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        雙跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)火災(zāi)下倒塌模式

        2022-05-13 05:17:48李國(guó)強(qiáng)樓國(guó)彪蔣首超朱邵駿
        關(guān)鍵詞:邊柱中柱門(mén)式剛

        李國(guó)強(qiáng),吉 蔚,樓國(guó)彪,蔣首超,朱邵駿

        (1.同濟(jì)大學(xué)土木工程防災(zāi)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,上海 200092;2.同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院,上海 200092)

        門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)[1]制作成本低廉、體系布置靈活、工業(yè)化程度高,在工業(yè)建筑與商業(yè)建筑中應(yīng)用十分廣泛。但另一方面,由于火災(zāi)荷載密度大、高溫下鋼材力學(xué)性能退化嚴(yán)重且結(jié)構(gòu)冗余度低,火災(zāi)下門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)建筑的安全性問(wèn)題尤為突出。

        當(dāng)建筑物發(fā)生火災(zāi)時(shí),消防官兵需要入內(nèi)滅火并搶救被困人員與重要物資,然而在消防救援過(guò)程中有不少建筑物突然倒塌,嚴(yán)重威脅到消防官兵的人身安全[2-3],也對(duì)現(xiàn)場(chǎng)消防戰(zhàn)士的救援行動(dòng)造成心理壓力,從而影響救援效率。根據(jù)現(xiàn)有的事故統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)[4],門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)建筑是火災(zāi)倒塌中占比最大的一類(lèi)建筑,如果能對(duì)火災(zāi)下門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)的倒塌進(jìn)行預(yù)警,則對(duì)保障門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)建筑的火災(zāi)救援安全、提高救援效率有重要意義。

        為實(shí)現(xiàn)火災(zāi)下門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)的倒塌預(yù)警,首先需要對(duì)結(jié)構(gòu)的倒塌模式有清晰的認(rèn)識(shí)。倒塌模式是對(duì)結(jié)構(gòu)倒塌行為的規(guī)律性總結(jié),反映了結(jié)構(gòu)的倒塌機(jī)制,是倒塌預(yù)警理論的基礎(chǔ)。目前對(duì)火災(zāi)下門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)倒塌模式的研究主要采用試驗(yàn)與數(shù)值模擬方法。Lou等[5-7]分別設(shè)計(jì)了足尺單跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)與足尺雙跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)的火災(zāi)試驗(yàn),得到了試驗(yàn)剛架在局部火災(zāi)下的倒塌規(guī)律。Pyl等[8]完成了一個(gè)足尺冷彎薄壁型門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)的火災(zāi)試驗(yàn),試驗(yàn)剛架表現(xiàn)出整體向內(nèi)倒塌的破壞模式。Wong[9]對(duì)一個(gè)縮尺比為1:5的門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)進(jìn)行了一系列火災(zāi)試驗(yàn)研究,試驗(yàn)剛架在第3次火災(zāi)中表現(xiàn)出“跳躍型”的破壞模式。

        由于試驗(yàn)成本較高,且通過(guò)試驗(yàn)無(wú)法系統(tǒng)地總結(jié)結(jié)構(gòu)倒塌的一般規(guī)律,數(shù)值模擬已成為火災(zāi)下門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)倒塌研究的重要手段。Souza等[10]通過(guò)對(duì)比分析,指出三維有限元模型由于考慮了平面外的約束作用,因此模擬結(jié)果比二維模型更加精確。Ali等[11]通過(guò)數(shù)值模擬得到了火災(zāi)下單跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)的2種倒塌模式,并分析了屋面荷載、柱腳剛性、鋼材材性對(duì)結(jié)構(gòu)抗倒塌性能的影響。Lausova等[12]研究了火災(zāi)下鋼梁橫截面溫度的不均勻分布對(duì)門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)倒塌行為的影響。

        雖然研究人員已經(jīng)取得了一系列成果,但關(guān)于火災(zāi)下門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)的倒塌模式研究仍然不足。上述研究更多地關(guān)注典型結(jié)構(gòu)構(gòu)件在火災(zāi)下的倒塌行為或結(jié)構(gòu)在火災(zāi)下的抗倒塌性能,并未系統(tǒng)性地歸納門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)在各種可能火災(zāi)場(chǎng)景和不同幾何與物理參數(shù)組合下的倒塌機(jī)制,包括火災(zāi)中門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)究竟有多少種倒塌模式尚不清晰。

        李國(guó)強(qiáng)等[13]通過(guò)大量參數(shù)分析總結(jié)了火災(zāi)下單跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)可能發(fā)生的4種倒塌模式,并在此基礎(chǔ)上提出了單跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)的火災(zāi)倒塌預(yù)警方法[14],為門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)的倒塌預(yù)警理論研究提供了重要方向。但上述成果主要針對(duì)單跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu),對(duì)于在實(shí)際應(yīng)用中占有較大比例的多跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu),其倒塌模式更加復(fù)雜,火災(zāi)下單跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)的倒塌機(jī)制是否適用于多跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)還有待探索。

        本文在單跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)倒塌模式研究的基礎(chǔ)上,研究火災(zāi)下雙跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)的倒塌模式,分析其倒塌機(jī)制,并探索火災(zāi)下各種參數(shù)對(duì)倒塌模式的影響。

        1 有限元模型

        1.1 有限元模型的建立

        在大型商業(yè)有限元軟件ABAQUS的顯式動(dòng)力分析模塊中進(jìn)行火災(zāi)下門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)倒塌的數(shù)值模擬,分析中綜合考慮了剛架倒塌過(guò)程中的非線性效應(yīng)、動(dòng)力效應(yīng)、阻尼和剛度退化的影響。

        采用考慮彎曲、剪切和軸向變形的B31單元模擬結(jié)構(gòu)構(gòu)件。模型共設(shè)置2個(gè)荷載步,第一荷載步對(duì)模型施加力學(xué)荷載,第二荷載步在恒荷載不變的情況下對(duì)剛架的受火區(qū)域進(jìn)行升溫,直至結(jié)構(gòu)倒塌破壞。根據(jù)鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)[15]的規(guī)定,考慮剛架整體缺陷的影響,在柱頂施加假想水平力。

        顯式動(dòng)力分析計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性與網(wǎng)格劃分的大小有關(guān),網(wǎng)格越密,穩(wěn)定增量步長(zhǎng)也就相對(duì)越小,計(jì)算結(jié)果越精確,但計(jì)算時(shí)間顯著增加。通過(guò)對(duì)網(wǎng)格尺寸敏感性分析,決定根據(jù)構(gòu)件的重要程度采取不同的網(wǎng)格尺寸,設(shè)置梁、柱的網(wǎng)格尺寸為0.15m,檁條等次要構(gòu)件的網(wǎng)格尺寸為0.30m。由于實(shí)際火災(zāi)的升溫時(shí)間較長(zhǎng),為節(jié)約有限元的分析時(shí)間,需要將升溫時(shí)間進(jìn)行縮尺處理[16]。通過(guò)對(duì)升溫時(shí)間的敏感性分析,確定時(shí)間縮尺比(有限元升溫時(shí)間與實(shí)際升溫時(shí)間之比)為1:60。

        1.2 鋼材高溫材性模型

        鋼材高溫下的應(yīng)力-應(yīng)變模型按EC3[17]確定,如圖1所示,熱膨脹系數(shù)按建筑鋼結(jié)構(gòu)防火技術(shù)規(guī)范[18]中的規(guī)定取值,密度取7 850kg·m-1,泊松比為0.3。采用Rayleigh阻尼模型考慮動(dòng)力失效過(guò)程中阻尼的影響,采用應(yīng)變率效應(yīng)增大系數(shù)考慮倒塌時(shí)應(yīng)變率對(duì)鋼材強(qiáng)度的影響[16]。

        圖1 EC3鋼材高溫應(yīng)力-應(yīng)變模型(Q235)Fig.1 EC3 high-temperature constitutive model(Q235)

        1.3 有限元模型的試驗(yàn)驗(yàn)證

        文獻(xiàn)[6-7]進(jìn)行了一個(gè)火災(zāi)下足尺雙跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)的倒塌試驗(yàn),獲得了局部火災(zāi)下剛架內(nèi)部的溫度場(chǎng)分布規(guī)律和關(guān)鍵位置處的位移曲線。本節(jié)基于試驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證火災(zāi)下雙跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)倒塌有限元數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性。

        試驗(yàn)剛架平面尺寸為36m×12m,邊柱柱距6.0m,檐口高度5.4m,屋面坡度1:15,屋面圍護(hù)為單層彩鋼板,在跨中位置設(shè)置平面尺寸為4m×6m的受火隔間,隔墻為雙層彩鋼巖棉夾芯隔墻,隔間內(nèi)堆放8m3的木垛作為燃料。在右側(cè)柱距離柱底0.8m、2.5m、3.5m和4.2m處通過(guò)定滑輪懸掛沙袋的方式模擬0.5 kN·m-2的設(shè)計(jì)風(fēng)荷載,在兩側(cè)18m跨度的梁上等距、對(duì)稱(chēng)布置30個(gè)沙袋,模擬0.6 kN·m-2的豎向均布荷載。

        在試驗(yàn)中,剛架邊柱與橫梁為變截面構(gòu)件,中柱為等截面構(gòu)件[7]。為簡(jiǎn)化計(jì)算,在有限元模型中構(gòu)件截面一律采用等截面,截面尺寸為實(shí)際變截面的平均值。有限元模型中構(gòu)件截面與材料信息如表1所示。

        表1 構(gòu)件材料與截面信息[7]Tab.1 Material and section information of steel member[7]

        熱電偶測(cè)量結(jié)果顯示,火場(chǎng)內(nèi)部溫度沿高度方向可以分成上下2個(gè)區(qū)域,因此在數(shù)值模擬中可以將受火柱上下區(qū)域的平均溫度作為熱邊界輸入,由于熱煙氣與熱輻射的影響,在受火隔間附近4m范圍內(nèi)的非受火梁也具有較高的溫度。將剛架劃分為不同的受火區(qū)域,如圖2所示。各區(qū)域的溫度時(shí)程數(shù)據(jù)[7]如表2所示。

        表2 實(shí)測(cè)溫度時(shí)程曲線[7]Tab.2 Measured temperature distribution of the frame[7]

        圖2 有限元模型中的溫度分區(qū)[7]Fig.2 Temperature distribution in finite element model[7]

        有限元結(jié)果顯示試驗(yàn)剛架發(fā)生了明顯的向內(nèi)倒塌模式,與試驗(yàn)現(xiàn)象一致(圖3)。試驗(yàn)剛架測(cè)點(diǎn)位移模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比[6]如圖4所示??梢?jiàn),有限元模型可以較準(zhǔn)確地模擬試驗(yàn)剛架的倒塌行為。更多關(guān)于該有限元模型模擬火災(zāi)下門(mén)式剛架倒塌行為的驗(yàn)證可參見(jiàn)文獻(xiàn)[13]、文獻(xiàn)[19]。

        圖3 試驗(yàn)剛架倒塌模式對(duì)比Fig.3 Comparison of collapse mode of the test frame

        圖4 試驗(yàn)剛架位移曲線對(duì)比[6]Fig.4 Comparison of measured and simulated displacements of the test frame[6]

        2 結(jié)構(gòu)模型及影響因素

        2.1 結(jié)構(gòu)模型

        采用三維門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)進(jìn)行參數(shù)分析,結(jié)構(gòu)模型如圖5所示。剛架跨度24.0m,檐口高度6.9m,屋面坡度1:15,柱距6.0m,檁條與墻梁間距均為1.5m,并在跨中設(shè)置一道拉條。邊柱與中柱柱腳剛接,中柱柱頂與橫梁鉸接,模型考慮豎向均布荷載。構(gòu)件截面尺寸見(jiàn)表3,鋼材屈服強(qiáng)度為235MPa。實(shí)際結(jié)構(gòu)中門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)沿縱向的榀數(shù)較多,受力特點(diǎn)接近平面結(jié)構(gòu),因此在有限元模型中,約束了兩側(cè)邊剛架平面外的轉(zhuǎn)動(dòng),以使結(jié)構(gòu)的倒塌變形更接近真實(shí)情況。

        圖5 雙跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)模型(單位:m)Fig.5 Structural models of double span steel portal frame(unit:m)

        表3 構(gòu)件截面信息Tab.3 Section information of steel member

        2.2 參數(shù)分析的影響因素

        2.2.1 構(gòu)件升溫工況

        采用參數(shù)化升溫曲線[20]近似模擬火災(zāi)下無(wú)防火保護(hù)鋼構(gòu)件的升溫,曲線表達(dá)如式(1)所示:

        式中:T0為室溫,取20℃;Tmax為構(gòu)件達(dá)到的最高溫度,與升溫工況有關(guān);α為升溫速率有關(guān)的參數(shù),取0.001。該升溫曲線與熱平衡理論計(jì)算出的無(wú)防火保護(hù)鋼構(gòu)件在ISO834標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)升溫下的溫度曲線基本一致[13]。

        門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)體系多用于大空間、大跨度建筑,由于設(shè)置了必要的防火隔墻,結(jié)構(gòu)在火災(zāi)中往往是局部受火。為了研究火源位置、火源功率對(duì)門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)倒塌模式的影響,采用分區(qū)段升溫的方式[13,21],沿跨度方向?qū)⒘褐鶆澐譃?4個(gè)升溫區(qū)段(圖6),一共設(shè)置了23種升溫工況,如表4所示。其中高溫段的鋼構(gòu)件在火災(zāi)中能達(dá)到的最高溫度Tmax=1 000℃,次高溫段的鋼構(gòu)件在火災(zāi)中能達(dá)到的最高溫度為T(mén)max=667℃。其他鋼構(gòu)件保持常溫??紤]到火勢(shì)的蔓延快慢,沿柱距方向設(shè)置了2種火勢(shì)蔓延速率,對(duì)應(yīng)不同的受火榀數(shù)。當(dāng)蔓延速率較小時(shí),僅三維模型的中間一榀剛架及與之連接的檁條、墻梁和拉條受火,拉條以外區(qū)域保持常溫,當(dāng)蔓延速率較大時(shí),三榀剛架和所有次要構(gòu)件同時(shí)升溫。以F表示升溫工況,S表示火勢(shì)蔓延慢、結(jié)構(gòu)單榀受火,D表示火勢(shì)蔓延快、結(jié)構(gòu)多榀受火。

        表4 剛架升溫工況Tab.4 Heating condition of the frame

        圖6 跨度方向的溫度分區(qū)Fig.6 Temperature partition of the frame along the span

        2.2.2 柱腳剛性與中柱連接形式

        文獻(xiàn)[13]表明柱腳剛性對(duì)單跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)的倒塌性能有顯著影響,本文采用剛接與鉸接2種極限情況來(lái)研究柱腳剛性對(duì)火災(zāi)下雙跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)倒塌模式的影響。此外,雙跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)中柱柱頂與橫梁存在剛接與鉸接2種連接形式[22],本文研究這2種連接形式對(duì)倒塌模式的影響。

        2.2.3 荷載比

        為了研究荷載對(duì)門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)倒塌模式的影響,將豎向均布荷載按不同的荷載比0.3、0.4、0.5、0.6施加,荷載比定義為結(jié)構(gòu)施加荷載與結(jié)構(gòu)承載力之比。

        2.2.4 防火保護(hù)

        由于鋼材在高溫下材性退化嚴(yán)重,門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)一般設(shè)置必要的防火保護(hù),以保證火災(zāi)下結(jié)構(gòu)在規(guī)定時(shí)間內(nèi)的承載能力。為了研究不同防火保護(hù)條件對(duì)倒塌模式的影響,按照建筑設(shè)計(jì)防火規(guī)范[23]的要求,采用5種不同的防火保護(hù)等級(jí)。對(duì)于檁條等次要構(gòu)件的防火保護(hù),考慮2種極限情況:第1種情況下,次要構(gòu)件的防火等級(jí)較高,防火保護(hù)時(shí)間與梁相同,確保結(jié)構(gòu)不會(huì)因檁條的失效而提前破壞。第2種情況下,次要構(gòu)件的防火等級(jí)較低,火災(zāi)下提前破壞,對(duì)整體結(jié)構(gòu)的倒塌可能有較大影響。防火保護(hù)的設(shè)置如表5所示。當(dāng)構(gòu)件存在防火保護(hù)時(shí),構(gòu)件溫度在耐火極限時(shí)間內(nèi)從常溫20℃至臨界溫度(柱550℃,梁600℃)線性增加,次要構(gòu)件的臨界溫度假定與梁相同。當(dāng)構(gòu)件無(wú)防火保護(hù)時(shí),升溫曲線按式(1)確定。

        表5 結(jié)構(gòu)防火保護(hù)Tab.5 Fire protection settings

        2.2.5 截面溫度梯度

        實(shí)際火災(zāi)發(fā)生時(shí),由于通風(fēng)等因素的影響,構(gòu)件沿橫截面存在溫度梯度,為研究截面溫度梯度對(duì)倒塌模式的影響,建設(shè)截面溫度梯度為線性分布,研究不同的溫度梯度對(duì)倒塌模式的影響。選取3種不同的溫度梯度,分別為200、400、600℃·m-1。

        2.2.6 剛架幾何尺寸

        實(shí)際使用中存在不同跨度與不同高度的門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)體系,為了研究跨高比對(duì)倒塌預(yù)警的影響,選擇檐口高度6.9m、跨度18、21、24、27、30m的5種剛架,采用統(tǒng)一荷載比0.4進(jìn)行模擬,以消除截面尺寸的影響??紤]到實(shí)際使用中存在多種柱距的門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)體系,為了研究柱距對(duì)倒塌模式的影響,選擇3種不同的柱距,即6.0m、7.5m、9.0m。其中6.0m柱距的門(mén)式剛架在檁條跨中設(shè)置一道拉條,7.5m和9.0m柱距的門(mén)式剛架在檁條1/3和2/3跨度處各設(shè)置一道拉條。不同跨度與柱距下的鋼構(gòu)件截面尺寸參考門(mén)式剛架圖集07SG518[24]。

        3 倒塌模式與機(jī)理

        3.1 雙跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)的倒塌模式

        采用經(jīng)試驗(yàn)驗(yàn)證的有限元模型,對(duì)上述各種參數(shù)條件的雙跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)在火災(zāi)下的倒塌模式進(jìn)行分析,基于參數(shù)分析結(jié)果歸納出了火災(zāi)下雙跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)的6種典型倒塌模式,即:邊柱側(cè)傾倒塌模式(A類(lèi))、邊柱屈曲倒塌模式(B類(lèi))、整體向內(nèi)倒塌模式(C類(lèi))、整體向外倒塌模式(D類(lèi))、邊跨局部倒塌模式(E類(lèi))和中柱倒塌模式(F類(lèi)),如圖7-12所示。

        柱側(cè)傾倒塌模式(A類(lèi))和柱屈曲倒塌模式(B類(lèi))屬于邊柱倒塌模式,主要發(fā)生在僅邊柱小范圍受火的火災(zāi)場(chǎng)景,破壞形態(tài)如圖7、圖8所示,倒塌機(jī)理與單跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)類(lèi)似。當(dāng)荷載比較大或未受火區(qū)域與柱腳無(wú)法對(duì)受火邊柱提供足夠的側(cè)向約束時(shí),邊柱受火后的向外側(cè)移會(huì)不斷增大,受火柱將在彎矩與軸力作用下發(fā)生破壞,剛架將會(huì)向柱側(cè)傾的方向發(fā)生整體倒塌。當(dāng)荷載比較小或未受火區(qū)域與柱腳對(duì)受火邊柱的側(cè)向約束較強(qiáng)時(shí),邊柱的水平側(cè)移受到抑制,彎矩幾乎可以忽略,受火柱在軸力作用下屈曲破壞,非受火跨未發(fā)生倒塌。

        圖7 邊柱側(cè)傾倒塌模式(A類(lèi))Fig.7 Side column lateral collapse mode(A)

        圖8 邊柱屈曲倒塌模式(B類(lèi))Fig.8 Side column buckling collapse mode(B)

        整體倒塌模式包括整體向內(nèi)倒塌模式(C類(lèi))和整體向外倒塌模式(D類(lèi)),主要發(fā)生在梁柱大面積受火的火災(zāi)場(chǎng)景,破壞形態(tài)如圖9、圖10所示,倒塌機(jī)理與單跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)類(lèi)似。在剛架受火初期,由于鋼材的熱膨脹效應(yīng),檐口向外膨脹而屋脊向上位移。隨著溫度增加,鋼材的材性退化使得鋼梁開(kāi)始向下?lián)锨?。若檐口的向外膨脹受到約束,邊柱將在梁的懸鏈線效應(yīng)下拉向內(nèi)側(cè),中柱也隨之屈曲,結(jié)構(gòu)整體向內(nèi)倒塌;若檐口持續(xù)向外膨脹,則結(jié)構(gòu)整體向外倒塌。

        圖9 整體向內(nèi)倒塌模式(C類(lèi))Fig.9 Overall inward collapse mode(C)

        圖10 整體向外倒塌模式(D類(lèi))Fig.10 Overall outward collapse mode(D)

        邊跨倒塌模式(E類(lèi))發(fā)生在邊柱大范圍受火和邊跨小范圍受火的火災(zāi)場(chǎng)景,破壞形態(tài)如圖11所示。在該倒塌模式下邊跨梁受火產(chǎn)生大變形,邊跨柱在梁的懸鏈線效應(yīng)下向內(nèi)傾斜甚至傾倒,受火跨整體向內(nèi)倒塌而非受火跨未發(fā)生倒塌。當(dāng)僅有中間一榀剛架受火時(shí),非受火榀剛架通過(guò)檁條承擔(dān)受火梁的大部分懸鏈線力,受火邊柱雖有一定傾斜,但基本保持直立。當(dāng)多榀剛架同時(shí)受火時(shí),梁撓曲的懸鏈線力主要沿跨度方向傳遞,受火柱在梁的懸鏈線效應(yīng)下向內(nèi)側(cè)倒塌。

        圖11 邊跨倒塌模式(E類(lèi))Fig.11 Side span collapse mode(E)

        中柱倒塌模式(F類(lèi))主要發(fā)生在中柱小范圍受火的火災(zāi)場(chǎng)景,破壞形態(tài)如圖12所示。隨著溫度的升高,受火中柱材性退化嚴(yán)重,同時(shí)梁的撓曲變形惡化了中柱的受力情況,中柱受壓破壞。由于受火范圍較小,非受火的邊柱仍然可以保持直立,結(jié)構(gòu)在受火中柱附近發(fā)生局部坍陷。

        圖12 中柱倒塌模式(F類(lèi))Fig.12 Mid column collapse mode(F)

        3.2 單跨與雙跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)倒塌模式的對(duì)比

        文獻(xiàn)[13]表明火災(zāi)下單跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)存在4種倒塌模式,如圖13所示。由于單跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)的冗余度很低,部分梁柱構(gòu)件的破壞會(huì)導(dǎo)致整體結(jié)構(gòu)的倒塌。當(dāng)單柱受火破壞時(shí),結(jié)構(gòu)發(fā)生A、B類(lèi)倒塌,當(dāng)梁破壞或梁柱同時(shí)破壞時(shí),結(jié)構(gòu)發(fā)生C、D類(lèi)倒塌。

        圖13 單跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)的倒塌模式[13]Fig.13 Collapse modes of single span steel portal frames[13]

        雙跨門(mén)式剛架由于中柱的存在,結(jié)構(gòu)的冗余度增加,倒塌機(jī)理更加復(fù)雜。首先,中柱的存在增加了結(jié)構(gòu)的傳力路徑,使得剛架允許出現(xiàn)某個(gè)柱子受火破壞而其余兩柱保持直立的情況,表現(xiàn)為當(dāng)邊柱倒塌時(shí),另一跨仍然保持直立(B倒塌模式),或當(dāng)中柱倒塌時(shí),邊柱保持直立(F類(lèi)倒塌模式)。其次,中柱的存在增加了剛架的抗側(cè)剛度,當(dāng)單跨受火破壞時(shí),另一跨有足夠的抗側(cè)剛度抵抗受火梁的懸鏈線效應(yīng)而不致倒塌(E類(lèi)倒塌模式)。表6列出了雙跨與單跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)倒塌模式的關(guān)系。

        表6 雙跨與單跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)倒塌模式的關(guān)系Tab.6 Relationship between collapse modes of double span and single span steel portal frames

        4 倒塌模式影響因素分析

        4.1 構(gòu)件升溫工況的影響

        由表7可知,構(gòu)件升溫工況顯著影響雙跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)的倒塌模式。從火災(zāi)場(chǎng)景來(lái)看,對(duì)于邊柱受火的火災(zāi)場(chǎng)景,當(dāng)火勢(shì)較小時(shí),結(jié)構(gòu)發(fā)生B類(lèi)倒塌;當(dāng)火勢(shì)較大時(shí),結(jié)構(gòu)發(fā)生E類(lèi)倒塌。對(duì)于邊跨受火的火災(zāi)場(chǎng)景,當(dāng)火勢(shì)較小時(shí),結(jié)構(gòu)發(fā)生E類(lèi)倒塌;當(dāng)火勢(shì)較大時(shí),結(jié)構(gòu)發(fā)生C、F類(lèi)倒塌。對(duì)于中柱受火的火災(zāi)場(chǎng)景,結(jié)構(gòu)發(fā)生C、F類(lèi)倒塌。從火勢(shì)沿縱向蔓延速率來(lái)看,蔓延較快時(shí)多榀受火,次要構(gòu)件由于材性退化嚴(yán)重,在倒塌過(guò)程中對(duì)主體結(jié)構(gòu)的約束較弱,因此蔓延較慢時(shí)結(jié)構(gòu)發(fā)生E、F類(lèi)倒塌,蔓延較快時(shí)結(jié)構(gòu)發(fā)生B、C、E類(lèi)倒塌。

        表7 不同升溫工況下的倒塌模式Tab.7 Collapse modes under different heating conditions

        4.2 柱腳剛性與中柱連接形式的影響

        柱腳剛性與中柱連接形式主要影響邊柱倒塌模式(A、B)與整體倒塌模式(C、D),如表8所示。當(dāng)邊柱鉸接且中柱柱頂與橫梁鉸接時(shí),結(jié)構(gòu)的抗側(cè)力剛度不足,結(jié)構(gòu)更容易發(fā)生A類(lèi)倒塌與D類(lèi)倒塌。

        表8 考慮柱邊界條件影響的倒塌模式Tab.8 Collapse modes considering the effects of boundary conditions of columns

        4.3 荷載比的影響

        表9給出了荷載比為0.3、0.4、0.5、0.6時(shí)結(jié)構(gòu)的倒塌模式。荷載比主要影響邊柱倒塌模式(A、B),隨著荷載比的增大,邊柱側(cè)傾后的二階效應(yīng)增大,結(jié)構(gòu)側(cè)傾趨勢(shì)加劇,結(jié)構(gòu)更容易發(fā)生A類(lèi)倒塌。

        表9 考慮荷載比影響的倒塌模式Tab.9 Collapse modes considering the effects of load ratios

        4.4 防火保護(hù)的影響

        防火保護(hù)對(duì)單榀受火門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)的倒塌模式有一定影響,如表10所示。由于防火保護(hù)的存在,柱、梁和次要構(gòu)件的耐火極限時(shí)間有顯著區(qū)別。由于柱的耐火時(shí)間較長(zhǎng),火災(zāi)下柱更不容易破壞,F(xiàn)類(lèi)倒塌模式有轉(zhuǎn)變?yōu)镋類(lèi)倒塌模式的傾向。

        表10 考慮防火保護(hù)影響的倒塌模式Tab.10 Collapse modes considering the effects of fire protection

        4.5 截面溫度梯度的影響

        由表11可知,截面溫度梯度對(duì)結(jié)構(gòu)的倒塌模式影響不大。

        表11 考慮截面溫度梯度影響的倒塌模式Tab.11 Collapse modes considering the effects of cross-sectional temperature gradient

        4.6 剛架幾何尺寸的影響

        表12、表13分別給出了跨度和柱距對(duì)結(jié)構(gòu)倒塌模式的影響??缍群椭嘀饕绊懻w倒塌模式C、D。當(dāng)跨度增加時(shí),梁撓曲后的懸鏈線效應(yīng)增強(qiáng),結(jié)構(gòu)更容易發(fā)生C類(lèi)倒塌;當(dāng)柱距增加時(shí),次要構(gòu)件的側(cè)向約束作用減弱,結(jié)構(gòu)更容易發(fā)生D類(lèi)倒塌。

        表12 考慮跨度影響的倒塌模式Tab.12 Collapse modes considering the effects of span

        表13 考慮柱距影響的倒塌模式Tab.13 Collapse modes considering the effects of column spacing

        5 結(jié)語(yǔ)

        建立了火災(zāi)下雙跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)的有限元數(shù)值模型,進(jìn)行了雙跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)倒塌試驗(yàn)的數(shù)值模擬。采用經(jīng)試驗(yàn)驗(yàn)證的有限元模型進(jìn)行參數(shù)分析,總結(jié)了雙跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)在火災(zāi)下可能發(fā)生的6種倒塌模式和相應(yīng)的倒塌機(jī)制,得出以下結(jié)論:

        (1)雙跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)在火災(zāi)下存在6種倒塌模式,即柱側(cè)傾倒塌模式(A類(lèi))、柱屈曲倒塌模式(B類(lèi))、整體向內(nèi)倒塌模式(C類(lèi))、整體向外倒塌模式(D類(lèi))、邊跨倒塌模式(E類(lèi))和中柱倒塌模式(F類(lèi))。

        (2)相較于單跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu),中柱的存在顯著影響了雙跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)的倒塌機(jī)理,提高了結(jié)構(gòu)的冗余度,增強(qiáng)了結(jié)構(gòu)的水平抗側(cè)剛度,使結(jié)構(gòu)的倒塌模式更復(fù)雜。除了與單跨剛架相似的A、B、C、D類(lèi)倒塌模式外,雙跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)在局部火災(zāi)下還可能出現(xiàn)E、F類(lèi)倒塌模式。

        (3)升溫工況顯著影響雙跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)的倒塌模式。A類(lèi)和B類(lèi)倒塌模式發(fā)生在邊柱小范圍受火的工況,E類(lèi)倒塌模式發(fā)生在邊柱大范圍受火或邊跨小范圍受火的工況,F(xiàn)類(lèi)倒塌模式發(fā)生在中柱小范圍受火的工況,C類(lèi)和D類(lèi)倒塌模式發(fā)生在邊跨或中柱大范圍受火的工況。

        (4)防火保護(hù)顯著影響雙跨門(mén)式剛架鋼結(jié)構(gòu)的倒塌模式,當(dāng)結(jié)構(gòu)有防火保護(hù)時(shí),梁和次要構(gòu)件的耐火時(shí)間相對(duì)縮短,柱的耐火時(shí)間相對(duì)提高,局部倒塌模式F不容易發(fā)生。橫截面溫度梯度的存在對(duì)結(jié)構(gòu)的倒塌模式?jīng)]有明顯影響。

        (5)柱腳剛性與中柱柱頂連接形式主要影響邊柱倒塌模式(A、B)和整體倒塌模式(C、D),柱腳鉸接且中柱為搖擺柱時(shí),抗側(cè)剛度較低,結(jié)構(gòu)更容易發(fā)生A類(lèi)和D類(lèi)倒塌。

        (6)荷載比主要影響邊柱倒塌模式(A、B),當(dāng)荷載比增大時(shí),結(jié)構(gòu)側(cè)傾產(chǎn)生的二階效應(yīng)增強(qiáng),結(jié)構(gòu)更容易發(fā)生A類(lèi)倒塌。

        (7)剛架跨度和柱距主要影響整體倒塌模式(C、D),跨度增大時(shí)懸鏈線效應(yīng)增強(qiáng),結(jié)構(gòu)更容易發(fā)生C類(lèi)倒塌,柱距增大時(shí)側(cè)向約束減弱,結(jié)構(gòu)更容易發(fā)生D類(lèi)倒塌。

        作者貢獻(xiàn)聲明:

        李國(guó)強(qiáng):論文的選題、指導(dǎo)、修改。

        吉 蔚:具體研究工作的開(kāi)展和論文撰寫(xiě)。

        樓國(guó)彪:論文的指導(dǎo)、修改。

        蔣首超:論文的指導(dǎo)、修改。

        朱邵駿:論文的指導(dǎo)、修改。

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