方鋼管混凝土柱-外環板式組合梁節點在地震損傷后的耐火性能分析

王文達，陳潤亭

(1. 蘭州理工大學土木工程學院，蘭州 730050；2. 蘭州理工大學甘肅省土木工程防災減災重點實驗室，蘭州 730050)

震后火災是人類面臨最常見的次生災害之一。根據以往國內外的震害數據，地震次生火災造成的損失甚至比地震本身及普通火災本身造成的損失更嚴重，因此結構震后耐火性能引起了結構工程師的廣泛關注。目前，Zaharia 等[1]對抗彎鋼框架進行了震后火分析。結果表明：框架耐火極限隨著地震損傷程度加大逐漸減小。Ronagh 等[2]對鋼筋混凝土門式框架進行了震后火災作用下的數值模擬。結果表明：隨著地震損傷程度加重，門式框架耐火極限越來越低。Song 等[3]進行了兩組壁厚不同的焊接工字鋼梁-方鋼管柱節點在不同地震損傷程度下的火災試驗。結果表明：經歷嚴重損傷的節點耐火性能明顯降低。Suwondo 等[4]對遭受地震作用后的復合樓板進行了耐火性能研究。結果表明：防火絕緣材料的分層顯著地減小了混凝土樓板張拉薄膜效應的發展，通過增加樓板厚度以及混凝土防火保護等級可以增強樓板的耐火性能。Talebi等[5]對鋼管混凝土柱在地震后火災作用下的性能進行了有限元分析。結果表明：在柱中間形成的地震損傷對構件耐火性能影響較大。Vitorino等[6]利用數值分析方法對震損后的鋼筋混凝土框架結構進行了熱分析和力學分析。結果表明：地震對鋼筋混凝土框架的破壞降低了框架的耐火性能。Zhou 等[7]運用有限元分析方法對有防火保護的鋼框架結構在中強度地震作用下的剩余抗火能力進行了分析。熱-力分析結果表明：地震后防火保護的損傷可導致結構防火性能顯著降低。上述研究對象主要有鋼框架、鋼筋混凝土框架、鋼管混凝土柱及純鋼結構節點等，對組合梁節點研究較少，尤其是考慮地震對防火保護層脫落影響的方鋼管混凝土柱-外環板式組合梁節點，因此有必要對該類節點的震后耐火性能開展研究。

本文在合理考慮地震對防火保護層脫落影響的基礎上，利用ABAQUS 建立了節點在不同震損程度后的耐火性能有限元模型，研究其先后經歷柱端往復荷載作用和升溫作用下的力學性能，分析前期損傷及三種不同受火工況對該類節點耐火性能的影響。

1 節點設計

為了與已有節點火災試驗進行類比，火災典型算例設計參考《鋼管混凝土結構技術規范》(DB50936?2014)[8]及文獻[9]設計了方鋼管混凝土柱-外環板式組合梁節點CFSTEFJ-1 的計算模型。文獻[9]設計火災試驗試件時根據爐膛大小設計了鋼筋混凝土樓板尺寸，爐膛外的節點鋼梁上沒有樓板，如圖1 所示為CFSTEFJ-1 節點幾何尺寸及構造。節點方柱尺寸為□300 mm×300 mm×5 mm，鋼梁尺寸為260 mm×120 mm×9.1 mm×9.1 mm，梁柱跨度為5600 mm×3750 mm；樓板尺寸為2400 mm×1000 mm ×100 mm，樓板內采用單排φ7 mm×70 mm尺寸的栓釘，栓釘間距為75 mm，樓板內雙層配置直徑為8 mm 的鋼筋，沿樓板長度方向及寬度方向的間距均為140 mm，上下層鋼筋網的間距為40 mm。節點各部件的材料屬性參考文獻[9]，具體如表1 所示。

2 數值模型建立

方鋼管混凝土柱-外環板式組合梁節點震后耐火極限模型創建共分三個步驟：1)建立組合梁節點經歷柱端循環往復荷載作用的有限元模型；2)建立組合梁節點在溫度場下的有限元模型，本文溫度場建?？紤]滯回損傷和變形對防火保護層脫落的影響；3)運用ABAQUS 中的數據傳遞功能，在熱力學場模型中的預定義場管理器中創建3 個預定義場，在預定義場1 中將滯回模型算出的文件導入作為節點耐火極限計算的初始狀態。在預定義場2 中，設置整個節點處于室溫。在預定義場3 中，將溫度場算得的odb 文件導入，對節點進行升溫。

2.1 材料本構關系模型

混凝土滯回計算采用ABAQUS 中的塑性損傷模型，在循環往復荷載作用下的受壓應力-應變關系曲線選用文獻[10]建議的表達式，如下式所示：

圖1 節點CFSTEFJ-1 幾何尺寸及構造 /mm Fig.1 Geometric dimension and configuration of joint CFSTEFJ-1

在循環往復荷載作用下的受拉應力-應變關系曲線選用文獻[11]建議的表達式，如下式所示：

損傷因子選用文獻[12]給出的計算公式，見式(3)～式(4)：

本文溫度場計算采用文獻[13]建議的鋼材和混凝土熱工性能表達式?；炷恋膶嵯禂?λc)

表達式、比熱(Cc)表達式分別見式(5)～式(6)，混凝土的容重取為：ρc=2400 kg/m3。

混凝土在高溫下的應力-應變關系模型選用文獻[13]給出的核心混凝土高溫本構模型。鋼材在往復荷載作用下的應力-應變關系選用ABAQUS中的雙折線隨動強化模型。

鋼材的導熱系數(λs)表達式、比熱(Cs)表達式分別見式(7)～式(8)，鋼材的容重取為：ρs=7850 kg/m3。

而高溫下的應力-應變關系模型選用文獻[13]提出的模型，表達式如下：

表1 試件主要參數Table 1 Main parameters of specimens

2.2 典型算例網格劃分、單元類型及邊界條件

為保證同一節點滯回模型、溫度場模型、熱力學場模型的網格對應以便數據的正確讀入，三類模型網格劃分必須一致。如圖2 所示為節點網格劃分及滯回計算邊界條件。圖2(a)為組合梁節點的網格劃分圖，在劃分網格時需要注意的是相接觸部件的網格劃分盡量保持一致。在滯回模型中，鋼管、混凝土、螺栓、栓釘、連接板均采用縮減積分格式的八節點三維實體單元C3D8R，鋼筋選用桁架單元。在各部件之間的接觸中，栓釘與鋼梁為綁定，栓釘與樓板為嵌入，樓板與鋼梁為面面接觸，鋼筋與樓板為嵌入，樓板與鋼管為面面接觸。鋼管和混凝土之間采用面面接觸，鋼管為主面，混凝土為從面，法向采用“Hard”接觸模型，切向采用庫倫摩擦模型，摩擦系數取0.6[14]；螺栓與鋼材以及鋼材與鋼材之間的界面接觸也采用面面接觸來實現，摩擦系數取0.45[15]。圖2(b)為節點滯回計算的邊界條件。滯回計算共分兩步：第一步在柱頂蓋板中心的耦合點處施加軸向壓力；第二步在柱頂的蓋板處施加x 方向的往復位移，模擬柱端的水平往復作用。溫度場模型的單元類型均選用Heat Transfer 單元，無需設置邊界條件，將滯回模型中的所有面面接觸改為綁定接觸。熱力學場模型的單元類型及接觸類型與滯回模型一致，震后火計算共分兩步：第一步在柱頂蓋板中心的耦合點處施加軸力；第二步傳遞第一步的柱頂軸力并在梁端施加集中力且在預定義場中將溫度場算出的ODB 文件導入。

圖2 節點網格劃分及滯回計算邊界條件Fig.2 Meshing of joint and boundary conditions of hysteretic numerical simulation

2.3 典型算例三種受火工況

如圖3 所示為節點的三種受火工況。圖3(a)為受火工況1，即：樓板下翼緣以下區域受火；圖3(b)為受火工況2，即：樓板上翼緣以上區域受火；圖3(c)為受火工況3，即：樓板上翼緣以上區域及樓板下翼緣以下區域均受火。

圖3 節點CFSTEFJ-1 的三種受火工況Fig.3 Three fire cases of joint CFSTEFJ-1

2.4 損傷指數的選取

合理定義損傷指數D 是評估地震造成結構損傷的可靠依據，文獻[16]基于Park-Ang 提出的以超越位移和累積滯回耗能為參數的地震損傷模型，通過對試驗數據的回歸分析得到了適用于方鋼管混凝土柱損傷因子的計算公式，由于本文是對節點柱頂施加循環往復荷載以實現地震損傷，水平荷載主要由柱承擔，因此節點CFSTEFJ-1 可以采用文獻[16]提出的公式來近似計算損傷指數，公式如下：

式中：δm為構件在地震作用下的最大變形；δu為構件在單調加載時的極限位移；dE為構件在地震作用下的累積滯回耗能；Py為構件的屈服力；β 為耗能因子，取0.042；

3 模型驗證

3.1 滯回試驗數值模擬

采用上述建模方法對文獻[17]中方鋼管混凝土柱-鋼梁外環板式框架中節點SJ-21 的滯回試驗進行數值模擬。節點柱截面尺寸為120 mm×3.46 mm，鋼梁尺寸為160 mm×80 mm×3.53 mm×3.53 mm，梁柱跨度為1500 mm×1050 mm，軸壓比為0.04。試驗時在節點柱頂施加恒定的軸力，并在柱頂施加水平低周往復荷載，節點柱上、下端及左、右梁的邊界條件均為鉸接。試件SJ-21 有限元模型與試驗破壞形態對比見圖4。試驗實測結果與有限元計算的荷載-位移關系曲線對比見圖5。如圖4 所示：試件SJ-21 有限元模型外環板區域發生了較明顯變形，梁端翼緣與腹板鼓曲(虛線圈出)明顯，與試驗破壞形態一致。如圖5 所示：有限元計算節點的前期剛度、承載力、耗能能力均與試驗結果吻合較好。綜合圖4、圖5 對比，驗證了本文建模方法的正確性。

圖4 試驗與模擬破壞形態對比Fig.4 Comparison between experimental and simulated failure modes

圖5 荷載-位移關系曲線計算結果與實測結果對比Fig.5 Comparison between simulated and experimental results

3.2 火災試驗數值模擬

采用上述建模方法對文獻[9]中的方鋼管混凝土柱-外環板式組合梁節點JL2 的耐火試驗進行有限元模擬，JL2 為局部區域受火(樓板下翼緣以下區域受火)。柱截面尺寸為300 mm×5 mm，樓板尺寸為2400 mm×1000 mm×100 mm，鋼梁尺寸為260 mm×120 mm×9.1 mm×9.1 mm，梁柱跨度為5600 mm×3750 mm，梁柱線剛度比為0.3，柱端火災荷載比為0.4，梁端火災荷載比為0.1。試驗之前，用起重機將節點傳送到爐內，將方鋼管混凝土柱的兩端安裝在定向鉸支座上。試驗時，柱的上下端均為鉸接，并在柱頂有一個恒定的軸向壓力，梁端作用恒定的豎向力。實測結果與有限元計算的位移-時間關系曲線對比見圖6。如圖6 所示：本文計算值、文獻[9]計算值與試驗實測值三者誤差在合理范圍內，驗證了本文建模方法的正確性。

3.3 震后火試驗數值模擬

采用上述建模方法對文獻[3]中直接焊接工字鋼梁-方鋼管節點CWH5EF22 的震后火試驗進行有限元模擬。節點柱截面尺寸為200 mm×4.76 mm，鋼梁尺寸為131.6 mm×203 mm×5.14 mm×6.64 mm。節點命名中“EF”代表先滯回后受火，“EF”后面的數字代表試驗升溫前滯回加載的圈數。柱端底部的自由度全部約束，在柱端頂部只放開軸向自由度并施加50 kN 的恒定軸向力，升溫試驗中在梁端荷載加載點處施加恒定荷載。文獻中的損傷指數由Park-Ang 公式計算得到，節點CWH5EF22的損傷指數為0.05。梁端豎向位移以向下為正，在位移-時間關系曲線中t=0 s 時對應的初始位移為升溫前節點梁端恒載施加后的初始位移，可以看出前期滯回損傷削弱了節點剛度。試件CWH5EF22有限元模型與試驗破壞形態對比見圖7。試驗實測結果與有限元計算的位移-時間關系曲線對比見圖8。如圖7 所示：試件CWH5EF22 有限元模型與試驗破壞位置均為與鋼梁上翼緣接觸的鋼管處發生明顯的鼓曲。如圖8 所示：有限元計算與試驗實測結果吻合較好。綜合圖7、圖8 對比，驗證了本文建模方法的正確性。

圖6 位移-耐火極限關系曲線計算結果與實測結果對比Fig.6 Comparison between simulated and experimental results

4 往復荷載作用下的損傷機理

4.1 單調計算、損傷因子及滯回曲線

如圖9(a)所示為節點CFSTEFJ-1 在軸壓比n為0.6 情況下的單調曲線圖，經過幾何作圖法計算得出：屈服位移(Δy)為34 mm，屈服荷載(Py)為90 kN，極限位移(Δu)為73.2 mm。經計算得出n=0.6 時節點在不同位移時的損傷因子值如表2所示。

圖7 試件CWH5EF22 試驗與模擬破壞形態對比Fig.7 Comparison between experimental and simulated failure modes

圖8 位移-時間關系曲線計算結果與實測結果對比Fig.8 Comparison between simulated and experimental results

如圖9(b)為節點在n=0.6 時的滯回曲線圖。加載制度參考ATC-24[18]，從圖中可以看出節點耗能及損傷因子均隨著水平加載位移的增大而增大。

4.2 鋼管應力與變形

如圖10 所示為軸壓比為0.6 時，節點在不同程度損傷情況下，加載位移沿x 軸正向及負向時的鋼管應力云圖。由圖所示：當D 為0.206 及0.322時，鋼管應力最大值為400 MPa 左右，D 為0.523時，最大值增長到500 MPa 左右，D 為0.867 時，最大值增長到550 MPa 左右。根據網格劃分尺寸算得鋼管應力最大處及變形最大處出現在上柱部分區域(柱頂向下650 mm 范圍內)及下柱部分區域(鋼梁下翼緣以下區域600 mm 范圍內)。

5 節點溫度場分析

本文參考《建筑設計防火規范》(GB50016?2014)[19]，選取鋼管混凝土柱的防火保護層厚度為10 mm，鋼梁防火保護層厚度為15 mm。節點升溫參照ISO-834[20 ? 22]標準火災升溫曲線進行升溫。由于對節點進行柱端往復荷載的滯回計算，因此本文溫度場分析僅考慮柱的防火層是否脫落兩種情況，暫不考慮梁防火層的脫落。情況1：未考慮前期滯回導致防火層脫落；情況2：參考4.3 節所述兩處應力最大及變形最大處，考慮這兩處的保護層均勻脫落。脫落程度具體大小由損傷因子確定，當D=0 時，柱的防火層厚度為10 mm；當D=0.206 時，柱的防火層厚度為7.94 mm；當D=0.322時，柱的防火層厚度為6.78 mm；當D=0.523 時，柱的防火層厚度為4.77 mm；當D=0.867 時，柱的防火層厚度為1.33 mm。選取節點在受火工況1 下的溫度場分布進行分析，溫度云圖如圖11 所示。防火涂料的基本熱工參數見文獻[10]：密度為400 kg/m3,導熱系數為0.097W/(m·K)，比熱為1047 J/(kg·K)。

圖9 節點曲線圖Fig.9 Curve of joint

表2 節點損傷因子Table 2 Damage factors of joint

5.1 未考慮柱防火層脫落

如圖11 所示為未考慮柱防火層脫落的節點在工況1(樓板下翼緣以下區域受火)的情況下隨著升溫時間的不斷增長，各部件的溫度云圖。由圖11(a)可見，受火區域柱混凝土外表面隨著升溫時間由20 min 增長到100 min，溫度由135 ℃上升到476 ℃，由于與鋼梁及混凝土樓板相接觸的緣故，節點核心區域柱(虛線圈出)的溫度值比非核心區域柱的溫度值更高；由圖11(b)可見，受火區域樓板混凝土的最高溫度隨著升溫時間由20 min 增長到100 min，溫度由509 ℃上升到970 ℃，且由于栓釘的影響，溫度場分布呈現波浪形；由圖11(c)可見，隨著升溫時間由20 min 增長到100 min，栓釘最高溫度由156 ℃上升到630 ℃，且栓釘由底部至頂部的溫度梯度較明顯，且靠近節點核心區域的栓釘較遠處的栓釘溫度更高；由圖11(d)可見，鋼筋最高溫度由116 ℃上升到515 ℃，由于溫度由下向上傳遞，因此上層鋼筋網溫度低于下層鋼筋網溫度。

圖10 節點在不同損傷程度下的鋼管應力云圖 /MPaFig.10 Stress nephograms of steel tube under different damage degrees

圖11 節點各部件在受火工況1 下的溫度云圖 /(℃) Fig.11 Temperature nephograms of components of joint under fire condition one

5.2 考慮柱防火層脫落

如圖12 所示為考慮柱防火層脫落的節點在受火工況1 且受火時間為30 min 的情況下，達到不同損傷程度時對應的溫度云圖。下柱防火層脫落區域的鋼管溫度值隨著損傷程度的不斷加重越來越高，由D=0.206 時的100 ℃左右上升到D=0.867時的400 ℃左右。與受火工況1 相比，節點在受火工況2 下的上柱柱頂防火層脫落區域及受火工況3 上下柱兩處防火層脫落區域溫度值均隨著損傷程度的不斷加重明顯提高。綜合可見：防火保護層脫落對柱溫度場的影響較大。

圖12 節點在受火工況1 下的溫度云圖 /(℃) Fig.12 Temperature nephograms of joint under fire condition one

6 震后火作用下的節點破壞模態

6.1 未考慮柱防火層脫落

如圖13 所示，在柱端火災荷載比為0.6、梁端火災荷載比為0.6 時，未考慮防火層脫落的節點分別在有無損傷及不同受火工況下達到耐火極限時的破壞模態。在節點有損情況下，選取損傷因子為0.322 及0.523 時進行計算。當柱端火災荷載比為0.6 時，相對于梁端荷載，柱端荷載起控制作用，因此節點破壞模態均為柱的壓彎破壞。

圖13 未考慮防火層脫落的節點在三種受火工況下的破壞模態Fig.13 Failure modes of joints without fire layer falling off under three fire conditions

由圖13(a)可見，在受火工況1 的情況下，當無損節點達到耐火極限時為節點“十”字形核心區域柱的壓彎破壞；隨著損傷因子達到0.322 時，節點發生下柱的壓彎破壞，這是由于前期滯回作用導致下柱不斷受損的緣故；當損傷因子達到0.523時，節點發生下柱彎曲的同時伴隨著柱頂的鼓曲破壞，這是因為隨著損傷因子不斷增大，柱頂損傷程度不斷加重的緣故。

由圖13(b)可見，在受火工況2 的情況下，由于樓板上翼緣以上區域受火的緣故，無損節點及損傷因子為0.322 的節點達到耐火極限時的破壞模態均為上柱中間位置的壓彎破壞；當損傷因子達到0.523 時，節點柱頂發生鼓曲破壞，可見隨著損傷程度的不斷加重，節點柱頂在火災作用下變得更加脆弱。

由圖13(c)可見，在受火工況3 的情況下，無損節點破壞模態同樣為上柱壓彎破壞。與無損節點在工況2 下的破壞模態相比，彎曲位置有所下移，這是由于節點上下柱均受火的緣故；當損傷因子達到0.322 時，節點破壞模態為柱的輕微彎曲且伴隨柱頂輕微鼓曲；隨著損傷因子達到0.523時，節點破壞模態為柱頂壓彎破壞?？梢娫谌质芑鸸r下，相比于節點下柱的損傷，柱頂損傷在溫度作用下更加敏感。

綜合圖13(a)～圖13(c)可見，不同損傷程度及不同受火工況對節點破壞模態均影響顯著。

6.2 考慮柱防火層脫落

如圖14 所示，在柱端火災荷載比為0.6、梁端火災荷載比為0.6 時，考慮防火層脫落的節點在損傷因子為0.523 及不同受火工況下達到耐火極限時的破壞模態。由圖可見，當D=0.523 時，節點破壞模態與未考慮防火層脫落的節點破壞模態一致。由此可見防火層脫落對節點破壞模態沒有顯著影響。

圖14 考慮防火層脫落的節點在三種受火工況下的破壞模態Fig.14 Failure modes of joints with fire layer falling off under three fire conditions

7 節點位移-耐火極限關系曲線

7.1 損傷程度對位移-耐火極限關系曲線的影響

如圖15 所示為未考慮防火層脫落的節點在三種受火工況下，損傷程度對位移-耐火極限關系曲線的影響圖。由于三種工況下的節點破壞模態均為柱子的壓彎破壞，鋼梁沒有發生受彎破壞，因此在每種工況下，不同損傷因子對應的位移-時間關系曲線的變化趨勢一致。由圖15 可見：三種受火工況下的軸向位移均在受火初期為正值，這是由于材料熱膨脹的緣故，隨著受火時間的增長，軸向位移在柱端荷載的作用下不斷減小為負值，直至柱子發生壓彎破壞，曲線突降；受火工況1 情況下的梁端豎向位移-時間曲線在受火初期為正值，這是由于樓板下翼緣以下區域受火，鋼梁受熱膨脹的緣故。隨著柱的壓彎破壞，左梁突升，右梁突降。受火工況2 及工況3 情況下的梁端豎向位移在受火初期并沒有發生膨脹，這是由于受火工況2 情況下鋼梁并沒有直接受火，而在工況三情況下由于節點全局受火，樓板上下溫度相抵消的緣故；在受火工況2 且節點損傷因子為0.523 及受火工況三且節點損傷因子為0.322 及0.867時的曲線并沒有發生突降或突升，這是由于在高溫軸壓作用下的受損柱頂發生鼓曲破壞的緣故。鑒于防火層脫落對節點破壞模態沒有顯著影響，因此對考慮防火層脫落的節點位移-耐火極限關系曲線不再一一討論。

圖15 未考慮防火層脫落的節點在三種受火工況下的位移-時間關系曲線Fig.15 Displacement-time curves of the joints without fire layer falling off under three fire conditions

7.2 不同工況下的位移-耐火極限關系曲線對比

如圖16 所示為柱端火災荷載比為0.6、梁端火災荷載比為0.6、損傷因子為0.523 且未考慮防火層脫落的節點在不同受火工況下的位移-耐火極限關系曲線對比圖。如圖16 所示：由于節點在不同工況下的受火面積不同，因此節點達到破壞時的耐火極限有較大差別，工況3 情況下的耐火極限最小，工況1 情況下的耐火極限最大。受火工況不僅對耐火極限的大小有顯著的影響，對位移-時間關系曲線的走勢同樣影響較大，在工況1 下節點達到耐火極限時的梁端位移-時間曲線與工況2、三情況下的曲線走勢相反，這是由于下柱彎曲導致左梁上翹、右梁下降而上柱彎曲導致左梁下降、右梁上翹的緣故。

圖16 節點在三種受火工況下的位移-耐火極限關系曲線對比圖Fig.16 Displacement-time curves of the joints under three fire conditions

7.3 耐火極限對比

如圖17 所示為節點在不同損傷程度下的耐火極限-損傷指數曲線對比圖及耐火極限折減率-損傷指數曲線對比圖。由圖17(a)可見：在工況1 的情況下，考慮節點防火保護層脫落與未考慮相比，隨著損傷指數的不斷增大，耐火極限差距越來越大；在工況2 的情況下，二者差距明顯小于受火工況1；在工況3 的情況下，未考慮脫落與考慮脫落的耐火極限幾乎沒有差別，可見樓板上下區域均受火時，防火層脫落對節點的耐火極限沒有顯著影響。由圖17(b)可見：當D=0.867 時，未考慮防火層脫落的節點在三種工況下對應的耐火極限折減率分別為0.588、0.317 及0.220，考慮防火層脫落的節點在三種工況下對應的耐火極限折減率分別為0.283、0.169 及0.201。可見在受火工況1及工況2 的情況下，防火層脫落對重度損傷的節點耐火極限影響顯著。綜合兩圖可見：在三種受火工況下，是否考慮防火層脫落的節點耐火極限及耐火極限折減率均隨著損傷因子的增大而逐漸減小，工況1 的耐火極限整體高于工況2 及工況3，工況2 的耐火極限略高于工況3。

圖17 損傷程度對耐火極限的影響Fig.17 Influence of damage degree on fire resistance

8 結論

本文對震損后有無考慮柱防火保護層脫落的方鋼管混凝土柱-外環板式組合梁節點在不同受火工況下的耐火性能進行了數值分析，初步可獲得以下結論：

(1)經歷柱端往復荷載作用的節點隨著損傷程度的不斷加重，鋼管應力最大值不斷增加且變形程度明顯增大。

(2)當節點在樓板以下區域受火時，隨著受火時間的增長，栓釘由底部至頂部的溫度梯度較明顯，樓板混凝土由于栓釘的影響，溫度場分布呈現波浪形。

(3)不同損傷程度及不同受火工況對節點破壞模態均影響顯著，但有無考慮防火保護層脫落的節點在三種受火工況下的破壞模態沒有較大差別。

(4)在三種受火工況下，是否考慮防火層脫落的節點耐火極限及耐火極限折減率均隨著損傷因子的增大而逐漸減小

(5)在樓板以下區域受火及樓板以上區域受火兩種受火工況下，防火層脫落對重度損傷節點的耐火極限影響顯著。在樓板上下區域均受火的工況下，防火層脫落對節點的耐火極限沒有顯著影響。

(6)組合梁節點在柱端滯回過程中，上柱柱頂及下柱柱頂區域損傷嚴重，在進行節點設計時，應對兩處進行加強，以此提高節點震后耐火極限。