李國強，馮程遠，樓國彪

（1. 同濟大學土木工程學院，上海200092；2. 同濟大學土木工程防災(zāi)國家重點實驗室，上海200092）

門式鋼剛架結(jié)構(gòu)體系具有成本低廉、工業(yè)化程度高等優(yōu)勢，已作為一種重要的結(jié)構(gòu)形式廣泛應(yīng)用于單層廠房、倉庫及商業(yè)建筑中［1］。

由于缺乏對火災(zāi)下工程結(jié)構(gòu)倒塌機理的清晰認識，近年來倒塌事故頻繁發(fā)生［2-3］，不僅造成人民群眾的財產(chǎn)損失，還對消防官兵的生命安全產(chǎn)生嚴重威脅。調(diào)查表明，每年平均約20 位消防官兵犧牲，并且在火災(zāi)救援過程中由于結(jié)構(gòu)倒塌導致傷亡的人數(shù)逐年增加［4］。相比于住宅建筑，多用于廠房、倉庫的門式鋼剛架建筑對消防官兵威脅更大［5］。一方面，火災(zāi)荷載密度較大，火災(zāi)一旦發(fā)生，擴散迅速，鋼構(gòu)件的力學性能顯著下降；另一方面，結(jié)構(gòu)的整體冗余度較低，抗倒塌能力較差。因此，準確預測火災(zāi)下門式鋼剛架結(jié)構(gòu)的倒塌模式并研究其倒塌機理成為目前亟需解決的問題。

為了明確門式鋼剛架在火災(zāi)下的倒塌機理，國內(nèi)外學者開展了一些試驗研究。Wong［6］對縮尺比為1∶5 的三維門式鋼剛架進行了試驗研究，發(fā)現(xiàn)受火鋼剛架具有明顯的“組合失效”模式。杜二峰［7］設(shè)計了縮尺比為1∶4 的門式鋼剛架整體火災(zāi)試驗，研究了火災(zāi)下結(jié)構(gòu)的整體響應(yīng)。Lou等［8-9］進行了門式鋼剛架火災(zāi)足尺試驗，結(jié)構(gòu)在對稱火災(zāi)下發(fā)生平面內(nèi)的向內(nèi)倒塌及平面外的變形。

然而，足尺試驗的成本過于昂貴，而且僅通過試驗難以得到倒塌規(guī)律。隨著性能化抗火設(shè)計的不斷發(fā)展，數(shù)值模擬手段已成為火災(zāi)下鋼結(jié)構(gòu)倒塌研究的重要手段［10-11］。O’Meagher 等［12］模擬了二維門式鋼剛架在七種典型火災(zāi)場景下的倒塌，提出了向內(nèi)倒塌與向外倒塌兩種失效模式。Moss 等［13］、Johnston 等［14］、Rahman 等［15］建 立 了 有 限 元 模 型（FEM），研究了高溫下門式鋼剛架的抗火性能，認為柱腳有必要剛接以保證結(jié)構(gòu)向內(nèi)倒塌。Song［16］研究了火災(zāi)下門式鋼剛架結(jié)構(gòu)的“跳躍型”失效模式。

雖然國內(nèi)外學者取得了一些研究成果，但關(guān)于火災(zāi)下門式鋼剛架結(jié)構(gòu)倒塌模式的研究仍然存在不足。一方面，上述關(guān)于倒塌模式的研究僅關(guān)注了典型構(gòu)件均勻升溫工況下發(fā)生的各種倒塌行為，并不能完全反應(yīng)千變?nèi)f化的真實火災(zāi)，究竟有多少種倒塌模式目前尚不清晰；另一方面，上述研究側(cè)重結(jié)構(gòu)的抗火性能，并未重點關(guān)注倒塌過程中的典型規(guī)律。

結(jié)構(gòu)倒塌模式是工程設(shè)施倒塌預警的重要基礎(chǔ)。因此，基于已知的火災(zāi)下門式鋼剛架足尺倒塌試驗結(jié)果對有限元模型進行驗證，并采用經(jīng)試驗驗證的有限元模型研究門式鋼剛架結(jié)構(gòu)在不均勻火災(zāi)場景下的倒塌模式與規(guī)律，為真實火災(zāi)下門式鋼剛架的倒塌預警提供基礎(chǔ)。

1 有限元模型及試驗驗證

采用大型商業(yè)有限元軟件Abaqus 的顯式動力分析模塊。模型考慮了幾何非線性、材料非線性、大變形、阻尼、剛度退化以及結(jié)構(gòu)倒塌時的動力響應(yīng)。

1.1 單元介紹

采用考慮剪切、彎曲和軸向變形的一階三維鐵木辛柯梁單元（B31）模擬結(jié)構(gòu)構(gòu)件。顯式動力分析計算結(jié)果的準確性與網(wǎng)格劃分的大小有關(guān)，網(wǎng)格越密，穩(wěn)定增步長也就相對越小，計算結(jié)果越精確，但計算時間顯著增加。研究表明，采用過于精細的有限元模型對力學響應(yīng)結(jié)果的影響較?。?7］。因此，通過網(wǎng)格尺寸的敏感性分析，確定采用較為精細的網(wǎng)格尺寸，即柱采用25 個單元，梁采用40 個單元，檁條、墻梁采用10個單元。

采用連接單元CONN3D2模擬柱腳的半剛性連接。根據(jù)鋼結(jié)構(gòu)協(xié)會SCI 設(shè)計規(guī)范的規(guī)定，按理想彈塑性計算［18］，如下所示：

式中：Kb為柱腳抗彎剛度；Mlim為柱腳極限彎矩；EIc、hc、Mpc分別為與柱腳相連柱的抗彎剛度、高度及塑性承載彎矩；k和η分別為剛度及強度降低系數(shù)。

1.2 鋼材高溫材性模型

圖1 為Q345 鋼材在20～1 200 ℃時歐洲規(guī)范EC3高溫應(yīng)力?應(yīng)變本構(gòu)模型［19］。彈性模量、比例極限及屈服強度降低系數(shù)等均按EC3 規(guī)范確定，同時考慮鋼材的高溫強化效應(yīng)，并采用應(yīng)變率效應(yīng)增大系數(shù)（DIF）研究應(yīng)變率效應(yīng)對鋼材強度的影響［20］。

高溫下鋼材熱膨脹系數(shù)按照GB51249―2017［21］取值。密度取7 850 kg·m-3，泊松比與溫度無關(guān)，取0.3。具體的參數(shù)選取可參考文獻［20］。

1.3 模型特殊設(shè)置

模型共包括兩個荷載步。第一荷載步對結(jié)構(gòu)施加恒載；第二荷載步則在恒載不變的條件下對受火區(qū)域進行升溫，直至結(jié)構(gòu)倒塌?？紤]到實際火災(zāi)的持續(xù)時間過長，而顯式動力分析的時間增量步一般很小，若按實際火災(zāi)持時計算耗時耗力，因此需要對時間進行縮尺處理［20］。通過對加載時間的敏感性分析，確定時間縮尺比（加載時間與實際受火時間的比值）為1∶60，并且模型采用自動時間步迭代求解。

采用Rayleigh阻尼模型考慮結(jié)構(gòu)動力失效過程中阻尼的影響，同時按照GB50017―2017［22］規(guī)定，考慮二階彈塑性分析中初始缺陷的影響。

1.4 有限元模型的驗證試驗

文獻［8-9］中進行了火災(zāi)下門式鋼剛架結(jié)構(gòu)的足尺模型倒塌試驗，為驗證二維、三維有限元模型提供了豐富的試驗數(shù)據(jù)?；馂?zāi)下門式鋼剛架結(jié)構(gòu)二維倒塌模擬分析的準確性已得到驗證［20］。本節(jié)將基于試驗結(jié)果驗證火災(zāi)下門式鋼剛架結(jié)構(gòu)三維倒塌模擬分析的準確性。

試驗對象為足尺門式鋼剛架結(jié)構(gòu)，平面尺寸12.0 m×6.0 m，檐口高度5.4 m，屋面坡度1/15，屋面及墻面均采用單層彩鋼板，如圖2 所示。在邊跨位置設(shè)置6.0 m×4.0 m 受火隔間，并放置四堆1.5 m×2.0 m 標準木垛以模擬真實火災(zāi)。結(jié)構(gòu)構(gòu)件布置如圖3所示，截面尺寸與材料信息如表1所示。

表1 鋼構(gòu)件截面信息［8］Tab.1 Section information of steel member[8]

分別在建筑外側(cè)距離地面0.8 m、2.5 m 和4.2 m 高的位置設(shè)定滑輪，通過懸掛沙袋的方式在柱相應(yīng)位置施加2.8 kN 的集中力（共6 個加載點），以模擬0.5 kN·m-2的設(shè)計水平風荷載。在兩側(cè)6.0 m跨度的梁上，對稱布置20個沙袋以模擬2 kN·m-1的均布荷載?；谖墨I［8］熱電偶的測量結(jié)果，將結(jié)構(gòu)劃分為不同的受火區(qū)域，如圖3 所示。同一區(qū)域的構(gòu)件溫度一致，并將實測構(gòu)件溫度時程曲線作為輸入。不同區(qū)域的溫度時程曲線如圖4所示。

1.5 試驗的有限元模擬結(jié)果

為研究柱腳剛性對火災(zāi)下門式鋼剛架結(jié)構(gòu)倒塌模擬的影響，分別模擬了柱腳完全鉸接、半剛接（k為2、η為0.5）及完全剛接的情況。此外，試驗量測了1/3 跨度處的豎向位移dz、檐口處的水平位移dh及豎向位移dv（見圖3），作為有限元模型驗證的基礎(chǔ)。

模擬結(jié)果與試驗結(jié)果的對比如圖5所示。有限元模型可較準確地模擬試驗框架的倒塌過程，并且柱腳半剛接與剛接的結(jié)果基本一致，比柱腳鉸接模擬結(jié)果與試驗結(jié)果吻合更好。柱腳鉸接相當于釋放了一定程度的熱應(yīng)力，從而豎向位移dz與dv明顯低于試驗值，但柱腳剛接也使檐口水平位移dh略小于試驗值，總體來說與試驗結(jié)果較為吻合。由于熱膨脹系數(shù)的存在，因此柱頂豎向位移dv最大可達到40 mm，并且鋼剛架梁受熱也使得柱頂水平位移dh不斷增加。然而，圖5 中豎向位移dz的試驗與模擬結(jié)果在后期的變化趨勢不同，主要是因為試驗中結(jié)構(gòu)發(fā)生倒塌時，防火隔墻仍具有足夠的承載力，阻礙了倒塌的進一步發(fā)生。

有限元模型還模擬了不同柱腳剛性試驗?zāi)Ｐ偷慕Y(jié)構(gòu)倒塌模式，如圖6 所示。柱腳鉸接時結(jié)構(gòu)呈現(xiàn)明顯的向外倒塌（見圖6a），該類倒塌模式認為是較為不利的；柱腳半剛接與剛接時結(jié)構(gòu)均呈現(xiàn)向內(nèi)倒塌（見圖6b），即柱腳的剛性使剛架梁懸鏈線效應(yīng)充分發(fā)展，導致結(jié)構(gòu)整體向內(nèi)倒塌。

2 有限元參數(shù)分析采用的結(jié)構(gòu)模型

2.1 二維結(jié)構(gòu)模型

二維門式鋼剛架結(jié)構(gòu)模型如圖7 所示。跨度24.0 m，柱距6.0 m，檐口高度6.0 m，屋面坡度1/15。為避免結(jié)構(gòu)倒塌前構(gòu)件發(fā)生局部屈曲破壞，梁柱構(gòu)件需滿足GB50017―2017［22］中A 級截面要求，并且均采用500 mm×200 mm×12 mm×15 mm的焊接H型鋼，鋼材選用Q345。模型考慮豎向均布恒載與水平風荷載。

2.2 三維結(jié)構(gòu)模型

門式鋼剛架結(jié)構(gòu)體系多用于大空間建筑，火災(zāi)發(fā)生時由于設(shè)置了必要的防火隔墻，結(jié)構(gòu)往往是局部受火，因此非受火部分通過次要構(gòu)件對受火部分的約束作用不可忽略。建立了一個三維模型研究火災(zāi)下檁條等次要構(gòu)件對倒塌模式的影響。結(jié)構(gòu)三維模型如圖8所示，構(gòu)件的基本尺寸如表2所示。

表2 鋼構(gòu)件截面信息（三維模型）Tab.2 Section information of steel member(threedimensional model)

三維模型考慮了檁條等次要構(gòu)件的約束，更符合真實情況。檁條與墻梁均按間距1.5 m 布置，在檐口與屋脊位置布置了連系梁以加強平面外約束。屋面位置設(shè)置了必要的支撐以加強整體作用。另外，為了防止檁條與墻梁的失效，在跨中位置設(shè)置了必要的拉條。

2.3 影響因素參數(shù)分析

2.3.1 構(gòu)件升溫工況

ISO834 標準火災(zāi)升溫曲線廣泛應(yīng)用于結(jié)構(gòu)抗火設(shè)計。基于標準火災(zāi)升溫曲線，采用參數(shù)化升溫曲線近似模擬無防火保護鋼構(gòu)件火災(zāi)下的升溫［23］，即采用火災(zāi)下鋼構(gòu)件升溫的簡化模型，如下所示：

式中：Tmax為構(gòu)件達到的最高溫度；T0為室溫，20 ℃；α為與升溫速率相關(guān)的參數(shù)。

圖9 中曲線1 是根據(jù)熱平衡理論計算的鋼構(gòu)件溫度，曲線2 是根據(jù)式（2）計算的鋼構(gòu)件溫度（α取0.001），兩條曲線基本重合。因此，采用參數(shù)化升溫曲線可大大降低鋼結(jié)構(gòu)倒塌分析的計算量。

考慮了單火源、雙火源、二維及三維等因素，對門式鋼剛架模型共設(shè)置了70種構(gòu)件升溫工況，如表3 表示。表3 中，F(xiàn)2 表示二維結(jié)構(gòu)，F(xiàn)3 表示三維結(jié)構(gòu)，S 表示單火源工況，C 表示柱受火，B 表示梁受火，D表示雙火源工況，L表示左側(cè)受火，R表示右側(cè)受火，C、B、L、R后數(shù)字表示受火區(qū)段的數(shù)量。各區(qū)段均勻受火，溫度分布一致。另外，考慮到火勢的蔓延，三維模型的中間榀及與其連接的檁條、墻梁、拉條、支撐構(gòu)件受火，拉條以外區(qū)域保持常溫。

表3 構(gòu)件升溫工況Tab.3 Heating condition of steel member

2.3.2 柱腳剛性

火災(zāi)發(fā)生時結(jié)構(gòu)的柱腳剛性不同則倒塌性能不同。采用剛接與鉸接兩種極限情況來研究柱腳剛性對火災(zāi)下門式鋼剛架結(jié)構(gòu)倒塌模式的影響。

2.3.3 跨高比

考慮到實際存在多種跨度的門式鋼剛架結(jié)構(gòu)體系，為了研究跨高比對倒塌模式的影響，選取四種典型跨度，即12 m、18 m、24 m 以及30 m，分別代表跨高比為2、3、4、5 的情況。梁柱采用同一截面，截面尺寸如表4所示?？紤]到不同跨度的結(jié)構(gòu)極限承載力有所不同，因此采用統(tǒng)一荷載比0.5（定義為均布荷載與常溫下極限承載力的比值）進行模擬，以消除截面尺寸的影響。

表4 梁柱截面信息Tab.4 Section information of steel member

2.3.4 防火保護

為了保證鋼結(jié)構(gòu)在火災(zāi)下的承載能力，需要設(shè)置必要的防火保護。按照規(guī)范GB50016―2018［24］要求，采用四種不同程度的防火保護，分別為一級（柱3.0 h、梁2.0 h）、二級（柱2.5 h、梁1.5 h）、三級（柱2.0 h、梁1.0 h）、四級（柱0.5 h、梁0.5 h）。對于防火保護構(gòu)件，根據(jù)不同防火等級，溫度從常溫20 ℃至構(gòu)件臨界溫度（柱550 ℃、梁600 ℃）線性增加［25］。對于無防火保護構(gòu)件，升溫曲線按式（2）取值。

2.3.5 截面溫度梯度

考慮到實際火災(zāi)發(fā)生時，由于通風的影響，構(gòu)件外側(cè)溫度低于內(nèi)側(cè)溫度，因此構(gòu)件截面上溫度分布不均勻［8］。為探究截面溫度梯度對倒塌模式的影響，假設(shè)截面溫度線性分布，并選取三種不同溫度梯度，即G200（梯度200 ℃·m-1，最大溫差100 ℃）、G400（梯度400 ℃·m-1，最大溫差200 ℃）、G600（梯度600 ℃·m-1，最大溫差300 ℃）。

2.3.6 荷載比與風荷載

為了研究荷載比對倒塌模式的影響，恒載按不同荷載比施加。另外，實際火災(zāi)發(fā)生時，往往會受到風荷載影響，將風荷載作為偶然荷載，按GB51022―2015［26］規(guī)定，取2 kN·m-1。

3 倒塌模式與機理

基于參數(shù)分析，歸納出火災(zāi)下門式鋼剛架結(jié)構(gòu)四種典型的倒塌模式，即柱側(cè)傾倒塌模式（A類）、柱屈曲倒塌模式（B 類）、梁柱整體向內(nèi)倒塌模式（C類）、梁柱整體向外倒塌模式（D類）。

柱側(cè)傾倒塌模式（A 類）和柱屈曲倒塌模式（B類）主要發(fā)生在僅柱受火的構(gòu)件升溫工況，如圖10a和圖10b所示。當柱受火區(qū)域較小或未受火區(qū)域與柱腳無法對受火區(qū)域提供足夠的側(cè)向約束時，受火柱將在彎矩與軸力的共同作用下發(fā)生側(cè)傾倒塌。當柱受火區(qū)域較大并且柱腳對未受火區(qū)域提供足夠的側(cè)向約束時，受火柱在軸力的作用下發(fā)生整體屈曲。這是由于隨著溫度的增加，受火柱剛度退化明顯，彎矩幾乎可以忽略，類似于受約束柱在軸力作用下的倒塌。

梁柱整體向內(nèi)倒塌模式（C類）和向外倒塌模式（D類）主要發(fā)生在受火范圍較大即梁柱共同受火的火災(zāi)場景，如圖10c和圖10d所示。兩種倒塌模式的主要區(qū)別在于倒塌時水平側(cè)移的發(fā)展。火災(zāi)發(fā)生早期，門式鋼剛架開始受火，屋脊向上變形而檐口向外膨脹。鋼材材性的不斷退化使得屋脊豎向位移下降到初始位置，但檐口持續(xù)向外膨脹，當屋脊豎向位移下降至檐口高度時，檐口水平側(cè)移達到最大值。隨著溫度的增加，若檐口向外膨脹受到約束，則鋼剛架在懸鏈線效應(yīng)下發(fā)生整體向內(nèi)倒塌，否則整體發(fā)生向外倒塌。倒塌過程和機理如圖11所示。

4 有限元參數(shù)分析結(jié)果

4.1 構(gòu)件升溫工況與柱腳剛性的影響

表5 給出了單火源構(gòu)件升溫工況（僅在結(jié)構(gòu)一側(cè)存在火源）下柱腳剛接及鉸接的倒塌模式。受火區(qū)域及柱腳剛性均顯著影響倒塌模式。從受火區(qū)域來看，當僅柱受火時，結(jié)構(gòu)發(fā)生A、B類倒塌，當梁柱共同受火時，結(jié)構(gòu)發(fā)生C、D類倒塌。從柱腳剛性來看，當僅柱受火時，柱腳鉸接的結(jié)構(gòu)主要發(fā)生A類倒塌，而柱腳剛接的結(jié)構(gòu)主要發(fā)生B類倒塌，若受火區(qū)域較小，結(jié)構(gòu)仍會發(fā)生A 類倒塌；當梁柱共同受火時，柱腳剛接的結(jié)構(gòu)主要發(fā)生C類倒塌，而柱腳鉸接的結(jié)構(gòu)主要發(fā)生D類倒塌，若梁受火區(qū)域較小，柱腳仍可提供足夠約束以保證懸鏈線效應(yīng)的發(fā)展，即表現(xiàn)為C類倒塌。

表5 給出了結(jié)構(gòu)倒塌時的臨界溫度，對應(yīng)結(jié)構(gòu)發(fā)生不可接受大變形時的極限狀態(tài)。對于A、B類倒塌，當受火柱最大水平側(cè)移值達到柱高度的1/5時，即認為結(jié)構(gòu)倒塌；對于C類倒塌，當屋脊豎向位移達到結(jié)構(gòu)跨度的1/5時，即認為結(jié)構(gòu)倒塌；對于D類倒塌，當檐口處水平側(cè)移達到檐口高度的1/5時，即認為結(jié)構(gòu)倒塌。相比于柱腳鉸接結(jié)構(gòu)，柱腳剛接結(jié)構(gòu)倒塌時的臨界溫度顯著增加，這意味著耐火時間更長，抗倒塌性能更優(yōu)。同時，柱單獨受火時的倒塌溫度顯著高于梁柱共同受火時的倒塌溫度，說明結(jié)構(gòu)僅柱受火時具有更高的承載能力。另外，當梁柱共同受火時，隨著受火范圍的不斷增加，倒塌溫度具有降低趨勢，即火災(zāi)影響范圍越大，對結(jié)構(gòu)抗倒塌性能越不利。因此，實際應(yīng)用時應(yīng)盡可能地減少可燃物的堆載高度，并設(shè)置必要的防火裝飾層以隔絕熱量傳遞，同時加強柱腳剛性以延緩火災(zāi)下門式鋼剛架結(jié)構(gòu)倒塌的發(fā)生。

表5 單火源構(gòu)件升溫工況下的倒塌模式Tab.5 Collapse mode under heating condition of single fire source

表6 為雙火源構(gòu)件對稱升溫工況（結(jié)構(gòu)兩側(cè)均存在火源，且受火范圍一致）下柱腳剛接及鉸接的倒塌模式。對僅柱受火工況而言，當火災(zāi)發(fā)生于結(jié)構(gòu)兩側(cè)時，一側(cè)柱受火會破壞另一側(cè)柱的受力平衡狀態(tài)，加劇向外倒塌的趨勢，使B 類倒塌模式很難發(fā)生，因此多表現(xiàn)為A 類倒塌模式。對梁柱共同受火工況，結(jié)構(gòu)兩側(cè)同時受火對倒塌模式的影響不大。與單火源工況相比，僅柱對稱受火時，柱腳鉸接結(jié)構(gòu)具有更高的倒塌溫度，主要因為兩側(cè)柱向相反方向熱膨脹，一定程度上改善了結(jié)構(gòu)在火災(zāi)下的抗倒塌性能，但梁柱共同受火時，結(jié)構(gòu)具有更低的倒塌溫度，主要是受火范圍過大，加劇了結(jié)構(gòu)的整體失效。

表6 雙火源構(gòu)件對稱升溫工況下的倒塌模式Tab.6 Collapse mode under symmetric heating condition of double fire source

表7 為雙火源構(gòu)件非對稱升溫工況（在結(jié)構(gòu)兩側(cè)均存在火源，且受火范圍不一致）下柱腳剛接及鉸接的倒塌模式。當僅柱受火時，倒塌模式及倒塌臨界溫度的變化規(guī)律均與表6 一致，結(jié)構(gòu)均發(fā)生A 類倒塌，并且兩側(cè)受火柱向相反的方向發(fā)生熱膨脹變形，使得倒塌時的臨界溫度隨一側(cè)受火范圍增大而有所提高。當梁柱共同受火時，柱腳剛接結(jié)構(gòu)可提供足夠約束以保證懸鏈線效應(yīng)的充分發(fā)展，即表現(xiàn)為C 類倒塌模式，倒塌臨界溫度隨受火范圍增大表現(xiàn)出降低的趨勢；柱腳鉸接結(jié)構(gòu)的倒塌模式主要取決于受火區(qū)域，但不同倒塌模式的臨界溫度基本一致，受火區(qū)域較小時，結(jié)構(gòu)的熱膨脹效應(yīng)不足以發(fā)生向外倒塌，故多表現(xiàn)為C類倒塌，受火區(qū)域較大時則表現(xiàn)為D 類倒塌。D 類倒塌呈現(xiàn)明顯的雙向性，當一側(cè)受火區(qū)域顯著大于另一側(cè)受火區(qū)域時，結(jié)構(gòu)發(fā) 生與初始缺陷方向相反的D類倒塌，如圖12所示。

表7 雙火源構(gòu)件非對稱升溫工況下的倒塌模式Tab.7 Collapse mode under asymmetric heating condition of double fire source

4.2 跨高比影響

表8給出了典型構(gòu)件升溫工況下考慮跨高比影響的倒塌模式。無論針對僅柱受火的升溫工況，還是針對梁柱共同受火的升溫工況，跨高比對結(jié)構(gòu)倒塌模式的影響并不顯著，但對B 類倒塌模式的臨界溫度影響較大。因為隨著跨度的不斷減小，梁對柱的約束作用相對增強，使得柱截面的壓應(yīng)力增加，破壞了柱受火后的平衡狀態(tài)，最后導致柱屈曲倒塌模式提前發(fā)生，所以顯著降低了倒塌時的臨界溫度。此外，跨高比對僅柱受火工況下倒塌臨界溫度的影響比梁柱共同受火工況下更明顯。

4.3 防火保護影響

表9給出了典型構(gòu)件升溫工況下考慮防火保護影響的倒塌模式。防火保護的存在并不影響火災(zāi)下結(jié)構(gòu)的倒塌模式，但對結(jié)構(gòu)倒塌時的臨界溫度略有影響。隨著防火等級的不斷加強，構(gòu)件升溫速率也逐漸減小，使得結(jié)構(gòu)承載能力更低，因此倒塌時的臨界溫度相對更低。針對升溫工況F2?SC10B8 且基礎(chǔ)剛接的情況，當防火等級達到三級時，由于梁柱防火保護時間的不同，使梁受火失效時柱仍處于較低的溫度，故而可提供足夠的承載能力以使結(jié)構(gòu)發(fā)生再平衡現(xiàn)象，極大地提高了結(jié)構(gòu)倒塌時的臨界溫度。因此，在設(shè)計時對柱設(shè)置必要的防火保護可有效地提高門式鋼剛架結(jié)構(gòu)在火災(zāi)下的抗倒塌性能。

4.4 截面溫度梯度影響

表10 給出了典型升溫工況下考慮截面溫度梯度影響的倒塌模式。截面溫度梯度對結(jié)構(gòu)的倒塌模式影響不大，但隨著溫度不均勻程度的增加，結(jié)構(gòu)倒塌時的臨界溫度顯著減低，即產(chǎn)生不利影響。然而，針對柱腳剛接且受火區(qū)域較大的情況（F2?SC5B0），隨著截面溫度梯度的增加，雖然倒塌模式并未發(fā)生改變，但是呈現(xiàn)明顯的方向性，即朝向構(gòu)件溫度較高一側(cè)發(fā)生破壞（與初始缺陷方向相反），如圖13 所示，這主要是因為構(gòu)件溫度較高一側(cè)的熱膨脹變形較為明顯。針對柱腳剛接且受火區(qū)域較小的情況（F2?SC5B0），隨著截面溫度梯度的增大，結(jié)構(gòu)會由A 類倒塌模式轉(zhuǎn)變?yōu)锽 類倒塌模式，并且倒塌時的臨界溫度也顯著提高，這主要是因為截面溫度梯度造成的構(gòu)件失效方向與初始缺陷方向相反，抑制了A 類倒塌模式的發(fā)生，使柱更容易發(fā)生整體屈曲失效，所以顯著提高了倒塌時的臨界溫度。

表9 考慮防火保護影響的倒塌模式Tab.9 Collapse mode considering the effect of fire protection

表10 考慮截面溫度梯度影響的倒塌模式Tab.10 Collapse mode considering the effect of section temperature gradient

4.5 荷載比影響

表11 給出了典型升溫工況下考慮荷載比影響的倒塌模式。針對僅柱受火工況，荷載比越大，結(jié)構(gòu)側(cè)傾趨勢加劇，更傾向于發(fā)生A 類倒塌，荷載比越小，更傾向于發(fā)生B 類倒塌。針對梁柱共同受火工況，荷載比對倒塌模式的影響則可忽略。

圖14 給出了考慮荷載比影響的倒塌臨界溫度的對比。結(jié)果表明，無論火災(zāi)下門式鋼剛架發(fā)生何種倒塌模式，結(jié)構(gòu)倒塌時的臨界溫度均隨荷載比的增加而顯著降低，即荷載比對結(jié)構(gòu)產(chǎn)生不利影響。此外需要說明的是，在荷載比較小的情況下，結(jié)構(gòu)在火災(zāi)升溫至60 min 后仍然保持直立狀態(tài)，未發(fā)生明顯的倒塌現(xiàn)象。

表11 考慮荷載比影響的倒塌模式Tab.11 Collapse mode considering the effect of load ratio

4.6 風荷載影響

表12 給出了典型升溫工況下考慮風荷載影響的倒塌模式。風荷載存在與否并未改變典型升溫工況下結(jié)構(gòu)的倒塌模式，但會略微降低倒塌時臨界溫度。相較于剛接結(jié)構(gòu)，鉸接結(jié)構(gòu)倒塌臨界溫度的降低程度更為明顯，主要因為風荷載加劇了結(jié)構(gòu)側(cè)傾的可能性，相當于放大了結(jié)構(gòu)的初始缺陷，因此鉸接結(jié)構(gòu)更容易受到風荷載影響。

4.7 次要構(gòu)件的影響

上述分析僅考慮結(jié)構(gòu)平面內(nèi)的自由度，平面外的自由度忽略不計，該假定可以較為準確地模擬單榀門式鋼剛架在火災(zāi)下的倒塌行為，但忽略了次要構(gòu)件（檁條、墻梁等）對受火鋼剛架的約束作用，造成偏于保守的模擬結(jié)果。表13 為典型升溫工況下考慮次要構(gòu)件影響的倒塌模式。次要構(gòu)件顯著影響火災(zāi)下結(jié)構(gòu)的倒塌模式，并且由于次要構(gòu)件的約束作用，結(jié)構(gòu)倒塌時臨界溫度顯著提高，因此次要構(gòu)件對防止火災(zāi)下結(jié)構(gòu)倒塌產(chǎn)生極為重要的作用。

表12 考慮風荷載影響的倒塌模式Tab.12 Collapse mode considering the effect of wind load

表13 考慮次要構(gòu)件影響的倒塌模式Tab.13 Collapse mode considering the effect of secondary components

對于僅柱受火工況，次要構(gòu)件約束了受火柱的側(cè)傾變形，抑制A 類倒塌發(fā)生，當受火范圍較小時，結(jié)構(gòu)在受火60 min 后都未發(fā)生倒塌，隨著受火范圍增加，B類倒塌發(fā)生。另外，無論針對剛接結(jié)構(gòu)還是鉸接結(jié)構(gòu)，倒塌時的臨界溫度都得到了顯著提高。

對于梁柱共同受火工況，柱腳剛接提供了足夠的承載力，所以倒塌模式并未發(fā)生改變，但次要構(gòu)件的約束作用使結(jié)構(gòu)發(fā)生明顯的再平衡，顯著提高了承載能力。對于鉸接結(jié)構(gòu)而言，雖然無法提供足夠的側(cè)向約束，但次要構(gòu)件的約束作用抑制了受火鋼剛架向外倒塌的趨勢，改變了倒塌模式。以圖15為例，當中間榀受火向外膨脹時，兩側(cè)未受火鋼剛架就會約束其變形，從而形成相互作用力，使得中間鋼剛架向內(nèi)發(fā)生倒塌，而兩側(cè)未受火鋼剛架向外倒塌。另外，位移變化規(guī)律表明，只要次要構(gòu)件的約束足夠強，即使對于鉸接結(jié)構(gòu)，再平衡現(xiàn)象也會發(fā)生。

5 結(jié)論

（1）門式鋼剛架結(jié)構(gòu)在火災(zāi)下主要存在四種典型的倒塌模式，即柱側(cè)傾倒塌模式（A類）、柱屈曲倒塌模式（B 類）、梁柱整體向內(nèi)倒塌模式（C 類）、梁柱整體向外倒塌模式（D類）。結(jié)構(gòu)發(fā)生A類和B類倒塌模式時的臨界溫度較高，而發(fā)生C 類和D 類倒塌模式時的臨界溫度較低，故門式鋼剛架結(jié)構(gòu)在真實火災(zāi)下發(fā)生A 類和B 類倒塌模式的概率較低，而發(fā)生C類和D類倒塌模式的概率較高，需重點關(guān)注。

（2）門式鋼剛架結(jié)構(gòu)構(gòu)件升溫狀況顯著影響結(jié)構(gòu)倒塌模式。A類和B類倒塌模式發(fā)生在僅柱受火工況，C 類和D 類倒塌模式則發(fā)生在梁柱共同受火工況。

（3）柱腳剛性對門式鋼剛架結(jié)構(gòu)倒塌模式影響顯著。對于僅柱受火工況，柱腳鉸接結(jié)構(gòu)多發(fā)生A類倒塌，柱腳剛接結(jié)構(gòu)多發(fā)生B 類倒塌。對于梁柱共同受火工況，柱腳鉸接結(jié)構(gòu)多發(fā)生D類倒塌，柱腳剛接結(jié)構(gòu)多發(fā)生C類倒塌。

（4）跨高比、截面溫度梯度及風荷載對火災(zāi)下門式鋼剛架結(jié)構(gòu)倒塌模式的影響較小，但對倒塌時的臨界溫度略有影響。

（5）防火保護的存在對火災(zāi)下門式鋼剛架結(jié)構(gòu)倒塌模式的影響很小，但會影響結(jié)構(gòu)倒塌時的臨界溫度。對柱進行必要的防火保護能有效地改善火災(zāi)下門式鋼剛架結(jié)構(gòu)的抗倒塌性能。

（6）荷載比對門式鋼剛架結(jié)構(gòu)倒塌模式和倒塌時臨界溫度均有顯著影響，無論結(jié)構(gòu)發(fā)生何種倒塌模式，倒塌時臨界溫度均隨荷載比的增加而顯著降低，即產(chǎn)生不利影響。

（7）當相鄰鋼剛架因防火分隔等因素受火較小時，相鄰鋼剛架之間的次要構(gòu)件對受火鋼剛架倒塌模式及倒塌時臨界溫度的影響較為顯著。當僅柱受火時，結(jié)構(gòu)基本保持直立或發(fā)生B類倒塌，當梁柱共同受火時，結(jié)構(gòu)多發(fā)生C類倒塌，并呈現(xiàn)出明顯的再平衡現(xiàn)象，提高了火災(zāi)下門式鋼剛架結(jié)構(gòu)的抗倒塌能力。

作者貢獻聲明

李國強：提出研究命題，設(shè)計并構(gòu)思研究方案，對論文做最后審閱及定稿。

馮程遠：數(shù)值模擬，數(shù)據(jù)收集，結(jié)果分析并撰寫論文。

樓國彪：審閱初稿，提出指導意見。