所有的火灾中, 建筑火灾发生的次数占80%左右, 火灾下建筑结构的安全十分重要。钢管混凝土柱施工方便、抗震性能和耐火性能好, 在高层建筑结构中应用较多。钢管混凝土柱多数用作高层建筑框架结构的框架柱, 对钢管混凝土框架柱耐火性能的研究十分必要。

　　 国内外对钢管混凝土柱和框架的耐火性能研究已经取得了部分成果。例如:Lie等^[1]、韩林海^[2]进行了钢管混凝土轴心和偏心受压柱的耐火性能试验。杨华等^[3]提出了矩形钢管混凝土柱温度场分析的有限元方法。查晓雄等^[4]进行了空心钢管混凝土柱耐火性能试验研究。王卫华^[5]、Han等^[6]建立了钢管混凝土柱-钢筋混凝土梁框架的耐火性能计算模型。王广勇等^[7,8]建立了多层多跨钢管混凝土柱-钢梁平面框架耐火性能分析的有限元模型, 对框架的耐火性能进行了参数分析。Huang等^[9]开展了不同轴向约束刚度作用下型钢混凝土柱耐火性能的试验研究。

　　 综上所述, 目前进行了钢管混凝土柱、钢管混凝土框架及端部约束的型钢混凝土柱耐火性能研究, 对考虑框架约束作用的钢管混凝土框架柱耐火性能的研究成果较少。本文考虑了框架结构对钢管混凝土柱的约束作用, 对钢管混凝土框架柱的耐火性能进行了参数分析。

　　 以一个典型的3层3跨钢管混凝土柱-钢梁平面框架子结构为例, 考虑框架对钢管混凝土柱的约束作用, 研究钢管混凝土框架柱的耐火性能, 计算模型如图1所示。结构布局、构件尺寸及荷载情况均参照某典型的11层 (钢管混凝土柱-钢梁) 框架-剪力墙结构的住宅确定。为了减少计算量, 选择其底部的3层3跨平面框架进行分析。实际建筑火灾多为局部火灾, 多数情况下非受火区域的结构 (包括剪力墙) 可以对受火区域的结构形成有效的侧向约束, 框架破坏时为无侧移框架, 研究对象选择无侧移框架结构。

　　 钢梁均布线荷载q=59k N/m。为了考虑常用轴压比条件下钢管混凝土框架柱的耐火性能, 在柱顶施加集中荷载 (N₁=2 304k N, N₂=3 060k N, N₃=2 976k N, N₄=1 740k N) , 此时底层中柱轴压比约为0.5, 荷载布置见图1。本文主要研究在受框架整体结构约束时钢管混凝土框架柱的耐火性能, 即只研究钢管混凝土框架柱发生破坏时的情形。经过试算, 当钢梁和钢管混凝土框架柱的保护层厚度分别取50, 7mm时, 上述框架只出现了钢管混凝土柱破坏。由于本文考虑了框架结构的整体作用对钢管混凝土框架柱的耐火性能影响, 所得结果比《建筑设计防火规范》 (GB 50016—2014) ^[10]及《建筑钢结构防火技术规范》 (GB 51249—2017) ^[11]中给出的独立构件的耐火性能更加精确。

　　 为了叙述方便, 本文将钢管混凝土框架柱编号为Cij, 其中i代表柱所在的层数, j代表从平面框架左侧算起的柱序号, 典型框架柱的编号如图1所示。采用C30混凝土, 钢梁采用Q235钢, 钢管采用Q345钢, 材料强度取值均为标准值。

　　 室内火灾空气温度采用ISO 834标准升温曲线。考虑火灾发生的偶然性及其蔓延特性, 共设计了9种火灾工况进行分析, 火灾工况见图2。受火区域内的框架柱采用周边受火 (四面受火) ;受火区域的边柱靠内侧的3/4为表面受火, 外部的1/4为散热面, 称为三面受火柱。框架传热分析中考虑了楼板对温度场的影响。

　　 采用ABAQUS软件建立钢管混凝土柱-钢梁平面框架的有限元模型。利用ABAQUS软件的顺序耦合计算方法对钢管混凝土框架柱进行火灾下的力学性能分析, 只建立了高温区的温度场计算模型。框架柱、钢梁的力学模型为:高温区受火钢梁和钢管采用壳单元模拟, 混凝土采用实体单元模拟, 钢管与混凝土之间采用接触模拟;常温区框架柱、钢梁均采用梁单元模拟。

　　 材料的热工参数和力学性能参数根据Lie等^[1]提出的相关模型取值。

　　 王卫华^[5]进行了单层单跨圆钢管混凝土柱-型钢混凝土梁平面框架的耐火性能试验。通过有限元模型计算得到文献[5]中试件CFSRC-2的柱顶、梁跨中竖向位移v与受火时间t的关系曲线, 并与试验结果进行对比, 如图3所示。可见, 计算值与试验值基本吻合。其余试件的计算值与试验值也基本吻合, 限于篇幅关系, 此处不再赘述。

　　 利用温度场计算模型计算受火时间为80min时三面受火 (受火区域的边柱) 和四面受火 (周边受火的中柱) 的钢管混凝土框架柱温度场分布, 如图4所示。从图4可以看出, 受火时间为80min时, 边柱及中柱的外部混凝土及大部分钢管温度在340~350℃之间。此时, 根据《建筑钢结构防火技术规范》 (GB 51249—2017) , 钢材的强度折减系数为0.98, 混凝土的强度折减系数为0.85, 钢管混凝土柱的承载力会有一定程度的折减。当受火时间更长时, 钢管和混凝土的温度更高, 强度折减系数更小。可见, 随受火时间增加, 钢管和混凝土温度的升高, 材料强度不断降低, 钢管混凝土框架柱的承载能力也逐步降低。

　　 计算得到的各火灾工况下框架及框架柱的破坏形态如图5所示。分析表明, 根据受火区域破坏的框架柱数量不同, 钢管混凝土柱-钢梁平面框架发生了两种典型的破坏形态:第一种破坏形态包括两根框架柱破坏;第二种破坏形态只包含一根框架柱破坏。两根框架柱破坏时, 破坏的范围还包括与之相连的上层框架柱, 以及与他们相连的框架梁, 框架破坏的范围较大;一根框架柱破坏时, 框架的破坏范围较小, 只包括破坏框架柱以上2跨子结构。分析表明, 火灾工况3, 6及顶层火灾工况7, 8, 9发生了第一种破坏形式, 其余工况发生了第二种破坏形式。

　　 框架破坏时, 发生破坏的四面受火柱的分布如图5所示。由图5可见, 上述火灾工况下的四面受火柱出现了两种典型破坏形态。第一种破坏形态为框架柱上、下两端和中部出现了3个塑性铰, 框架柱形成机构而发生破坏。非顶层火灾工况 (工况1~6) 下出现破坏的四面受火柱均为这种破坏形态。这类破坏的典型破坏形态如图6所示。

　　 非顶层火灾工况下, 发生破坏的框架柱位于非顶层, 此时框架柱的上、下两端不仅受框架梁的约束作用, 也受相邻层框架柱的约束作用。由于相邻层框架柱的柱端屈服弯矩较大, 在常温下与受火框架柱柱端的屈服弯矩接近。火灾工况下随温度升高, 受火框架柱两端屈服弯矩降低, 受火框架柱柱端的屈服弯矩小于相邻层框架柱和钢梁的屈服弯矩之和。因此, 当受火框架柱位于非顶层时, 框架柱柱端约束较强, 足以约束节点的转动。火灾工况下, 转动约束作用有效地阻止了节点的转动。

　　 框架柱为两端连续构件, 火灾下框架柱中部发生挠曲变形, 由于约束作用阻止了节点转动, 随着框架柱中部挠曲变形的增加, 框架柱中部及上、下两端的曲率和所受弯矩不断增大, 当弯矩达到屈服弯矩时, 曲率快速增加, 框架柱中部及上、下两端均出现了塑性铰, 框架柱形成机构而发生破坏。框架柱中部及上、下两端所受轴压力相等, 如果框架柱沿轴向温度相同, 框架柱中部及上、下两端的屈服弯矩相等, 则3个部位出现塑性铰的时间相同。本文中的框架柱, 由于节点温度较低, 导致框架柱上、下两端的屈服弯矩较中部大, 塑性铰出现较中部晚。同时, 通过对框架柱上、下两端弯矩-转角曲线分析, 框架柱上、下两端塑性铰几乎同时出现, 这是由于框架柱上、下两端温度场十分接近导致的。可见, 框架柱中部先出现塑性铰后, 上、下两端才出现塑性铰, 当框架柱中部和上、下两端总共出现3个塑性铰后柱成为机构而发生破坏。上述情况下, 经分析, 极限状态下框架柱的计算长度系数为0.5。抗火计算时, 框架柱的计算模型可按照上、下两端和中部均出现塑性铰计算。

　　 框架破坏时, 顶层火灾工况下的框架柱C32 (工况8) 和框架柱C32, C33 (工况9) 在中上部出现了1个塑性铰, 这种破坏形态为第二种破坏形态。典型的框架柱C32 (工况9) 的破坏形态如图7所示。顶层火灾工况下, 受火框架柱位于顶层, 框架柱上端节点仅与两根钢梁相连, 火灾下钢梁刚度降低较多, 框架柱上端节点的转动约束刚度较小, 不能有效地阻止框架柱上端的转动。当框架柱中上部某一截面在压力和弯矩共同作用下出现屈服时, 该截面及附近就形成了塑性铰, 框架柱发生压弯破坏。此时框架柱的计算模型可按照图7 (b) 计算。

　　 工况1, 4, 7出现破坏的框架柱及工况8出现破坏的框架柱C31均为三面受火柱。与四面受火柱相同, 三面受火柱也存在两种破坏形式:第一种为框架柱上、下两端和中部均出现塑性铰, 框架柱出现3个塑性铰而破坏;第二种为顶层火灾工况下框架柱仅出现1个塑性铰而破坏。第一种破坏情况出现在非顶层火灾工况, 由于框架柱柱端的转动约束较大, 柱出现了3个塑性铰而发生破坏。第二种情况为顶层火灾工况, 此时, 由于缺乏相邻层框架柱的约束作用, 框架柱上端的转动约束较小, 不能阻止柱上端的转动, 在竖向压力作用下, 框架柱中上部出现塑性铰而破坏。这两种情况下柱的典型破坏情况分别如图8, 9所示。

　　 本文计算的所有火灾工况下都出现了钢管混凝土柱破坏, 框架的耐火极限与框架柱的耐火极限t_R相等。各火灾工况框架柱的耐火极限见表1。

　　 四面受火柱发生破坏的有工况2, 3, 5, 6, 8, 9, 其中工况9既有四面受火柱发生破坏, 也有三面受火柱发生破坏。

　　 (1) 火灾发生在相同楼层时:从表1可以看出, 除顶层火灾工况外, 当火灾在同层内蔓延时, 框架柱的耐火极限随受火范围的扩大而减小, 但总体上相差不大。例如工况2, 3的耐火极限分别为68, 63min, 相差5min;工况5, 6的耐火极限分别为85, 79min, 相差6min。同层火灾工况条件下, 当火灾范围较小时, 受火框架柱承受的荷载在周围框架柱重新分布, 受火柱向周围转移的荷载与受火范围较大时相比更大些, 受火框架柱的轴压比较小, 柱的耐火极限较大;当火灾范围较大时, 受火框架柱承受的荷载向周围框架柱转移较少, 受火框架柱的轴压比较大, 柱的耐火极限较小。例如, 工况2, 3中框架柱C12发生了破坏, 两种工况下柱底端截面的轴力N、弯矩M与受火时间t的关系曲线如图10所示。从图10中可见, 受火过程中, 特别是破坏时, 工况2框架柱的轴压比较小, 因此, 柱的耐火极限较大。但总体看来, 两种火灾工况下, 柱底截面内力相差不大。

　　 (2) 火灾发生在不同楼层时:从表1可见, 同跨火灾工况下, 除顶层火灾工况外, 当火灾发生在2层时框架柱的耐火极限大于火灾发生在1层的耐火极限。以工况3的框架柱C12和工况6的框架柱C22为例进行说明。工况3和工况6的两根破坏柱底端截面的轴力N、弯矩M与受火时间t的关系曲线如图11所示。从图11中可见, 受火过程中, 特别是框架柱发生破坏时, 工况3的框架柱C12的压力、弯矩均小于工况6的框架柱C22。这两根框架柱的破坏模式相同, 均为3个塑性铰的破坏, 而由于框架柱C22轴压比小于框架柱C12, 因此其耐火极限较大。故火灾发生在2层时框架柱的耐火极限大于1层。

　　 当火灾发生在顶层时, 受火框架柱受周围构件的支承作用较少, 受火框架柱破坏时仅出现1个塑性铰, 火灾下框架柱的承载能力也较小。因此, 尽管轴压比较小, 但顶层框架柱的耐火极限比2层小。

　　 由表1可知, 同跨火灾工况下, 当火灾发生在非顶层时, 工况4下框架柱的耐火极限大于工况1下框架柱的耐火极限。这两种火灾工况下发生破坏的框架柱C12及框架柱C22底端截面的轴力N、弯矩M与受火时间t的变化曲线如图12所示。从图12可以看出, 火灾工况1下破坏柱C12所受内力较大, 特别是破坏时框架柱的压力加大, 较大的压力导致耐火极限较小。上述两种火灾工况下, 破坏柱C22, C12的两端约束情况相同, 破坏时均出现3个塑性铰, 但由于框架柱C12的轴压比大于框架柱C22, 因此框架柱C12的耐火极限较小。顶层火灾工况7下框架柱C32的破坏时仅出现了1个塑性铰, 这种模式下框架柱的承载力较小, 尽管框架柱的轴压比较小, 其耐火极限与框架柱C22更加接近。

　　 本文建立了火灾工况下受框架约束的钢管混凝土框架柱耐火性能计算模型, 对不同火灾工况、不同位置的钢管混凝土框架柱的破坏形态、受力机理、内力重分布规律、耐火极限等进行了系统的参数分析。在本文研究的参数范围内可得到如下结论:

　　 (1) 火灾下框架柱出现两种典型的破坏形态。当框架柱位于非顶层时, 由于柱顶转动约束较大, 框架柱出现3个塑性铰, 成为机构而发生破坏。当框架柱位于顶层时, 由于柱上端的转动约束小, 框架柱在中上部出现1个塑性铰而发生破坏。钢管混凝土框架柱抗火设计时应首先根据本文方法确定框架柱的破坏模式及计算长度系数, 之后根据《建筑钢结构防火技术规范》 (GB 51249—2017) ^[11]确定钢管混凝土柱的耐火极限。

　　 (2) 非顶层、同层火灾工况下, 当框架柱受火情况相同时, 随受火范围的扩大, 由于内力重分布, 火灾中破坏柱所受的压力较大, 耐火极限较小。非顶层、同跨火灾工况下, 随楼层增高, 框架柱的轴压比减小, 耐火极限增加。框架柱的破坏模式及轴压比是影响框架柱耐火极限的主要参数。