摘要：本文运用ANSYS有限元分析软件对两层单跨钢框架结构进行火灾模拟分析，分别考虑着火位置、初始荷载水平、梁柱线刚度比等因素对火灾下钢框架结构整体性能以及抗连续性倒塌能力的影响。结果表明，钢结构受火层从上层移至下层，梁跨中相对位移增大，耐火时间缩短，结构内力变化更为显著，整体性能和抗倒塌能力变差;增加初始荷载值，梁跨中相对位移增加，耐火时长缩短，结构内力明显增大，结构的抗火能力和抗倒塌能力变弱;减小梁柱线刚度比，耐火时长大大增加，梁内力变化幅度变小，可提高钢结构的整体性能和抗倒塌能力。

　　关键词：ANSYS;有限元;钢框架;火灾;抗倒塌能力

　　1 引言

　　随着科学技术的进步和经济社会的快速发展，钢结构在建筑工程中得到了广泛应用。钢结构相对于其它材料结构有很多优势，但是，钢结构的耐火性能极差，其材料特性随着温度的升高而迅速降低。发生火灾时，结构内部能够在短时间内迅速升温至几百度甚至上千度。随着火灾温度升高和损伤的累积，钢结构的材料性能逐渐劣化，结构内部逐渐产生大变形和内力重分布，大大削弱了结构的整体性能，使钢结构发生严重的破坏，甚至过早的整体倒塌，造成严重的经济损失和人员伤亡。因此，研究框架结构的整体抗火性能和抗连续倒塌能力十分必要。

　　目前，国内外已经做了大量的结构高温试验，抗火理论也较为完善，但较多的是对单个的梁、柱构件进行研究分析，对整体框架的研究较少;火灾试验费用较高，试验过程难以控制，不能全面考虑某单一变量对框架结构的影响，而进行数值模拟分析对计算机性能要求高，往往需要很长的计算时间。

　　本文以一单跨双层平面钢框架结构为例，利用ANSYS软件的热力耦合功能分析了着火位置、初始荷载水平、梁柱线刚度比等因素对火灾下钢框架结构的整体性能及抗连续性倒塌能力的影响。分析结果可以指导设计人员设计出合理的耐火保护措施，达到安全、经济、可靠的抗火设计目的。

　　2 有限元模型的建立

　　

图1 两层单跨钢框架结构模型

　　本文所选取的1跨2层平面钢框架结构模型如图1所示，跨长6m，层高3m，梁柱尺寸分别为H400×150×8×10和H300×300×10×16。左右端固定，梁上有均布荷载，钢框架结构三维模型见图1。钢材的密度取为7850Kg/m3;钢材的导热性、比热采用EUROCODE3规范所规定的数值，钢材热工性能见表1、表2。钢材的热膨胀系数αs=l.4×10-5，常温下的屈服应力ƒy=235×106N/m2;图2为钢材随温度变化的应力-应变关系曲线，图中共给出10个参考温度，每个温度时的应力-应变由3个点描述。

　　表1 钢材的导热系数取值

 

温度/℃	20	100	900	1000
导热系数/W/(m×℃)	53.334	50.67	27.36	27.36

　　表2 钢材的比热取值

 

温度℃	20	100	200	300	400	500	600
比热J/(kg×℃)	439.8	487.62	529.76	564.74	605.88	666.5	759.92
温度℃	720	735	800	900	1000	1100	1200
比热J/(kg×℃)	1388	5000	832.42	650	650	650	650

  

图2 钢材随温度变化的应力-应变关系曲线

    

 图3 ISO-834标准升温曲线

　　假定该梁所在空间温度按ISO-834标准火模型上升，定义标准火升温曲线函数：T=20+345log10(8t+1)，式中：T为温度，t为时间。温度曲线如图3所示。假定梁和柱的构造形式如图所示柱的腹部有砖墙，因此，仅朝受火单元的翼缘受到热作用。梁上部托混凝土楼板，因此，除上翼缘上表面外的所有表面均受到热作用，如图4中虚线所示为受热边界。热量以对流和辐射的形式从热空气传递到结构表面，又以传导的形式在结构内部传播。

　

　(a)梁                                  (b)柱

　　图4 梁、柱受火形式

　　3 计算结果分析

　　3.1 受火位置分析

　　(1)变形分析

　　本模型建立的双层单跨钢框架结构，在楼层受到相同的均布荷载下，分析讨论受火部位这项因素对钢框架整体结构安全性以及抗倒塌能力的影响。本文梁采用三面受火，柱采用一面受火，进行分析，建立的模型如图5钢框架下层受火模型和图6钢框架上层受火模型。

 

图5 钢框架下层受火模型             图6 钢框架上层受火模型

　　在温度的作用下，钢材会出现不同程度的膨胀现象，梁和柱都有不同程度的拉伸，随着温度的升高，梁的相对位移也随之增加，但是柱子的轴向伸长更大，造成梁的绝对位移小于常温值(如图7、图8)，这样不能直观的反应受火梁和非受火梁跨中位移的差别。因此，本文分别对非受火层、受火层的梁跨中相对位移和柱端水平位移进行对比分析(图9～图12)。

图7 下层钢框架受火某时刻变形图      图8 上层钢框架受火某时刻变形图

　　图9 非受火梁跨中相对位移         图10 非受火柱端水平位移

　　图11 受火梁跨中相对位移          图12 受火柱端水平位移

　　从对非受火层的影响来看，火灾发生后，只要火灾没有蔓延至非受火层，对非受火层的位移影响非常小。但是，发生火灾的位置不同，影响的程度也有差别。从图9可以看出，下层受火时二层非受火结构的跨中位移(由10.77mm增加至18.97mm)明显大于上层受火时一层非受火结构的跨中位移(由8.897mm增长至13.923mm)。

　　从对受火层的影响来说，梁的跨中相对位移也有先增大后减小再增大的趋势。火灾发生初期，高温对钢结构的屈服强度和弹性模量的影响不大，钢结构力学性能下降不明显，比较小，结构受荷载作用产生一定的位移，但随着温度增加，高温对钢结构力学性能影响逐渐增大，柱子两侧受热不均匀，向外侧产生一定的转角，导致梁跨中位移有了一定的减小，后期在高温影响下，钢材的承载能力急剧降低，使梁跨中相对位移不断增大。与此同时，受火位置的不同对受火梁影响程度也不同，同一时刻，下层受火梁的跨中相对位移(例如660s时，位移10.3mm)明显大于上层受火梁的跨中相对位移值(4.13mm)，温度场分布影响了框架接结构梁柱的承载能力，受火楼层越靠近底层，该钢框架梁柱除了高温对力学性能的削弱，还受到上部结构荷载的总和作用，受火楼层相对靠上，受到上部结构的荷载作用相对较小，且受火层下部结构基本不受火灾影响，承载能力基本没有降低，还和常温下一样。下层柱由于受到的约束相对较多，产生的水平位移相对小一点。

　　在火灾作用下，钢框架结构整体是否达到承载力极限状态尚未形成统一的判别标准。在参阅相关文献[9、10]的基础上最终确定3条承载力极限状态判别标准：一是柱失稳;二是梁的跨中相对位移超过跨度的1/30;三是任意一点位移的增加速度超过2.5mm/min。以上一种或几种情况同时出现，即认为结构破坏。

　　通过对结构梁、柱的变形过程分析可知，当结构下层发生火灾时，在1min-12min之间，梁、柱变形很小，结构没有破坏，从第12min开始，梁、柱变形突变，变形增加速度超过2.5mm/min，导致结构整体破坏，所以结构下层受火时的耐火极限为12min。当结构上层发生火灾时，在第18min开始，梁、柱变形增加速度超过2.5mm/min，所以结构下层受火时的耐火极限为18min。

　　从结构的耐火时间来看，下层受火的耐火时间明显低于上层受火的耐火时间，下层发生火灾时，在12min时结构发生破坏，而上层发生火灾时，结构在18min时发生破坏。

　　(2)内力分析

　　钢框架结构是一个复杂的超静定结构，分析受火钢框架结构，应当对它进行受力分析。随着结构受火，会进行内力重分布，钢框架在不同时刻的应力分布规律基本类似，选取时间为360s和720s时的应力分布，如图13所示。

　　(a)下层受火钢框架在360s时的应力分布     (b)上层受火钢框架在360s时的应力分布

　　(c)下层受火钢框架在720s时的应力分布     (d)上层受火钢框架在720s时的应力分布

　　图13 下层和上层受火的钢框架应力分布图

　　从上图可知，由于钢框架结构的梁是三面受火，柱是单面受火，导致柱内侧温度高于柱外侧温度，形成不均匀的温度场，产生了不同程度的温度变形，从而材料出现不同程度的劣化，钢框架结构则发生了复杂的内力重分布。梁柱节点和柱脚等部位显示出较大的应力值，且应力较大值首先保持不变，然后渐渐减小。究其原因是火灾刚刚开始时温度不高，对结构性能的影响较小，对最大应力值的影响也较小;随着温度继续升高钢结构的屈服强度和弹性模量受到显著影响，钢结构的力学性能出现明显下降，其最大应力值也逐渐变小。

　　钢框架结构在受火层发生剧烈的内力重分布，以及材料劣化膨胀等力学作用，也会影响非受火层的应力分布。下层受火时，上梁跨中应力最大值达到217.587MPa;上层受火时，下梁跨中应力最大值达到136.926MPa，这也解释了下层受火对非受火层产生的跨中位移大于上层受火的跨中位移值。

　　综上可知，火灾发生的位置越靠建筑物下层，同一时刻产生的变形也越大，结构产生的内力重分布也越显著，耐火时间也越短，抗连续性倒塌的能力也越弱。

　　3.2 初始荷载水平分析

　　本文所指的初始荷载是钢框架结构未受到火灾作用下所受到的荷载作用，初始荷载水平不一样，对结构的高温性能也会有一定的影响。通过把初始荷载分别设置为梁上受均布荷载40kN/m和50kN/m进行高温性能对比分析。

　　(1)变形分析

　　得到的梁跨中相对位移图和柱端水平位移图见图14～图17。

　　图14 下层受火梁跨中相对位移值       图15 下层受火柱端部水平位移值

　　图16 上层受火梁跨中相对位移值 图17 上层受火柱端部水平位移值

　　从对非受火层的影响来看，初始荷载水平对梁跨中相对位移的影响主要发生在火灾前，火灾发生之后，走势差不多。只是钢框架结构下层受火时明显一些，这也从另一角度说明了受火位置越靠下，对钢框架结构的影响越大。

　　从对受火层的影响来看，初始荷载水平对梁跨中相对位移影响就比较明显了，初始荷载值大的梁跨中相对位移明显大于初始荷载值小的，钢框架结构下层受火时，发生火灾18min后，初始荷载值为50KN/m的位移值为72.431mm，而初始荷载值为40kN/m的位移值仅31.356mm(图14);钢框架结构上层受火时，发生火灭19min后，初始荷载值为50KN/m的位移值为91.244mm，初始荷载值为40KN/m的位移值仅8.909mm(图16)，此时，已经相差82.335mm。

　　从结构的耐火时间来看，下层钢框架结构受火的破坏时刻能够较为明显的看出：初始荷载值越大，钢框架结构的耐火时间越短。初始荷载值大的钢框架结构破坏时刻为10min，而初始荷载值小的钢框架结构破坏时刻为12min，明显的提前破坏2min，因此，对于建筑结构，应该尽量减少一些不必要的荷载。

　　(2)内力分析

　　由图18可以看出(括号数字表示结构的初始荷载值)，在火灾发生过程中，初始荷载水平大小对钢框架结构内力有很大影响。火灭发生后，钢框架结构相对要安全的话，承受的应力值就应该尽量的小，这样受高温影响的材料才会有足够的承载能力去承担钢结构的各种荷载。若初始荷载值相对较小，火灾发生后产生的应力也会较小，同一时刻，相对安全很多，因此，应当尽量减少一些不必要的初始荷载。

　　(a)下层受火钢框架在360s时的应力分布(40KN/m)   (b)下层受火钢框架在360s时的应力分布(50KN/m)

　　(c)下层受火钢框架在720s时的应力分布(40KN/m)   (d)下层受火钢框架在720s时的应力分布(50KN/m)

　　(e)上层受火钢框架在360s时的应力分布(40KN/m)   (f)上层受火钢框架在360s时的应力分布(50KN/m)

　　(g)上层受火钢框架在720s时的应力分布(40KN/m)   (h)上层受火钢框架在720s时的应力分布(50KN/m)

　　图18 初始荷载不同的受火钢框架应力分布图

　　综上所述，初始荷载水平的大小影响钢框架结构的耐火时间，建筑物应该尽量减少不必要的荷载作用，有助于提高钢框架结构抗倒塌能力。

　　3.3 梁柱线刚度比分析

　　梁和柱的线刚度比就是根据梁柱在弹性阶段刚度之间的比值，它受截面形式、截面尺寸、长度(或高度)等因素影响，也可以说，梁柱线刚度比是一个比较大的综合因素，它综合考虑了梁柱的各项力学性能以及相互之间的关系。结构梁柱线刚度具体情况见表3。

　　表3 钢框架结构尺寸参数

 

编号	梁跨度L/mm	柱高度H/mm	梁截面mm×mm	柱截面mm×mm	梁柱线刚度比
A	6	3	H400×150×8×10	H300×300×10×16	0.134
B	6	3	H400×150×8×10	H300×150×6×8	1.203

　　(1)变形分析

　　在这两种情况下得到梁跨中相对位移和柱端水平位移见图19～图22。

　　图19 下层受火梁跨中相对位移值 图20 下层受火柱端部水平位移值

　　图21 上层受火梁跨中相对位移值 图22 上层受火柱端部水平位移值

　　由图19、图21可知，从对非受火层的影响来看，梁柱线刚度比对梁跨中相对位移的影响主要发生在火灾前，火灾发生之后，走势差不多。只是钢框架结构下层受火时明显一些，这也说明了受火位置越靠下，对钢框架结构的影响越大。

　　由图19～图22可得，梁柱线刚度比对钢框架结构下层受火和上层受火影响有差异。钢框架结构下层受火，下层梁受到的约束较多，刚度比较小的梁抗弯能力较差，产生的跨中位移较大;钢框架结构上层受火，受到的约束较小，刚度比较小的梁抗弯能力较弱，按照常理来说应该和下层受火一样，会产生较大的跨中位移，而从图21看出，跨中产生的相对位移值反而先变小了，在温度和内力的综合因素下导致了在11min时，刚度比0.134的相对位移仅4.13mm，而刚度比1.203的相对位移为12.962mm。

　　从结构的耐火时间来看，下层钢框架结构受火的破坏时刻能够较为明显的看出：梁柱线刚度比越大的，钢框架结构的耐火时间越短。梁柱线刚度比为1.203的钢框架结构耐火时间为11min，而梁柱刚度比为0.134的钢框架结构的耐火时间为18min。

　　(2)内力分析

　　图23为下层受火和上层受火不同梁柱线刚度比的内力对比图。

　　(a)下层受火钢框架在360s时的应力分布(0.134)(b)下层受火钢框架在360s时的应力分布(1.203)

　　(c)下层受火钢框架在720s时的应力分布(0.134)(d) 下层受火钢框架在720s时的应力分布(1.203)

　　(e)上层受火钢框架在360s时的应力分布(0.134)(f)上层受火钢框架在360s时的应力分布(1.203)

　　(g)上层受火钢框架在720s时的应力分布(0.134)(h)上层受火钢框架在720s时的应力分布(1.203)

　　图23 刚度比不同的受火钢框架应力分布图

　　通过观察图23中梁跨中内力发现，梁柱线刚度比大的钢框架结构跨中内力都比梁柱线刚度比小的跨中内力大，随着火灾时间的增加，温度的升高，梁柱力学性能的下降，承载能力降低，而结构产生的内力越大也就越危险，由此可知，选用梁柱线刚度比较小的钢框架结构(强柱弱梁型)有助于钢框架结构整体抗火能力。

　　综上所述，梁柱线刚度比对钢框架结构的影响较大，选择梁柱线刚度比小的钢结构可以提高结构的耐火时间，有助于提高钢结构的抗火性能和抗倒塌能力。

　　4 结论

　　本文通过数值模拟分析各类参数对钢框架结构整体性能以及抗倒塌能力的影响，获得了各因素下的梁柱变形特征及力学性能变化规律：

　　(1)受火层从上层移至下层，梁跨中相对位移增大，耐火时长将从原来的18min减少至12min，结构内力变化更为显著，钢框架结构的整体性能和抗倒塌能力变差;

　　(2)初始荷载水平由40kN/m增加至50kN/m，梁跨中相对位移增加，耐火时长由原来的12min缩短至10min，结构内力明显增大，钢结构的抗火能力和抗倒塌能力变弱;

　　(3)梁柱线刚度比由1.203变为0.134，即由强梁弱柱变为强柱弱梁，耐火时长大大增加，梁内力变化幅度减小，钢结构的整体性能和抗倒塌能力得到提高。

　　参考文献：

　　[1] 吕俊利, 孙建东, 董毓利. 钢框架厂房火灾后的破坏形态[J]. 防灾减灾工程学报, 2012, 32(S1): 95-98.

　　[2] 王新堂, 周明, 王万祯. 约束H型钢柱火灾响应及火灾后力学性能试验研究[J]. 建筑结构学报, 2012, 33(2):  18-24.

　　[3] 李国强, 张宏德. 局部火灾下钢框架中上翼缘无侧移工字梁的极限状态计算[J]. 建筑结构学报, 1997(4): 22-29.

　　[4] 蒋首超, 李国强. 局部火灾下钢框架温度应力的实用计算方法[J]. 工业建筑, 2000, 9.

　　[5] 章熙民, 任泽霈. 传热学基础[M]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2001: 9-12.

　　[6] 祝效华, 余志祥. ANSYS高级工程有限元分析范例精选[M]. 北京: 电子工业出版社, 2004.

　　[7] Sun Ruirui, Huang Zhaohui. Progressive collapseanalysis of steel  structures under fire conditions [J]. Engineering Structures, 2012, 34:  400-413.

　　[8] 陈玲, 张卓, 郭海喆等. 整体钢框架结构在火灾下响应的有限元研究[J]. 机械设计, 2005, 22(6):18-20.

　　[9] 中华人民共和国消防局. 防火手册[M]. 上海:上海科学技术出版社, 1992.

　　[10] 国家固定火火系统和耐火构件质量监督检验中心. 检验报告[M], 天津, 2004.

　　[11] Gillie M, Usmani A S, Rotter J M. A structural analysis of the  Cardington British Steel Corner Test [J]. Journal of Constructional Steel  Research, 2002, 58(4): 427-442.

　　[12] 杨西娜. 钢结构建筑抗火性能研究[D]. 西安: 西安科技大学硕士学位论文, 2006.

　　[13] 杨帆. 大空间及框架钢结构受火全过程数值模拟及损伤评估[D]. 北京: 清华大学博士学位论文, 2010.

　　[14] 吕俊利. 整体钢框架中梁柱抗火性能的研究[D]. 哈尔滨: 哈尔滨工业大学博士学位论文, 2013.

　　[15] Sun R R, Huang Z H, Burgess I. Progressive collapse analysis of steel  structures under fire conditions[J]. Engineering Structures, 2012, (34):  400-413.

　　[16] Sun R R, Huang Z H, Burgess I. The collapse behaviour of braced steel  frames exposed to fire[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2012, (72):  13-142.