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。