(jié)點的試件(JD4-1)，當爐溫達到300 ℃左右時，木材開始燃燒；當爐溫達到設定的最高溫度后，節(jié)點處的溫度仍在150 ℃以下；當受火30 min、爐溫700 ℃保持恒溫15 min后，木材完全炭化，節(jié)點位置的溫度仍低于爐溫；之后由于沒有木材的保護，節(jié)點處的溫度略高于爐溫?？梢妼嵞景?jié)點在受火初期，可以阻止試件的升溫，使試件表面溫度保持在較低的狀態(tài)；當木材完全炭化且全部掉落后，則試件表面溫度與無實木保護的節(jié)點溫度一致。

對于鋼柱和鋼梁均采用硅酸鋁纖維棉包裹的試件(JD2-3、JD4-1)，在升溫階段，硅酸鋁纖維棉包裹處的表面溫度上升很慢，且只達到150 ℃左右；在恒溫階段，試件表面溫度緩慢上升，最終的表面溫度在550 ℃以下；在冷卻階段，試件表面溫度開始下降，但由于硅酸鋁纖維棉的導熱系數(shù)較小，使得降溫速度較慢，當爐溫下降到幾十度時，試件測點的溫度仍有近200 ℃?？梢?，硅酸鋁纖維棉能有效阻隔火焰對試件的直接作用，降低升溫速度，保證試件表面溫度不至于過高而導致其破壞。

受火試驗后，將受火試件從爐中取出，各試件的外觀變形特征與表面顏色見圖8。其中，試件JD1-3表面的響應溫度高達800 ℃，以節(jié)點為拐點，柱整體呈S形，上端出現(xiàn)嚴重的失穩(wěn)屈曲，試件因整體失穩(wěn)而破壞，不適合繼續(xù)承受荷載?？梢姡嚰谑芑饻囟冗_到一定程度，并且在沒有任何防護措施的情況下，將導致受火試件整體失穩(wěn)破壞。

a—JD1-1； b—JD1-3； c—JD2-3； d—JD3-1； e—JD4-1； f—JD5-1。圖8 冷卻后各試件的外觀特征Fig.8 Appearance characteristics of each specimen after cooling

2.2 火災后試驗

2.2.1試驗概況

試件受火冷卻后取出，試驗采用擬靜力試驗對6組試件(JD1-1、JD2-2、JD2-3、JD3-1、JD4-1以及JD5-1)進行低周反復加載，考察火災后梁柱節(jié)點核心部位的受力特征及其相關性能。由于試件JD1-3在受火試驗后已整體失穩(wěn)破壞，故不對此組試件進行加載試驗?；馂暮蟮墓?jié)點擬靜力試驗裝置見圖9。

圖9 火災后節(jié)點擬靜力試驗示意Fig.9 The schematic diagram of quasi-static test of joints after fire

在整個試驗過程中，通過千斤頂直接施加在柱頂?shù)呢Q向荷載保持不變，MTS電液伺服系統(tǒng)通過位移控梁端循環(huán)加載的方案為：首先通過MTS電液伺服系統(tǒng)加載，梁端產(chǎn)生向下的2 mm位移，接著梁端位移恢復至0 mm，然后反向加載至2 mm，再恢復至0 mm，完成一個加載循環(huán)。每個位移周期循環(huán)3次，加載和卸載速度均為0.5 mm/s，3次循環(huán)結束后進行下一個位移周期的循環(huán)。位移增加步長為2 mm，當位移完成20 mm的三次循環(huán)后，之后以5 mm為一個增量步長進行循環(huán)，此時加卸載速度增大為1 mm/s，循環(huán)至節(jié)點發(fā)生破壞時停止加載。

制在梁端施加循環(huán)荷載，加載循環(huán)方式見圖10。

圖10 梁端循環(huán)加載方式Fig.10 Cyclic loading mode at beam ends

試驗中需確定節(jié)點處梁柱的相對轉角以及節(jié)點部位的受力特點。為此布置了6個位移測點，其中在鋼梁上翼緣設置2個豎向測點，在梁柱節(jié)點的上下柱翼緣上分別設置2個水平測點；柱的翼緣、腹板及端板粘貼有三向電阻應變花，梁端的上下翼緣和腹板粘貼有單向電阻應變片。位移計及應變片的布置見圖11、圖12。

圖11 位移計布置Fig.11 Arrangements of displacement meters

圖12 應變片布置Fig.12 Arrangements of strain gages

2.2.2試驗現(xiàn)象描述

試驗結果顯示，6組試件在低周反復荷載作用下的破壞歷程均為5個階段：第1階段(加載初期)，試件節(jié)點位置的氧化膜開始剝落；第2階段，螺栓出現(xiàn)松動，端板與梁翼緣的焊接連接處出現(xiàn)未開裂的裂痕；第3階段，端板與梁翼緣的焊接連接處出現(xiàn)不連貫的微小裂縫，且在往復荷載作用下，受拉時張開，受壓時閉合；第4階段，端板與梁翼緣的焊接處裂縫出現(xiàn)延伸，焊接處的端板出現(xiàn)水平裂縫，同時變形增大；第5階段(破壞階段)，端板與梁翼緣的焊接處形成貫通裂縫，出現(xiàn)在端板自身的水平裂縫向內部擴展，變形繼續(xù)增大，荷載明顯下降。6組試件的最終破壞見圖13。

a—JD1-1； b—JD2-2； c—JD2-3； d—JD3-1； e—JD4-1； f—JD5-1。圖13 試件破壞形態(tài)Fig.13 Failure modes of specimens

3 試驗結果分析

3.1 M-θ滯回曲線

由圖14可見，在加載初期試件屈服之前，M-θ滯回曲線基本呈線性變化；隨著彎矩的增大，轉角緩慢增大，屈服后轉角變化加快；當達到最大荷載時，對應的相對轉角在0.03～0.04 rad附近，破壞時的轉角為0.05 rad。6組試件的極限轉角均大于0.03 rad，表明這類節(jié)點具有良好的轉動能力。

a—JD1-1； b—JD2-2； c—JD2-3； d—JD3-1； e—JD4-1； f—JD5-1。圖14 M-θ滯回曲線Fig.14 M-θ hysteretic curves

由圖2構造可知，試件JD4-1為一端外伸端板連接節(jié)點，因端板上下不對稱，則上下兩個方向可承受的彎矩相差較大。當梁端集中力向下作用時(彎矩為正)，最大彎矩達到70 kN·m，而相反方向(向上加載時)的最大彎矩只有50 kN·m；而且由于螺栓較多，其滯回曲線的捏縮比較嚴重，滯回環(huán)基本呈Z型。

試件JD2-2未受火災作用，將其滯回曲線與其他受火試件的滯回曲線相比發(fā)現(xiàn)，當達到最大彎矩后，試件JD2-2在彎矩下降后變形能力仍很大；而其他受火試件在達到最大彎矩后，后期的轉角(轉動能力)變化較小。

3.2 M-θ骨架曲線

增加一排連接螺栓的試件JD4-1(圖15)，在正向轉角時，其承受的最大彎矩有所提高，與其他雙排螺栓相比，其最大彎矩增幅達到27%，JD4-1曲線中最大彎矩所對應的轉角也比其他節(jié)點平均增大了20%，但反向加載時，由于螺栓的不對稱，承受的彎矩會下降。此類節(jié)點適用于非抗震區(qū)；受火試件JD2-3的轉動剛度比未受火試件JD2-2的小，JD2-3的初始切線剛度較JD2-2的下降了48%，彎矩減小10%左右，在達到最大彎矩后，未受火試件仍表現(xiàn)出良好的轉動能力。

圖15 M-θ骨架曲線Fig.15 M-θ skeleton curves

3.3 節(jié)點承載力分析

由表3可見，試件JD2-3較JD1-1的承載力提高較大，正向加載上升約7.0%，反向加載提高約20.0%，說明端板厚度對火災后節(jié)點承載力的提高影響較大，這是由于火災后節(jié)點的最終破壞基本上是由端板處連接焊縫的擴展及端板自身的開裂引起的；試件JD3-1較JD1-1的承載力提高不大，正向加載上升約2.2%，反向加載提高約5.0%，說明端板加勁肋的設置對火災后節(jié)點承載力的提高作用不明顯；試件JD4-1的正向加載承載力要高于其他節(jié)點的相應承載力，這是由于螺栓數(shù)量的增多，導致火災后節(jié)點破壞形態(tài)轉變?yōu)殇撝砭壟c腹板連接焊縫的拉裂，說明適當增加螺栓數(shù)量可以改善節(jié)點的受力性能；試件JD5-1較JD1-1的承載力提高不大，說明端板下設置抗剪支托對火災后節(jié)點承載力的提高作用不大；試件受火后的強度出現(xiàn)下降，受火試件JD2-3各階段的荷載均比未受火試件JD2-2的小，且下降10%左右，而對應的變形有所增加，可見火災作用使節(jié)點的剛度和強度均有所下降(變形增大、極限荷載下降)。

表3 節(jié)點各階段特征荷載及對應位移值Table 3 Characteristic loads and corresponding displacement values at each stage of joints

3.4 剛度退化

由圖16可見，在加載初期，火災后節(jié)點剛度有較明顯的退化趨勢，隨著位移的增大，節(jié)點剛度下降變緩，這是由于彈塑性變形損傷的不斷積累導致節(jié)點剛度下降；試件JD2-3的節(jié)點剛度較其他節(jié)點下降緩慢，說明節(jié)點端板厚度越大，剛度下降越慢；火災后試件JD3-1和JD5-1的節(jié)點初始剛度較其他同類型節(jié)點大，說明梁端設置加勁肋和端板下部設置抗剪支托可以有效增大節(jié)點剛度；受火試件JD2-3較未受火試件JD2-2的初始剛度較小，二者的差距在60%左右，說明火災作用使節(jié)點初始剛度下降較多，并且受火節(jié)點剛度較未受火節(jié)點下降較慢，這是由于受火節(jié)點開始已有損傷，但最終破壞時二者的剛度基本接近。

圖16 剛度退化曲線Fig.16 Stiffness degradation curves

3.5 延性及耗能能力

由表4可見，試件JD3-1與JD5-1的節(jié)點延性系數(shù)較試件JD1-1大，說明梁端設置加勁肋和端板下部設置抗剪支托可以提高火災后節(jié)點的延性；比較試件JD2-3和JD1-1發(fā)現(xiàn)，端板厚度對改善火災后節(jié)點的延性作用不大；比較試件JD2-2和JD2-3發(fā)現(xiàn)，受火后節(jié)點的屈服點和極限點相對轉角雖然有所增大，但其延性卻有所下降；由試件JD4-1的數(shù)據(jù)可知，該類型節(jié)點的延性系數(shù)明顯提高，這是由于螺栓數(shù)量的增多，導致火災后節(jié)點破壞形態(tài)轉變?yōu)殇撝砭壟c腹板連接焊縫的拉裂，可見增加螺栓數(shù)量可以提高節(jié)點的延性。

表4 節(jié)點的延性系數(shù)Table 4 Ductility factors of joints

比較試件JD2-3和JD1-1發(fā)現(xiàn)(表5)，端板厚度的增加可以改善火災后節(jié)點的耗能能力；試件JD3-1、JD5-1的最大等效黏滯阻尼系數(shù)較試件JD1-1大，說明梁端設置加勁肋和端板下部設置抗剪支托可以有效提高火災后節(jié)點的耗能能力，可見節(jié)點構造對耗能能力的影響較大；受火試件JD2-3與未受火試件JD2-2的最大等效黏滯阻尼系數(shù)一樣大，說明火災作用對節(jié)點的耗能能力無影響；一端外伸端板連接試件JD4-1的等效黏滯系數(shù)較小，并且該值小于鋼筋混凝土節(jié)點[10]，可見該類型節(jié)點不適用于有抗震要求的建筑；除試件JD4-1外，其余火災后節(jié)點的等效黏滯系數(shù)均大于0.170，可見兩端外伸端板連接試件具有良好的耗能能力。

表5 試件最大等效黏滯阻尼系數(shù)heTable 5 Maximum equivalent viscous damping coefficients of specimens

4 結 論

1)受火后的兩端外伸端板梁-柱連接節(jié)點具有良好的變形及耗能能力；受火后的一端外伸端板連接梁-柱節(jié)點則上下兩個方向可承受的彎矩相差較大，耗能能力較弱。

2)火災作用使節(jié)點的強度、剛度及延性均有所下降，對耗能能力無影響。

3)端板厚度的增加可以提高火災后端板連接梁-柱節(jié)點的承載力和耗能能力，減緩火災后節(jié)點剛度的下降趨勢，但對改善火災后該類節(jié)點的延性作用不大。

4)梁端設置加勁肋和端板下部設置抗剪支托可以提高火災后梁柱節(jié)點的延性及耗能能力，有效增大火災后節(jié)點的剛度，但對火災后節(jié)點承載力的提高不明顯。

5)適當增加螺栓數(shù)量，可以改善火災后梁柱節(jié)點的延性及受力性能。