米琳琳 姜 靜 張瀚天

（1.牡丹江大學建筑工程學院，黑龍江 牡丹江 157011；2.佳木斯大學建筑工程學院，黑龍江 佳木斯 154000）

1 前言

鋼結構是當今建筑業(yè)的熱點之一，隨著鋼結構的廣泛應用，國內(nèi)外關于鋼結構抗火失效的例子也隨之增多，給人民生命和社會財產(chǎn)造成巨大損失。鋼材雖不是可燃材料但其導熱系數(shù)大，在火災作用下力學性能顯著改變，使承載能力變?nèi)?，所以耐火性差是鋼材最主要缺點。近年來許多學者對鋼框架構件、節(jié)點等高溫后力學性能進行了研究，[1]-[4]得出的結果為鋼結構抗火設計提供了依據(jù)。本文應用有限元軟件建立三層三跨鋼框架結構，研究六個房間受火后溫度場分布、柱橫向位移、梁撓度變化。目的是得到鋼框架耐火時間和臨界溫度，為鋼結構防火設計提供參考。

2 有限元方法及驗證

本文應用有限元軟件ABAQUS，模擬文獻[5]中單層鋼框架火災試驗，模型見圖1。模型參數(shù)與試驗相同，溫度按ISO-834標準升溫曲線加載。模擬選擇順序耦合，即先進行熱分析再把熱分析結果導入力學模型中進行力學分析。在熱分析中，鋼材和混凝土的熱工性能按T.T.Lie[6]給出的參數(shù)選取，受火構件表面熱對流系數(shù)取25W/m2，熱 輻 射 取0.85W/m2，Stefan-Boltzmann常 數(shù)σ=5.67×10-8W/（m2·k4）。

試驗測點如圖2所示，從圖3～圖5中可看出模擬結果與試驗結果趨勢上吻合較好，說明ABAQUS軟件模擬的可行性。圖3、圖4中測點試驗溫度高于模擬溫度，隨著時間推移溫度差越來越小，最大誤差33%。誤差原因是試驗初始溫度高于室溫，在試驗過程中試驗爐內(nèi)采用燃油點燃噴火裝置，雖然升溫采用的是ISO-834升溫曲線，但爐內(nèi)溫度仍是高于升溫曲線。柱頂側向位移誤差25%，造成誤差的原因主要是模擬與試驗的溫度誤差導致產(chǎn)生的應力大小不同，此外鋼材含碳量、構件初始缺陷等也影響結果。

圖1 單層鋼框架模型

圖3 柱測點溫度-時間曲線對比

圖4 梁測點溫度-時間曲線對比

圖2 柱和梁測點位置圖

圖5 鋼框架柱頂側向位移-溫度曲線對比

3 火災下三層三跨鋼框架有限元分析

建立三層三跨鋼框架結構，層高2.8m，跨度3.6m。梁、柱尺寸分別為H250×125×6×9和H200×200×8×12，均為Q235鋼，柱線剛度大于梁線剛度，滿足抗震要求。柱頂部作用有軸心荷載，外側柱荷載100kN，內(nèi)側柱荷載180KN，所有橫梁受均布荷載作用25kN/m，所有柱腳固定。假設材料為理想彈塑性體，鋼材容重7850kg/m3，初始彈性模量2.06×105MPa，泊松比0.3，屈服強度均為290MPa。高溫下鋼材的導熱、比熱以及熱膨脹系數(shù)均按歐洲規(guī)范EC3[7]和EC4[8]取值。

為研究火災下鋼框架耐火時間和臨界溫度，假設火災分別發(fā)生在六個房間。由于梁上部有混凝土板，柱腹部有防火墻，為了與實際情況相符合，故鋼梁三面受火，上部不受火，鋼柱一面受火。計算時，不考慮火源具體位置，假設同一截面上溫度相等。初始溫度為20℃，按ISO-834標準升溫曲線加載，60s為一個載荷步，加熱1500s。鋼框架模型見圖6。

火災下，判斷鋼結構整體或鋼構件達到極限承載力標準為：

（1）結構整體喪失穩(wěn)定；

（2）受火梁跨中撓度f≥L/250（L為梁的跨度）；

（3）柱橫向位移δ≥H/30（H為層高）。

本文梁破壞撓度f≥3600mm/250=14.4mm，柱橫向破壞位移δ≥2800mm/30=93.33mm。

圖6 鋼框架模型

圖7 梁、柱截面溫度-時間曲線

3.1 溫度場分析

受火房間在不同時刻的溫度分布具有普遍規(guī)律，因此以一層邊跨為例研究受火房間溫度場分布。圖7反映的是受火梁、柱翼緣與腹板的溫度隨時間變化的關系。可看出，梁溫度總體上高于柱溫度。梁腹板溫度最高，下翼緣溫度略低于腹板，這是因為梁三面受火，腹板同時受到熱傳導和熱輻射的作用且腹板薄于翼緣。柱由內(nèi)翼緣至外翼緣溫度依次降低，柱腹板的防火墻充分起到了阻隔火勢蔓延的作用，僅靠熱傳導作用外翼緣溫度上升緩慢，最終溫度僅為67℃。

3.2 變形分析

3.2.1 一層邊跨與一層中跨變形分析

受火房間變形見圖8、圖9。由圖10、圖11可知鋼框架受火后，隨著溫度的升高，梁、柱變形越來越大。

圖8 一層邊跨變形圖

圖9 一層中跨變形圖

（1)一層邊跨受火時梁在0s～1080s剛度下降使撓度緩慢增長，1080s～1140s強度顯著降低使撓度突然增大，在1140s時撓度增大到19.79mm＞14.4mm，所以梁耐火極限時間是18min，臨界溫度743.10℃，梁構件失效。柱橫向位移先在0s～1080s增大，后1080s～1500s減少，因為梁、柱受熱膨脹使柱在X方向有位移，隨著梁在Y方向的撓度不斷增大對柱產(chǎn)生拉力，使得柱橫向位移逐漸減小，而在整個受火過程中柱橫向最大位移出現(xiàn)在梁柱節(jié)點處41.757mm＜93.33mm，整個鋼框架并未失穩(wěn)。

（2）一層中跨受火時梁在0s～900s撓度緩慢增長，900s～960s撓度突然增大，960s增大到17.043mm＞14.4mm，所以梁耐火極限時間是15min，臨界溫度708.877℃，梁構件破壞；柱橫向位移在0s～900s逐步增長，900s～1500s逐漸減小，最大位移出現(xiàn)的時間晚于邊跨且最大位移小于邊跨，是因為中跨柱受兩邊結構軸向力約束作用，限制其在橫向的發(fā)展。在整個受火過程中柱橫向最大位移出現(xiàn)在梁柱節(jié)點處16.927mm＜93.33mm，整個鋼框架保持穩(wěn)定。

3.2.2 二層邊跨與二層中跨變形分析

受火房間變形見圖12、圖13。由圖14、圖15可知：

圖10 一層梁撓度-時間曲線

圖11 一層柱橫向位移-時間曲線

圖12 二層邊跨變形圖

圖13 二層中跨變形圖

二層邊跨受火時梁從0s～1080s撓度緩慢增長，1080s～1140s撓度突增，在1140s時撓度增大到17.295mm＞14.4mm，所以梁耐火極限時間是18min，臨界溫度741.46℃，梁構件失效；柱橫向位移在0s~1080s增大，1080s～1500s減少，整個受火過程中柱橫向最大位移40.635mm＜93.33mm，整個鋼框架并未失穩(wěn)。

二層中跨受火時梁從0s～1020s撓度緩慢增長，1020s～1080s撓度突然增大，增大到21.369mm＞14.4mm，所以梁耐火極限時間是17min，臨界溫度730.552℃，梁構件破壞；柱橫向位移在0s～1020s逐步增長，1020s～1500s逐步減小，在整個受火過程中柱橫向最大位移18.152mm＜93.33mm，整個鋼框架仍然保持穩(wěn)定。

圖14 二層梁撓度-時間曲線

圖15 二層柱橫向位移-時間曲線

2.2.3 三層邊跨與三層中跨變形分析

受火房間變形見圖16、圖17。由圖18、圖19可知：

（1）三層邊跨受火時梁在外力作用下先有向下?lián)隙?，由于上部沒有房間的約束作用，柱、梁受火膨脹，此時膨脹產(chǎn)生的向上位移大于外力產(chǎn)生的向下位移因此撓度向上，隨著溫度升高剛度、強度下降梁向下?lián)隙炔粩嘣龃?，?440s時撓度增大到21.559mm＞14.4mm，所以梁耐火極限時間是23min，臨界溫度792.01℃，梁構件失效；整個受火過程柱橫向最大位移51.816mm＜93.33mm，整個鋼框架并未失穩(wěn)。

圖16 三層邊跨變形圖

圖17 三層中跨變形圖

圖18 三層梁撓度-時間曲線

圖19 三層柱橫向位移-時間曲線

（2）三層中跨受火時梁在1200s撓度增大到16.265mm＞14.4mm，所以梁耐火極限時間是19min，臨界溫度為752.303℃，梁構件破壞；柱橫向最大位移20.853mm＜93.33mm，整個鋼框架仍然保持穩(wěn)定。

4 結論

（1）結合分析可知，不同房間發(fā)生火災對整個結構影響不同。本文每層邊跨耐火時間均長于中跨耐火時間。6個受火房間中，耐火時間最短的是底層中跨15min，應加強防火措施；耐火時間最長的是三層邊跨23min。

（2）整個受火過程中，梁均先于柱破壞，需適當加強梁構件防火措施。

（3）三層邊跨的邊柱變形最大，由于上部及左（或右）側沒有任何約束作用，使得柱橫向位移最大51.816mm，雖然沒達到極限狀態(tài)，但在抗火設計中為薄弱構件，需加強防火措施。