陳適才，田小明，閆維明，何浩祥

(北京工業(yè)大學(xué)a.工程抗震與結(jié)構(gòu)診治北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室；b.城市與工程安全減災(zāi)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京100124)

地震劇烈震動(dòng)會(huì)導(dǎo)致地震火災(zāi)的頻發(fā)，由于地震引發(fā)火災(zāi)造成的損失有時(shí)超出地震直接造成的損失[1－3]，所以研究者們對(duì)地震次生火災(zāi)起火、火災(zāi)蔓延以及火災(zāi)撲救等方面進(jìn)行了理論分析、計(jì)算仿真甚至具體實(shí)驗(yàn)研究[4－6]，取得了很多重要的研究結(jié)論和成果。然而地震次生火災(zāi)同時(shí)會(huì)造成或加劇建筑結(jié)構(gòu)自身的損傷破壞甚至倒塌[7－9]，如日本福井市的本福井信托銀行在地震后因?yàn)閮A斜，防火窗關(guān)不住，未經(jīng)受住地震火災(zāi)的考驗(yàn)而倒塌[9]。目前的建筑結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)和抗火設(shè)計(jì)方法都沒有考慮地震火災(zāi)對(duì)于建筑結(jié)構(gòu)的作用[10－12]，而結(jié)構(gòu)在發(fā)生地震后由于構(gòu)件損傷使得結(jié)構(gòu)耐火性能降低，會(huì)影響結(jié)構(gòu)抗倒塌能力或者抵抗地震余震的能力[13]，尤其是一些大型重要的鋼結(jié)構(gòu)、鋼管混凝土結(jié)構(gòu)或新型材料(如高強(qiáng)混凝土、FRP等)結(jié)構(gòu)，由于其自身材料的耐火缺陷，在地震致使結(jié)構(gòu)損傷后以及防火保護(hù)或噴淋系統(tǒng)失效時(shí)，結(jié)構(gòu)的耐火性能將對(duì)此類結(jié)構(gòu)的抗倒塌能力影響更大，甚至起決定性作用，從而影響結(jié)構(gòu)大震不倒的抗震設(shè)計(jì)目標(biāo)。

地震次生火災(zāi)下的結(jié)構(gòu)反應(yīng)與一般火災(zāi)下的結(jié)構(gòu)破壞也不同，地震次生火災(zāi)下的結(jié)構(gòu)一般存在不同程度上的損傷，防火涂料或噴淋系統(tǒng)可能破壞甚至失效[14－15]，結(jié)構(gòu)的損傷影響結(jié)構(gòu)的耐火性能，甚至可改變結(jié)構(gòu)的破壞形式。為考慮地震引發(fā)火災(zāi)對(duì)建筑結(jié)構(gòu)的作用和影響，基于結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)分析與火災(zāi)熱力反應(yīng)分析方法，通過(guò)運(yùn)用簡(jiǎn)化的建筑結(jié)構(gòu)地震損傷模型來(lái)考慮地震損傷的同時(shí)，連接結(jié)構(gòu)的熱傳導(dǎo)分析與熱力分析，從而建立建筑結(jié)構(gòu)地震火災(zāi)效應(yīng)分析方法，實(shí)現(xiàn)地震火災(zāi)效應(yīng)計(jì)算。為了證明此分析方法的可行性，通過(guò)運(yùn)用此方法對(duì)一單層和多層混凝土框架進(jìn)行了分析，并與沒有考慮地震損傷時(shí)框架的高溫試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比，分析了結(jié)構(gòu)的反應(yīng)規(guī)律和破壞機(jī)制。

1 適于火災(zāi)反應(yīng)的結(jié)構(gòu)地震損傷分析

結(jié)構(gòu)地震損傷是導(dǎo)致結(jié)構(gòu)地震火災(zāi)效應(yīng)與結(jié)構(gòu)一般火災(zāi)反應(yīng)不同的根本原因，由于結(jié)構(gòu)火災(zāi)反應(yīng)時(shí)，構(gòu)件截面存在不均勻溫度場(chǎng)，其損傷演化過(guò)程可以在受火部位的任何位置、任何截面，較為精確的結(jié)構(gòu)火災(zāi)反應(yīng)計(jì)算方法需直接以材料模型為基礎(chǔ)，而基于構(gòu)件層次上的損傷模型得出的構(gòu)件和結(jié)構(gòu)損傷指標(biāo)難以直接用于結(jié)構(gòu)地震火災(zāi)反應(yīng)分析，更難以分析損傷程度與結(jié)構(gòu)耐火性能的影響關(guān)系。

基于材料損傷模型進(jìn)行結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)和損傷分析，為了建立簡(jiǎn)化的適于火災(zāi)反應(yīng)分析的地震損傷模型，將框架結(jié)構(gòu)地震后的損傷分為2部分：第1部分是幾何位移損傷，即結(jié)構(gòu)地震作用后的殘余變形，如構(gòu)件的殘余撓度、兩端的殘余轉(zhuǎn)角或側(cè)移或者結(jié)構(gòu)的層間殘余位移或轉(zhuǎn)角等；第2部分是力學(xué)性能損傷，即構(gòu)件或結(jié)構(gòu)強(qiáng)度和剛度的降低。對(duì)于第1部分幾何位移損傷，可以采用基于材料或構(gòu)件的恢復(fù)力模型，采用具體的地震反應(yīng)分析方法，進(jìn)行地震反應(yīng)計(jì)算，從而確定結(jié)構(gòu)的變形；對(duì)于第2部分構(gòu)件和結(jié)構(gòu)強(qiáng)度和剛度的損傷，不采用構(gòu)件層次來(lái)反映，而直接通過(guò)構(gòu)件截面積分點(diǎn)的材料損傷來(lái)表示。這樣整體結(jié)構(gòu)的殘余變形以及構(gòu)件截面積分點(diǎn)的材料損傷將作為火災(zāi)反應(yīng)分析的初始狀態(tài)。當(dāng)不考慮力學(xué)性能損傷或力學(xué)性能損傷較小時(shí)，結(jié)構(gòu)的幾何位移損傷占主要部分，如一些鋼結(jié)構(gòu)，則可以只考慮幾何位移對(duì)結(jié)構(gòu)耐火性能的影響，如Cortea[14]在進(jìn)行鋼結(jié)構(gòu)地震火災(zāi)分析時(shí)，就只考慮結(jié)構(gòu)水平位移的影響，并且采用直接施加水平荷載的方法來(lái)考慮地震作用影響，這種簡(jiǎn)化分析方法難以考慮地震與火災(zāi)作用的先后順序以及材料與結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能損傷對(duì)結(jié)構(gòu)耐火性能的影響。

為了實(shí)現(xiàn)以上基于材料損傷模型的地震損傷分析過(guò)程，利用纖維單元模型來(lái)建立結(jié)構(gòu)的分析模型，可以同時(shí)考慮結(jié)構(gòu)的幾何位移損傷和力學(xué)性能損傷，并且結(jié)合了地震反應(yīng)譜等效靜力分析方法或者彈塑性時(shí)程分析方法。當(dāng)采用靜力等效方法時(shí)，假設(shè)結(jié)構(gòu)的push－over能力譜和地震反應(yīng)需求譜相交的性能點(diǎn)作為結(jié)構(gòu)地震損傷計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)(如圖1所示)，將性能點(diǎn)對(duì)應(yīng)的結(jié)構(gòu)基底剪力作為水平荷載對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行周期往復(fù)作用后，再去掉水平荷載，從而模擬結(jié)構(gòu)地震后的損傷狀態(tài)，纖維單元模型高斯截面上的積分點(diǎn)對(duì)應(yīng)每個(gè)分析步的材料狀態(tài)(最大應(yīng)力、應(yīng)變、塑性應(yīng)變、損傷因子等)需要通過(guò)單獨(dú)的數(shù)據(jù)文件進(jìn)行記錄，尤其是地震作用結(jié)束時(shí)的節(jié)點(diǎn)位移、材料狀態(tài)，這不僅可以定量確定結(jié)構(gòu)的損傷而且將成為火災(zāi)結(jié)構(gòu)反應(yīng)分析的初始狀態(tài)。

2 建筑結(jié)構(gòu)地震火災(zāi)效應(yīng)分析計(jì)算方法

目前結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)計(jì)算與火災(zāi)反應(yīng)計(jì)算需分開進(jìn)行，并且需建立各自的分析模型，難以適應(yīng)地震火災(zāi)效應(yīng)分析。用于地震損傷分析的結(jié)構(gòu)模型和用于火災(zāi)反應(yīng)分析的結(jié)構(gòu)模型可采用同一個(gè)纖維模型，也可以分別建立各自的纖維模型，在利用反應(yīng)譜或彈塑性時(shí)程分析方法時(shí)，通過(guò)數(shù)據(jù)文件記錄地震作用結(jié)束時(shí)的節(jié)點(diǎn)位移、材料狀態(tài)后，才開始進(jìn)行火災(zāi)的反應(yīng)分析。是否采用同一個(gè)分析模型，這主要決定于要分析結(jié)構(gòu)的哪一部分，但兩者都通過(guò)相應(yīng)的數(shù)據(jù)文件決定所選結(jié)構(gòu)的初始狀態(tài)。

地震損傷后的結(jié)構(gòu)出現(xiàn)的裂縫以及混凝土脫落會(huì)影響火災(zāi)下的熱傳導(dǎo)過(guò)程，Kodur[16]根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果提出高強(qiáng)混凝土剝落的溫度，Hang[17]等為考慮剝落對(duì)高強(qiáng)混凝土柱的耐火性能影響，采用了預(yù)先設(shè)置剝落時(shí)間和深度的簡(jiǎn)化方法，為了簡(jiǎn)化地震次生火災(zāi)反應(yīng)過(guò)程不考慮混凝土裂縫及脫落對(duì)構(gòu)件截面溫度的分布影響。另外，火災(zāi)熱傳導(dǎo)分析可采用不同的火災(zāi)模型：區(qū)域火災(zāi)模型或歐洲規(guī)范參數(shù)化火災(zāi)模型，也可以采用實(shí)測(cè)的溫升曲線，分析時(shí)假設(shè)同一高度部位的空氣溫度均勻，或進(jìn)一步簡(jiǎn)化為同一房間的煙氣溫度均勻，再根據(jù)各纖維構(gòu)件所處的位置，采用不同受火方式(不同面受火、或有無(wú)防火層)進(jìn)行熱傳到分析，并假設(shè)纖維單元軸向溫度均勻，只有單元截面溫度不均勻分布，從而實(shí)現(xiàn)各受火單元熱傳導(dǎo)分析過(guò)程。每個(gè)單元對(duì)應(yīng)不同時(shí)刻的截面溫度場(chǎng)仍然采用數(shù)據(jù)文件記錄(每行溫度個(gè)數(shù)對(duì)應(yīng)單元截面纖維數(shù)目)，為后面的熱力分析所采用。為進(jìn)一步簡(jiǎn)化結(jié)構(gòu)反應(yīng)過(guò)程，熱力反應(yīng)分析時(shí)不考慮火災(zāi)發(fā)展過(guò)程與結(jié)構(gòu)狀態(tài)改變的相互影響，通過(guò)讀取相應(yīng)的狀態(tài)文件考慮結(jié)構(gòu)地震損傷，再根據(jù)分析步讀取對(duì)應(yīng)單元的截面溫度場(chǎng)數(shù)據(jù)進(jìn)行熱力分析。材料狀態(tài)從初始損傷到開始升溫以及不同溫度之間的轉(zhuǎn)換采用等效殘余應(yīng)變方法進(jìn)行考慮[18]：對(duì)于某初始狀態(tài)的材料高斯積分點(diǎn)，假設(shè)其按照當(dāng)前剛度卸載到殘余應(yīng)變點(diǎn)，再?gòu)拇藲堄鄳?yīng)變點(diǎn)沿著當(dāng)前溫度下考慮地震損傷后的剛度發(fā)展，對(duì)于不同溫度之間材料狀態(tài)的轉(zhuǎn)換采取同樣的方法，從而實(shí)現(xiàn)基于結(jié)構(gòu)地震損傷模型的火災(zāi)反應(yīng)分析過(guò)程。對(duì)于具體的結(jié)構(gòu)其地震火災(zāi)效應(yīng)分析流程如圖2所示：

圖1 譜曲線與性能點(diǎn)

圖2 結(jié)構(gòu)地震火災(zāi)效應(yīng)分析流程

3 算例分析

采用地震火災(zāi)效應(yīng)分析方法對(duì)文獻(xiàn)[15]進(jìn)行的火災(zāi)試驗(yàn)單層混凝土框架進(jìn)行分析，其具體幾何尺寸以及配筋情況如圖3所示，鋼筋的屈服強(qiáng)度為270MPa，混凝土常溫下的棱柱體抗壓強(qiáng)度為29.94 MPa。試驗(yàn)中，橫梁上預(yù)先施加的2個(gè)對(duì)稱集中荷載為13.67kN，然后通過(guò)試驗(yàn)爐進(jìn)行3面加熱，試驗(yàn)中實(shí)測(cè)的升溫曲線如圖4所示。

圖3 受火混凝土框架尺寸及配筋

圖4 火災(zāi)溫升曲線

建立結(jié)構(gòu)地震損傷模型時(shí)，整個(gè)橫梁沿中點(diǎn)以及荷載作用點(diǎn)劃分成4個(gè)纖維梁?jiǎn)卧M(jìn)行分析，每個(gè)柱子劃分為2個(gè)纖維梁?jiǎn)卧Ｋ袉卧孛娑紕澐殖?0個(gè)混凝土纖維和4個(gè)鋼筋纖維，這樣每個(gè)纖維梁?jiǎn)卧?62個(gè)高斯積分點(diǎn)。這里結(jié)構(gòu)地震損傷分析時(shí)，采用等效靜力分析方法，從能力譜和需求譜迭代求結(jié)構(gòu)性能點(diǎn)的過(guò)程不進(jìn)行贅述，而直接取結(jié)構(gòu)側(cè)向推覆曲線上的任意點(diǎn)(如對(duì)應(yīng)結(jié)構(gòu)0.7%的側(cè)向位移處)作為地震損傷分析位置(如圖5所示)，此點(diǎn)對(duì)應(yīng)的側(cè)向水平荷載為24kN，再利用此荷載對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行單周往復(fù)加載，最后殘余位移為2.6mm，對(duì)應(yīng)的各纖維單元高斯截面各纖維點(diǎn)的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)采用文本文件保存。

圖5 結(jié)構(gòu)地震損傷分析

為了與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較，火場(chǎng)模型直接采用圖4中試驗(yàn)所測(cè)溫升曲線進(jìn)行模擬分析，并且在地震火災(zāi)反應(yīng)分析時(shí)，不考慮地震損傷對(duì)結(jié)構(gòu)構(gòu)件截面溫度場(chǎng)的影響，(地震火災(zāi)不考慮噴淋等其他因素的影響，對(duì)實(shí)際結(jié)構(gòu)需要考慮噴淋、通風(fēng)等影響時(shí)，可以選擇合適的火場(chǎng)模型并采用具體的火場(chǎng)模擬軟件進(jìn)行分析)，熱傳導(dǎo)分析時(shí)，所采用的混凝土熱工參數(shù)包括熱傳導(dǎo)系數(shù)以及比熱容都根據(jù)文獻(xiàn)[16]提供的相應(yīng)公式考慮，另外傳熱系數(shù)hc取為25W／mK、熱輻射率εr取0.1，質(zhì)量密度取為常值2 400kg／m3。熱傳導(dǎo)分析采用前面地震損傷分析同樣的纖維單元有限元分析模型，每個(gè)纖維單元對(duì)應(yīng)的熱傳導(dǎo)分析結(jié)果對(duì)應(yīng)于一個(gè)溫度文本文件。根據(jù)以上熱傳導(dǎo)分析結(jié)果，再利用本文模型進(jìn)行框架的熱力反應(yīng)分析。

熱力分析時(shí)，首先讀入各單元節(jié)點(diǎn)位移以及各纖維單元高斯截面各纖維點(diǎn)的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)作為初始狀態(tài)，再根據(jù)分析步驟，讀入對(duì)應(yīng)分析步的溫度進(jìn)行分析。經(jīng)過(guò)熱力分析計(jì)算后，圖6是梁跨中相對(duì)撓度(跨中相對(duì)梁端的豎向位移)的計(jì)算值以及不考慮地震損傷時(shí)結(jié)構(gòu)的數(shù)值計(jì)算值和試驗(yàn)值。由計(jì)算結(jié)果可知，在不考慮地震損傷且火災(zāi)溫度較低時(shí)，撓度變化較小，在600℃后，撓度變化加快，在到700℃時(shí)，撓度加劇發(fā)展一直到破壞，與試驗(yàn)值較為符合，而在考慮地震損傷后，梁跨中撓度趨勢(shì)與不考慮損傷時(shí)的趨勢(shì)一樣，只是撓度相對(duì)稍大，而到約550℃時(shí)，程序停止計(jì)算，此時(shí)梁相對(duì)撓度沒有劇烈增大，梁跨中沒有破壞。

圖6 梁跨中相對(duì)撓度變化曲線

水平位移變化可以反映2種情況下結(jié)構(gòu)破壞形態(tài)的不同，由圖7結(jié)構(gòu)的側(cè)向位移變化可以看出：不考慮地震損傷時(shí)，框架水平位移先緩慢增大，之后又緩慢減小，一直到跨中梁破壞(圖6所示梁的跨中位移急劇增大)，此時(shí)，柱的側(cè)向位移仍然相對(duì)平穩(wěn)(圖7)，柱子沒有破壞，可見結(jié)構(gòu)破壞主要由梁破壞導(dǎo)致；而考慮一定的地震損傷后，結(jié)構(gòu)的水平位移由地震損傷殘余位移開始逐漸增大，增大的速率明顯快于不考慮地震損傷時(shí)，最后在大約550℃時(shí)，柱子的側(cè)移快速增大達(dá)到28mm，位移變化速度過(guò)大導(dǎo)致程序停止計(jì)算，結(jié)構(gòu)的柱發(fā)生破壞，而此時(shí)梁的相對(duì)撓度為9mm，梁沒有發(fā)生破壞，結(jié)構(gòu)的破壞主要由柱的破壞導(dǎo)致，結(jié)構(gòu)表現(xiàn)為一種整體破壞形態(tài)。

圖7 結(jié)構(gòu)水平位移變化

圖8進(jìn)一步比較了不同情形下的柱底彎矩隨溫度變化情況，不考慮地震損傷時(shí)，由試驗(yàn)現(xiàn)象可知[18]，柱子的側(cè)向變形隨著溫度的升高由凸向內(nèi)側(cè)之后又轉(zhuǎn)為凸向外側(cè)，其內(nèi)力也將隨之發(fā)生變化，甚至發(fā)生方向改變。由圖可知，不考慮損傷時(shí)，柱底彎矩經(jīng)歷了一個(gè)減小又增大的變化過(guò)程，彎矩發(fā)生方向的改變，總體上符合試驗(yàn)現(xiàn)象。而在考慮地震損傷時(shí)，柱底彎矩開始時(shí)就與不考慮地震損傷時(shí)相反，并且隨著溫度的升高，彎矩快速增大，大約450℃時(shí)，彎矩變化緩慢，一直到550℃時(shí)，由于柱側(cè)移較大而破壞，在此過(guò)程中，彎矩沒有發(fā)生方向改變現(xiàn)象，可見考慮一定的地震損傷后，結(jié)構(gòu)的內(nèi)力變化規(guī)律會(huì)發(fā)生改變。

圖8 柱底彎矩隨溫度變化曲線

由以上分析可知：不考慮地震時(shí)，梁跨中首先開始發(fā)生屈服破壞，由于內(nèi)力重分布，同時(shí)梁端部也開始相繼破壞，但柱沒有破壞，這與試驗(yàn)中梁跨中出現(xiàn)塑性鉸后很快兩端也出現(xiàn)塑性鉸[18]的破壞現(xiàn)象相符合(如圖9)；而考慮地震損傷時(shí)，梁跨中沒有發(fā)生破壞而梁兩端和柱都發(fā)生破壞，表現(xiàn)出整體破壞形態(tài)(圖10)?？梢姡卣饟p傷不僅會(huì)改變結(jié)構(gòu)內(nèi)力變化規(guī)律，甚至改變結(jié)構(gòu)的破壞形態(tài)。

3.1 多層框架

采用該文方法進(jìn)一步對(duì)一多層框架結(jié)構(gòu)的地震火災(zāi)反應(yīng)進(jìn)行計(jì)算分析，該框架的主要參數(shù)為：首層層高3.6m，其余層高3m，進(jìn)深為6m。框架柱截面尺寸300mm×300mm，梁截面都設(shè)計(jì)為250mm×400mm?；炷翉?qiáng)度均按fc＝30N／mm2計(jì)算。樓面與屋面恒載均取為8.5kN／m2，活載為1.5kN／m2。結(jié)構(gòu)配筋計(jì)算按照PKPM軟件進(jìn)行計(jì)算。

圖9 非受損結(jié)構(gòu)破壞形態(tài)

圖10 地震損傷結(jié)構(gòu)破壞形態(tài)

不同等級(jí)地震導(dǎo)致結(jié)構(gòu)的損傷程度不同，確定地震作用后，結(jié)構(gòu)的地震損傷較為精確的分析可以通過(guò)彈塑性動(dòng)力時(shí)程分析獲得。為了考慮多層框架結(jié)構(gòu)地震損傷后結(jié)構(gòu)的耐火性能，這里仍然采用等效靜力的分析方法，并采用一階振型的比例荷載對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行推覆分析(如按照7度設(shè)防烈度Ⅲ類場(chǎng)地算得此結(jié)構(gòu)第1層剪力為196kN、第2層剪力為152kN、第3層剪力為88kN，然后以此進(jìn)行比例加載λ推覆)。分析時(shí)，采用纖維模型利用基于Patran前后處理的自開發(fā)程序進(jìn)行計(jì)算，圖11表示了采用荷載比例λ＝2時(shí)的結(jié)構(gòu)推覆變形，此時(shí)結(jié)構(gòu)部分梁端處出現(xiàn)了塑性變形，為了考慮雙向損傷的影響，將比例荷載循環(huán)往復(fù)1周，最后卸掉比例荷載。此后再進(jìn)行火災(zāi)反應(yīng)分析，火災(zāi)可以發(fā)生不同的樓層或不同的房間，這里為了演示地震火災(zāi)反應(yīng)計(jì)算過(guò)程，只分析1種典型的火災(zāi)情況下，分析時(shí)假設(shè)標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)發(fā)生在底層某中間房間，并且不考慮裂縫以及保護(hù)層脫落對(duì)結(jié)構(gòu)熱傳導(dǎo)分析的影響，圖12表示了地震次生標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)下55min時(shí)結(jié)構(gòu)的破壞形態(tài)。此時(shí)受火梁柱部分由于鋼筋屈服變形急劇增大而破壞，結(jié)構(gòu)表現(xiàn)為局部的整體破壞形態(tài)。而不考慮地震損傷時(shí)，結(jié)構(gòu)在標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)下55min的變形如圖13所表示，此時(shí)結(jié)構(gòu)的受火梁柱變形都小于考慮地震損傷后的變形，一直到105min時(shí)結(jié)構(gòu)發(fā)生破壞(圖14)，結(jié)構(gòu)的破壞主要是由于受火梁的變形急速增大而導(dǎo)致的局部破壞。

圖11 λ＝2時(shí)的結(jié)構(gòu)變形

圖12 地震損傷結(jié)構(gòu)破壞形態(tài)

圖13 無(wú)損傷結(jié)構(gòu)55min時(shí)的變形圖

圖14 結(jié)構(gòu)破壞形態(tài)

圖14進(jìn)一步比較了2種情況下結(jié)構(gòu)底層受火柱側(cè)向位移隨時(shí)間的關(guān)系，不考慮地震損傷時(shí)，側(cè)向位移逐漸增大，到105min梁破壞時(shí)，側(cè)向位移緩慢增大，柱子沒有發(fā)生破壞；考慮地震損傷時(shí)，受火前結(jié)構(gòu)發(fā)生的力學(xué)損傷，并且有一定的殘余位移，受火后側(cè)向位移也增大，但增大幅度較不考慮地震損傷時(shí)要大，到55min時(shí)，側(cè)向位移迅速增大，同時(shí)梁的位移也較快增長(zhǎng)，故結(jié)構(gòu)表現(xiàn)為局部房間的整體破壞。

為了分析地震損傷程度對(duì)結(jié)構(gòu)耐火極限的影響，可以通過(guò)改變比例系數(shù)來(lái)表示不同地震作用的影響，圖16表示了結(jié)構(gòu)耐火極限隨地震作用比例系數(shù)的變化關(guān)系，隨著比例系數(shù)的增大，結(jié)構(gòu)耐火極限減小，比例系數(shù)由0增到3時(shí)，耐火極限由105min降到25min，實(shí)際上隨著比例系數(shù)繼續(xù)增大表示結(jié)構(gòu)的損傷很大，結(jié)構(gòu)在地震作用下就接近倒塌破壞。

對(duì)于框架結(jié)構(gòu)的地震火災(zāi)反應(yīng)，考慮地震損傷后，結(jié)構(gòu)在火災(zāi)下的破壞形態(tài)可發(fā)生改變，單層框架發(fā)生整體性破壞，多層框架由于局部受火而發(fā)生局部整體破壞；并且與無(wú)損傷結(jié)構(gòu)的破壞順序也發(fā)生改變，由梁先破壞變?yōu)橛芍绕茐模硗?，結(jié)構(gòu)耐火極限隨著地震損傷程度的增加而降低。

圖15 受火柱水平位移變化

圖16 耐火極限隨地震作用變化

4 結(jié)論

為考慮地震火災(zāi)對(duì)結(jié)構(gòu)的影響，建立了建筑結(jié)構(gòu)地震火災(zāi)效應(yīng)分析計(jì)算方法，通過(guò)基于材料的數(shù)值模型，考慮了結(jié)構(gòu)地震損傷以及結(jié)構(gòu)火災(zāi)反應(yīng)計(jì)算方法?？梢杂糜诳蚣芙Y(jié)構(gòu)地震火災(zāi)效應(yīng)各個(gè)階段的分析，也可以用于不同材料的框架結(jié)構(gòu)。

通過(guò)混凝土框架的算例分析表明了該文方法的可行性與合理性，同時(shí)分析結(jié)果也表明了考慮地震損傷和不考慮地震損傷的建筑結(jié)構(gòu)火災(zāi)反應(yīng)規(guī)律和破壞機(jī)制的區(qū)別。對(duì)于框架結(jié)構(gòu)，不考慮地震損傷時(shí)，火災(zāi)引起結(jié)構(gòu)的破壞一般來(lái)說(shuō)是局部性破壞；而考慮地震損傷時(shí)，火災(zāi)引起結(jié)構(gòu)的破壞可變成整體性破壞或者結(jié)構(gòu)局部的整體倒塌，并且隨著損傷的增加其耐火極限也降低，因此針對(duì)地震區(qū)的建筑結(jié)構(gòu)在進(jìn)行結(jié)構(gòu)抗震或抗火設(shè)計(jì)分析時(shí)，需要考慮此影響。

[1]SHAHAB M， ASHUTOSH B.Review of postearthquake fire hazard to building structures[J].Canadian Journal of Civil Engineering，2008，35(7)：689－698.

[2]BORDEN F W.The 1994Northridge earthquake and the fires that followed[C]∥Thirteenth Meeting of the UJNR Panelon Fire Research and Safety，1996，2：303－312.

[3]ZHAO S J，XIONG L Y，REN AIZHU.A spatialtemporal stochastic simulation of fire outbreaks following earthquakes based on GIS[J].Journal of Fire Sciences，2006，24(4)：313－339.

[4]李杰，李國(guó)強(qiáng).地震次生火災(zāi)預(yù)測(cè)模型研究[J].中國(guó)地震，1992，8(1)：76－82.LI JIE，LI GUO－QIANG.A Research on the prediction model of earthquake－aroused fire disaster [J].Earthquake Research in China，1992，8(1)：76－82.

[5]趙振東，余世舟，鐘江榮.建筑物震后火災(zāi)發(fā)生與蔓延危險(xiǎn)性分析的概率模型[J].地震工程與工程振動(dòng)，2003，23(4)：183－187.ZHAO Z D，YU S Z，ZHONG J R.Probability model for hazard analysis of post－earthquake fire occurrence and spread among buildings [J].Earthquake Engineering and Engineering Vibration，2003，23(4)：183－187.

[6]陳素文，李國(guó)強(qiáng).地震次生火災(zāi)的研究進(jìn)展[J].自然災(zāi)害學(xué)報(bào)，2008，17(5)：120－126.CHEN S W，LI G Q.Advance in research on secondary fire of earthquake[J].Journal of Natural Disasters，2008，17(5)：120－126.

[7]李天祺，趙振東.油氣儲(chǔ)運(yùn)系統(tǒng)鋼結(jié)構(gòu)設(shè)備地震火災(zāi)效應(yīng)研究[J].地震工程與工程振動(dòng)，2005，25(6)：118－121.LI T Q，ZHAO Z D.Steel structure equipment earthquake fire effect research of oil－gas storage and transportation systems[J].Earthquake Engineering and Engineering Vibration，2005，25(6)：118－121.

[8]吳波，李惠，馬忠誠(chéng).鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)在火災(zāi)和低周反復(fù)荷載作用下的損傷分析[J].哈爾濱工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)，1997，30(3)：7－12.WU B，LI H，MA Z C.Damage analysis of R.C.structures under fire[J].Journal of Harbin University of C.E.＆ Architecture，1997，30(3)：7－12.

[9]陳宏德，張寶紅.日本的地震火災(zāi)對(duì)策[J].國(guó)際地震動(dòng)態(tài)，1994(10)：22－26.CHEN H D，ZHANG B H.Earthquake fire countermeasures in Japan[J].International Earthquake Research，1994(10)：22－26.

[10]EUROCODE2：Design of composite steel and concrete structures[S].Structural Fire Design，Commission of the European Communities，Brussels，2002.

[11]MOSS P J，DHAKAL R P，BONG M W.Design of steel portal frame buildings for fire safety[J].Journal of Constructional Steel Research，2009，65(5)：1216－1224.

[12]CHI K I，CHAN S L，ZHA X X.Nonlinear pre fire and post fire analysis of steel frames[J].Engineering Structures，2008，27(11)：1689－1702.

[13]YASSIN M H，BAGCHI A，KODUR V.Numerical model for assessing the post－earthquake fire resistance of wood－stud wall[J].Annual Conference－Canadian Society for Civil Engineering，2009：1520－1529.

[14]CORTEA G DELLA，LANDOLFOB R，MAZZOLANI F M.Post－earthquake fire resistance of moment resisting steel frames[J].Fire Safety Journal，2003，38(7)：593－612.

[15]CHEN SUWEN，LEEGEORGE C，LI GQ.A study on steel buildings subjected to earthquake and the following fire[C]／／PRC－US Earthquake Engineering Forum for Young Researchers Harbin，China，2006.

[16]KODUR VKR，WANG T，CHENG F.Predicting the fire resistance behavior of high strcngth concrete columns[J].Cement ＆Concrete Composites，2004，26(2)：141－153.

[17]HUANG Z H，BURGESS I W，PLANK R J.Threedimensional analysis of reinforced concrete[J].Journal of Structural Engineering，2009，135(10)：1201－1212.

[18]過(guò)鎮(zhèn)海，時(shí)旭東.鋼筋混凝土的高溫性能及其計(jì)算[M].北京：清華大學(xué)出版社，2003.