20世纪八九十年代,我国建造了很多底部钢筋混凝土框架、上部砖砌体的建筑,简称“底框建筑”。底框建筑底层大空间多用于商业,火灾荷载大,一旦着火,升温快、燃烧时间长,温度甚至超过标准升温曲线 ^[1];另外,这类建筑上层砌体墙的荷载传递具有明显的拱效应,托梁承受较大的荷载。

　　 2003年“11.3”衡阳大火和2015年“1.2”哈尔滨大火中建筑局部或整体倒塌,数名消防队员牺牲。上述建筑均是按照89系列规范设计的底部框架-抗震墙砌体房屋,且抗震设防烈度为6度;若该类建筑位于7度或8度区,因地震抗力的不同,火灾时是否能将地震抗力转换为结构的抗火能力,即增加的地震抗力是否会延缓结构倒塌时间甚至使结构不倒?针对此问题,本文对6～8度区某既有底框住宅楼进行结构设计,并选取典型“子结构”作为研究对象,对火灾下6～8度区底框结构的变形、破坏模式、承载力、内力、应力及上层砖砌体荷载传递的变化情况进行研究,研究成果可供科研、加固改造设计与消防等相关人员参考使用。

　　 某6层底框住宅楼,一层、二层为框架层,层高分别为4.2m和3.9m,三层至六层为砌体层,层高均为2.7m。选取6～8度区典型“子结构”,如图1所示。

　　 各构件的混凝土强度等级为C30,纵筋采用HRB335钢筋,箍筋采用HPB235钢筋,钢筋保护层厚度25mm,砌块采用240mm×115m×53mm烧结普通砖,强度等级MU10,砂浆等级M5。采用 PKPM2010-V32中的砌体及底框结构鉴定保护模块进行结构设计,图2为6～8度区二层托梁与框支柱配筋。

　　 6度与7度区梁柱截面相同,梁配筋相差不大,而柱配筋相差较大,缘于构造不同所致;8度区柱截面明显增大,梁柱配筋较6度与7度区也有所增大。

　　 采用有限元软件ABAQUS 6.14建模,高温下钢筋与混凝土的热工和力学参数于《基于ABAQUS的火灾下钢筋混凝土结构精细化建模技术研究》 ^[2]中选取。本文钢筋混凝土框架采用实体单元,砖砌体采用实体单元且应用整体化建模方法,其单轴应力-应变关系采用杨卫忠 ^[3]公式,本构采用损伤塑性模型 ^[4],砌体墙与托梁的接触方式为面-面接触 ^[4]。计算简图与模型如图3所示。

　　 一层受火工况下底框结构的破坏类似于纯框架结构,可参考《局部火灾下钢筋混凝土平面框架结构的耐火性能研究》 ^[5]。本文重点研究转换层(二层)受火工况下6～8度区底框结构的抗火性能。

　　 采用标准升温曲线ISO 834对转换层构件升温,托梁三面受火,二层框支边柱三面受火,二层框支中柱四面受火,一层框架梁单面受火。

　　 6～8度区子结构二层右跨托梁跨中竖向位移、二层右跨框支边柱柱端侧移如图4,5所示。

　　 参考《建筑构件耐火试验方法 第1部分:通用要求》(GB/T 9978.1—2008) ^[6],结合图4,5可知,6～8度区子结构右跨托梁的耐火极限分别为85,101,135min,与此同时,二层框支边柱柱端侧移反向。

　　 火灾下子结构的变形见图6。将托梁耐火极限或框支边柱柱端侧移反向的时刻定义为子结构的耐火极限,则6～8度区子结构的耐火极限分别为85,101,135min。

　　 7度区比6度区子结构的耐火极限长16min,8度区比7度区子结构的耐火极限长34min,由此说明:不同设防烈度区同类既有底框结构的地震抗力可转化为该类结构的抗火能力,8度区既有底框建筑的抗火能力要强于7度区同类型的底框建筑,更强于6度区;低烈度区既有底框结构的抗火能力应引起关注。

　　 2.1节6～8度区子结构均是右跨托梁产生大变形而达到耐火极限,二层框支柱并没有破坏,如图7所示。这是由于结构设计时,二层框支柱轴压比不大所导致的,6度、7度区框支柱轴压比为0.55,8度区框支柱轴压比为0.4;如果将6～8度区二层框支柱轴压比增至0.8,火灾下托梁与框支柱均会破坏,如图8所示。

　　 标准火灾下,受火托梁与二层框支柱的承载能力退化,同时,上层砖砌体荷载传递的拱效应内缩,托梁承担的上部荷载增大,此外还应考虑温度产生的内力。结果显示:当静力荷载效应与温度效应之和大于高温下截面的承载能力时,构件发生破坏。

　　 当受火托梁总荷载效应大于高温下梁截面抗力时,托梁发生破坏;二层小轴压比框支柱总荷载效应小于高温下柱截面抗力,故框支柱并未发生破坏;二层大轴压比框支柱总荷载效应较大,高于高温下柱截面抗力,故框支柱发生破坏,此时二层框支柱的竖向位移如图9所示。

　　 二层框支柱轴压比增至0.8后,子结构的耐火极限降低为60min,由此可见,轴压比是影响底框结构抗火性能的重要指标之一。

　　 标准火灾下,6～8度区的转换层托梁和框支柱的截面温度场、承载力变化规律相似,本节以7度区为例进行分析。

　　 图10～12分别给出火灾下转换层托梁、二层框支边柱和二层框支中柱的截面温度场。

　　 由于转换层构件截面较大,托梁、框支边柱与框支中柱与受火面同一距离的混凝土温度基本相同,如图13所示。建模时,纵筋与最外肢箍筋绑定,距构件外表面约25+20/2=35mm,托梁、框支边柱与框支中柱与受火面同一距离的钢筋温度也基本相同。

　　 为研究钢筋混凝土结构高温下截面承载能力,高温下钢筋屈服强度折减系数和普通混凝土轴心抗压强度折减系数取广东省地方标准《建筑混凝土结构耐火设计技术规程》(DBJ/T 15-81—2011) ^[7]提供的数据,见图14。

　　 标准火作用101min时,转换层构件受火面钢筋的平均温度约550℃,由图14推断此时该处钢筋屈服强度退化至常温的35%;距受火面30mm处的混凝土温度约580℃,由图14推断此时该处混凝土轴心抗压强度退化至常温的60%。

　　 对7度区右跨托梁,根据《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010) ^[8],可计算出未受火时梁端受剪承载力为690kN,受火101min时梁端受剪承载力降至约490kN,降幅接近30%。类推,受火101min时,梁跨中受弯承载力由未受火时的306kN·m降至约100kN·m,降幅67%;右端受弯承载力由296kN·m降至约260kN·m,降幅12%;左端受弯承载力由437kN·m降至约390kN·m,降幅11%。

　　 对7度区二层框支柱,根据《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010) ^[8],可计算出未受火时柱轴心受压承载力为6 223kN,受火101min时,中柱轴心受压承载力降至约4 310kN,边柱轴心受压承载力降至约4 750kN;受火前后中柱和边柱的偏心受压承载力也发生类似的退化,不再赘述。

　　 综上所述,随着受火时间的增加,受火构件截面温度不断增加,表现在:1)托梁底筋温度高,屈服强度降低,且屈服强度降低程度与跨中受弯承载力的降低程度相当;2)托梁端负筋温度低,屈服强度降低程度小,梁端受弯承载力降低程度也小;3)最外肢箍筋温度高,屈服强度降低,受剪承载力降低;4)框支柱受火面钢筋温度高,框支柱屈服强度降低,框支柱受压承载力也降低。

　　 常温(20℃)静载作用下及受火某时刻仅温度作用下混凝土框架的弯矩示意图如图15所示。

　　 标准火灾下,可近似将图15(a)与图15(b)叠加得到框架的总弯矩:相比于常温,高温下托梁跨中弯矩降低,支座弯矩增加,二层框支边柱柱顶弯矩增加,柱底弯矩减小。另外,受火构件仅由温度产生的剪力不大。

　　 基于ABAQUS的结构热力耦合计算结果,可精确获取材料处于弹塑性状态下受火构件截面的内力,如图16、图17所示(图中0～2min为常温加载)。

　　 由图16(a)可知,常温下右跨托梁右端剪力为250kN,火灾下增至350kN,未超过耐火极限时刻的高温受剪承载力(受火101min时7度区托梁右端受剪承载力为490kN),火灾下托梁并未发生受剪破坏。

　　 由图16(b)可知,常温下右跨托梁是一个偏拉构件,拉力达50kN,受火时,托梁轴向膨胀,三面受火框支边柱向外侧膨胀,两者变形的相对值决定托梁受拉还是受压。受火25min时,托梁的轴向膨胀变形较大,受框支柱的约束,托梁受压,6度与7度区右跨托梁压力可达60kN,8度区右跨托梁压力可达80kN,远未达到其高温受压承载力(受火101min时7度区托梁轴心受压承载力约2 000kN),火灾下托梁并未发生受压破坏。

　　 由图16(c)可知,常温下右跨托梁右端弯矩不超过100kN·m,火灾下右跨托梁右端弯矩先增加后趋于稳定,弯矩先增加是温度内力所致,见图15(b);弯矩趋于稳定是由于随着受火时间的增加,材料劣化程度加剧,材料温度内力减小所致。标准火灾下,6～8度区右跨托梁右端弯矩分别为250,270,420kN·m,达到了耐火极限时刻的高温受弯承载力(受火101min时7度区托梁右端受弯承载力约260kN·m),右跨托梁右端发生受弯破坏。

　　 由图16(d)可知,常温下右跨托梁跨中弯矩约为100kN·m,火灾下右跨托梁弯矩由正变负再变正,变负是温度内力所致,见图15(b);再次变正是材料劣化程度加剧,温度内力减小所致。标准火灾下,6～8度区右跨托梁跨中正弯矩最大均约110kN·m,达到了耐火极限时刻的高温受弯承载力(受火101min时7度区托梁跨中受弯承载力约100kN·m),托梁发生跨中受弯破坏。

　　 常温下框支中柱轴心受压,框支边柱小偏心受压,且由图17(a)与图17(b)可知,中柱、边柱轴压力分别为2 100kN和1 500kN。受火时,中柱、边柱轴压力值基本不变,且未超过耐火极限时刻的高温受压承载力,火灾下中柱、边柱并未发生受压破坏。

　　 综上所述,除静载产生的内力外,温度作用也会产生内力:1)火灾下托梁跨中弯矩由正变负再变正,稳定时与常温下弯矩大小相当;2)火灾下托梁梁端弯矩大幅度增加,是常温下的数倍;3)受火构件中,由温度产生的剪力较小;4)框支柱中由温度产生的轴力较小。

　　 标准火灾下,6～8度区右跨托梁支座负筋与梁底纵筋的应力如图18所示(图中0～2min为常温加载)。

　　 右跨托梁纵筋应力随时间变化规律与截面弯矩随时间变化规律相似,即:1)常温静力荷载作用下,6～8度区右跨托梁右支座负筋拉应力分别为68,62,29MPa,梁底纵筋拉应力分别为36,33,20MPa。8度区托梁配筋多,因此静载作用下钢筋应力小;2)受火初期,托梁截面的不均匀膨胀受到约束,产生温度内力,见图15(b),右跨托梁右支座负筋拉应力增加,梁底纵筋由受拉变为受压;3)达到耐火极限之后,材料劣化程度加剧,温度内力减小,外荷载再次处于主导地位,纵筋应力趋于稳定。

　　 标准火作用50min左右,6度和7度区右跨托梁右支座负筋拉应力可达到360MPa和330MPa,而此时支座负筋高温下的屈服强度约为300MPa,负筋屈服,右跨托梁右端出现塑性铰。同理,受火100min左右8度区托梁右端出现塑性铰。

　　 标准火作用120min左右,6度和7度区梁底纵筋拉应力可达到90MPa和80MPa,而此时梁底纵筋高温下的屈服强度约为80MPa,梁底纵筋屈服,托梁跨中出现塑性铰。同理,受火170min左右8度区托梁跨中出现塑性铰。

　　 由此可得,火灾下6～8度区右跨托梁均是梁端先出现塑性铰,其次才是跨中,如图19所示。

　　 常温下,6～8度区上层砖砌体荷载传递具有明显的拱效应,如图20所示。

　　 标准火作用下,6～8度区上层砖砌体荷载传递的拱效应内缩,托梁承担的上部荷载增大,如图21所示。

　　 如2.2节所述,火灾下6～8度区托梁承载能力下降,另外,托梁产生温度内力且承担上部荷载增大,效应大于抗力,因此托梁发生破坏。

　　 本文结合6～8度区某既有底框住宅楼的设计结果,对转换层受火工况下6～8度区结构的抗火性能进行了对比分析,结论如下:

　　 (1)不同设防烈度区同类既有底框结构的地震抗力可转化为该类结构的抗火能力,高烈度区既有底框结构的抗火性能强于低烈度区同类型的底框结构,7度区比6度区底框结构耐火极限长16min,8度区比7度区结构耐火极限长34min。

　　 (2)轴压比是影响底框结构抗火性能的重要指标之一,框支柱轴压比较小时,火灾下框支柱不破坏而托梁易发生破坏,框支柱轴压比较大时,火灾下托梁与框支柱均发生破坏,且框支柱耐火极限大幅度降低。

　　 (3)随受火时间的增加,构件截面温度增加,承载能力下降;除静力产生的内力外,高温也会产生内力,当静力与温度效应之和大于承载能力时,构件发生破坏,且构件的受力钢筋在一定长度范围内屈服,形成塑性铰。

　　 (4)标准火灾下,梁端弯矩大幅度增加,是常温下的数倍,而承载能力变化不大,一般情况下,梁端先于跨中形成塑性铰。