型钢混凝土结构具有较高的承载力、较好的延性和抵抗地震的能力等优点，广泛应用于高层建筑框架结构。由于人员疏散和消防灭火的困难，高层建筑结构面临着较大的火灾危险性，对高层建筑结构的耐火能力提出了更高的要求。

高层建筑高度较大，水平荷载为其主要设计荷载。风荷载是一种频遇荷载，高层建筑遭遇风荷载的频率更高，风与火灾同时发生的概率较大。同时，风和火灾之间还存在较强的耦合作用^[1]。《建筑结构可靠度设计统一标准》(GB 50068−2018)和《建筑钢结构防火技术规范》(GB 51249−2017)均规定火灾工况下风荷载要参与组合。欧洲规范EC1^[2]也规定风荷载应与火灾效应进行组合。风速随建筑高度按指数函数规律增加，高层建筑的风荷载更大。因此，高层建筑结构抗火设计时考虑水平风荷载十分必要。

目前，结构耐火性能的研究成果集中在构件方面^[3-5]。LIE等^[6]提出了火灾下钢材和混凝土的应力-应变关系模型，并建立了钢筋混凝土柱耐火性能分析的纤维模型法。YU等^[7]对型钢混凝土柱的温度场和耐火性能开展试验研究，并提出理论计算方法。郑蝉蝉等^[8]基于耐火试验结果，提出了火灾下受约束的型钢混凝土柱的破坏规律及耐火性能计算模型。张建春等^[9]通过试验研究发现，受约束钢梁高温下产生较大轴压力，并引发了钢梁失稳。丁发兴等^[10]对钢筋混凝土板的耐火性能进行分析，发现高温下板内出现的拱效应使得板底开裂延后。王勇等^[11]进行了火灾蔓延时板的耐火性能试验及分析，发现火灾蔓延对连续板各跨最大弯矩分布和拉压薄膜效应发展有重要影响。

在框架结构方面，时旭东等^[12]进行钢筋混凝土框架结构的耐火试验，提出了钢筋混凝土框架结构有限元分析方法。Cardington试验表明^[13-15]整体框架结构的耐火性能与单个构件的耐火性能存在较大区别。CVETKOVSKA等^[16]研究了火灾场景对钢筋混凝土框架结构耐火能力的影响，发现受火房间位置越高，框架结构整体的耐火极限越小。王广勇等^[17]对处于降温阶段型钢混凝土结构的力学性能开展研究，发现受火时间较长或荷载比较大时结构容易在火灾降温阶段破坏。王广勇等^[18]对竖向荷载作用下SRC框架结构火灾下的破坏机理开展研究，发现SRC框架中柱和边柱的破坏机理不同。MAZZA^[19]采用数值方法研究了风和火共同作用下钢框架的位移，分析结果表明：风荷载作用时，在火灾作用的楼层层间位移发生突变。SHINTANI等^[20]开展了水平荷载对钢管混凝土柱耐火性能影响规律的研究，发现施加水平荷载后钢管混凝土柱的耐火极限明显小于只施加竖向荷载的试件。可见，水平荷载作用下结构和构件的耐火性能与竖向荷载作用下有较大区别。

上述研究成果主要集中在重力荷载作用下框架结构的耐火性能，针对水平荷载作用下框架结构耐火性能的研究成果较少。本文对水平荷载作用下型钢混凝土框架的耐火性能开展研究，揭示水平荷载下框架结构的耐火机理。

1   计算模型

1.1   框架选型

参考典型高层公用建筑形式，设计SRC柱-RC梁框架建筑结构。建筑高7层，层高4 m，建筑高度28 m。框架横向3跨，纵向6跨，纵向和横向跨度均为8.4 m。我国绝大多数地区抗震设防烈度均在6度及以上，为反映实际，该框架按7度设防、并采用设计软件设计。框架结构中次梁为“十”字形，次梁上布置混凝土空心砌块墙。钢筋混凝土板厚150 mm。根据使用功能，楼面活荷载为4.0 kN/m²，恒载包括结构自重和隔墙的自重8.25 kN/m。

框架布置及梁柱配筋如图1所示。梁柱箍筋直径10@100 mm/200 mm，混凝土保护层20 mm。柱混凝土C40，其余采用C30。钢筋采用HRB400，型钢Q345。

图  1  典型框架的设计　/mm

Figure  1.  Typical SRC frame structures

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根据《建筑设计防火规范》(GB 50016−2014)^[21]，建筑每层划分为一个防火分区。水平荷载作用下，当火灾发生在一个防火分区时，各榀框架受火灾作用相同，各榀横向框架的变形和破坏形态基本一致。为简化，对一榀横向框架进行分析。

火灾工况下楼面活荷载与恒载按照《建筑钢结构防火技术规范》(GB 51249−2017)组合，风荷载参与组合工况下竖向荷载按照恒载与活载的准永久组合。荷载通过由空间框架向平面框架导荷确定平面框架所受的荷载，荷载布置如图1所示。图1中：N为次梁传来集中荷载；q为楼面均布荷载导荷至框架梁的三角形分布荷载峰值。

高度越高，柱轴压比越大，柱承受水平荷载的能力越小，柱轴压比对其耐火性能的影响较大。为考虑更高层框架结构的耐火性能，并降低模型规模和计算量，在框架的顶部节点施加竖向集中荷载，分别为N₁、N₂、N₃及N₄。后面分析表明，当火灾发生在某一层时，仅该层发生整体倾覆破坏或框架梁破坏，即火灾造成的结构破坏仅限于受火楼层。这样，受火楼层上部楼层传来的轴力较大，对受火楼层的耐火性能影响较大，受火楼层上部楼层传来的弯矩较小，对受火楼层耐火性能的影响较小。因此，对于更高框架结构，如果取底部7层作为计算模型，可只考虑8层柱底传递的轴压力，忽略8层柱底传递的弯矩，这种简化方法误差较小。

首先取N₁、N₂、N₃及N₄分别为2576 kN、4584 kN、4584 kN、和2576 kN，该工况称为轴压比工况N1。这种工况下，重力荷载产生的首层中柱轴压比n₁=0.79，首层边柱轴压比n₂=0.44。当N₁、N₂、N₃及N₄均为0时，代表了7层框架实际的受力情况，这时重力荷载作用下首层中柱轴压比n₁=0.50，首层边柱轴压比n₂=0.28，简称为轴压比工况N2。按照《建筑抗震设计规范》(GB 50011−2010)，本文框架结构的抗震等级为二级，轴压比限值为0.75，轴压比工况N1和N2两种工况下的轴压比按材料标准值计算，目的是直观显示柱的承载水平，如果按材料设计值计算均小于0.75，符合轴压比限制要求。

水平荷载参照水平风荷载取值，水平荷载的大小按照底层的水平荷载比控制。水平荷载比定义为水平荷载产生的楼层剪力与楼层的水平承载力之比，水平荷载比反映了框架承担水平荷载的相对大小。粗糙度类别取B类，基本风压p₀=0.55 kPa。参照《建筑结构荷载规范》(GB 50009−2012)，计算楼层处的风荷载标准值。经计算，1层~7层楼层顶板处的风荷载标准值F₁=9.35 kN、F₂=20.66 kN、F₃=23.06 kN、F₄=24.71 kN、F₅=26.08 kN、F₆=27.11 kN、F₇=14.07 kN，其分布如图1所示，上述风荷载分布满足《建筑结构荷载规范》(GB 50009−2012)风速剖面的要求。该工况下风荷载的分布和大小记为水平荷载工况H1。

我国绝大部分地区为抗震设防区，我国的多数建筑结构需进行抗震设计，为了符合我国实际，本文框架结构按7度设防进行抗震设计，构件截面相对不进行抗震设计只进行抗风设计增大。此外，对于只考虑抗风设计的建筑结构，底层风荷载的水平荷载比大概在0.3~0.6。荷载比是影响结构耐火性能的主要参数之一，研究风荷载对结构耐火性能的影响时，应考虑水平荷载比的影响，这时水平荷载比应作为一个变化的参数考虑其影响。

因此，采用抗震设计的结构为研究对象更符合我国实际。同时，应考虑风荷载的水平荷载比对耐火性能的影响。因此，宜适当增加风荷载的大小。

实际上，风和火灾还存在更多的联系，大风易引发大火。特别是近年来，由于人类对自然的破坏，极端事件频发，大风甚至飓风发生的概率呈增加趋势，而大风和飓风往往引发大火。在这种情况下，较大的风荷载与火灾同时发生的可能性更高，这时风荷载应该取更大的值。

同时，考虑到建筑层数增加会导致更大的风荷载，应将风荷载作为一个变化的参数进行分析。以风荷载作用下框架底层承受水平荷载的水平荷载比作为控制参数，分析风荷载增加时框架结构耐火性能的变化规律。分别分析了水平荷载工况H2、H3、H4、H8时框架的耐火性能，H2风荷载大小在H1的基础上乘以2，H3在H1的基础上乘以3，其余工况以此类推。这样，各层集中风荷载之间的比例与H1相同，相当于保持风速剖面不变，按比例增加基本风压(基本风压与风速的平方成正比)，这样近似考虑高层建筑高度增加导致的风荷载增加。

水平荷载工况H1时，框架基底剪力为145.04 kN，而轴压比N1时底层的楼层水平荷载承载力为3513 kN，底层的水平荷载比为0.041。水平荷载工况H8时，框架基底剪力为1160.32 kN，底层的水平荷载比为0.33，该水平荷载比大体相当于结构由风荷载控制设计且不考虑地震的情况。

1.2   火灾场景设计

根据建筑布局，每层为一个防火分区。在建筑的竖向，考虑到火灾可能发生在不同的楼层，以着火位置(楼层)为参数，考察不同楼层起火时整体结构的力学性能。当第i层楼起火时，称为火灾场景i。由于防火分区的作用，当发生火灾时，发生火灾的整个楼层构件均升温，其他非受火楼层的构件保持常温。该建筑空间为一般建筑，非大空间建筑，典型可燃物为纤维素类，在轰然阶段，室内温度均匀且非常高，室内温升接近ISO834标准升温曲线^[22]，根据《建筑设计防火规范》(GB 50016−2014)^[21]，火灾模型采用ISO834标准升温曲线。

1.3   有限元模型

参照文献[18]的方法建立型钢混凝土框架耐火性能分析的有限元计算模型，即在受火楼层采用三维精细有限元模型、在非受火区域采用梁柱单元模型。这样既可保证分析的精度，也可有效提高计算效率。

分析过程中，首先施加重力荷载，之后施加水平荷载，保持荷载恒定升高受火楼层温度，即采取恒载升温的加载升温方式。采用顺序耦合的方法进行温度和荷载的耦合分析，首先建立受火楼层的温度场计算模型，进行受火楼层的温度场分析。之后，读取温度场计算结果进行力学性能分析。这样，温度影响材料和结构性能，但结构性能不影响温度。采用软件计算时，打开几何非线性开关，即可考虑重力二阶效应。

火灾下混凝土和钢材的材料模型参考LIE等^[6]提出的模型。

1.4   有限元模型的验证

上述模型建立方法采用型钢混凝土柱耐火性能试验进行验证^[23]，文献[18]进行了2榀型钢混凝土框架的耐火性能试验，利用试验对该模型进行了试验验证。

本文进行2榀型钢混凝土框架结的耐火性能试验，进一步验证模型的正确性。试件采用型钢混凝土柱—钢筋混凝土梁框架，为单层单跨框架试件，编号分别为试件1和试件2。试件尺寸如图2所示。混凝土C35，型钢Q345B，纵筋和箍筋分别为HRB335、HPB300。

图  2  试件尺寸　/mm

Figure  2.  Specimen dimensions

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试验时分别在柱顶及梁跨中施加集中荷载，试件1柱荷载为1952 kN，梁荷载为85 kN。试件2柱荷载为1556 kN，梁荷载为63 kN。试验采用ISO834^[23]标准升温曲线。试验中，试件1和试件2发生了柱受压破坏。试验中测试了梁跨中挠度及柱顶竖向位移。典型试件1的破坏形态如图3所示，试件1左柱首先破坏，由于试件1左右柱材料强度或初始缺陷存在一定差异，两柱的破坏时间存在一定差异。

图  3  试件1破坏形态

Figure  3.  Failure model of Specimen 1

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利用该模型计算了试件1和试件2的左柱柱顶竖向位移(v)和梁跨中挠度( f )与时间(t)的关系曲线，计算结果与试验结果的比较如图4所示。可见，计算结果与试验结果基本吻合。

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  4  计算结果与试验的对比

  4.  Comparisons between calculated results with test

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2   破坏形态及耐火极限

计算表明，在本文参数范围内，发生火灾时，随水平荷载和起火楼层的变化，型钢混凝土框架结构发生了2种典型的破坏形态。第一种破坏形态为框架整体倾覆破坏。该种破坏形态中，受火楼层发生较大的楼层相对水平位移和竖向位移，受火楼层及其以上楼层最终发生整体倾覆破坏。第二种破坏形态为框架梁破坏形态。在这种破坏形态中，受火楼层的框架梁发生较大的挠曲变形，框架梁发生受弯破坏。在框架梁破坏形态中，尽管受火楼层发生了楼层水平侧移，但位移较小，受火楼层没有发生破坏。

各种破坏形态及其耐火极限(T_r)见表1。由于N1条件和顶层火灾场景出现的概率较小，故没有给出这种工况的分析结果。从表1可见，在以下情况下，框架结构均发生了整体倾覆破坏。即：1)轴压比工况为N1时，水平荷载工况H1、H2条件下，3层及以下火灾场景下；2)当柱轴压比为N1时，水平荷载H3、H4工况下，4层及以下火灾场景下；3)当柱轴压比N1时，水平荷载工况H8时，5层及以下火灾场景下。当柱轴压比减小至N2时，仅在水平荷载H8条件下，火灾场景1和2时发生了整体倾覆破坏。可见，柱轴压比是影响框架结构破坏形态的主要因素之一。

表  1  破坏形态及耐火极限

Table  1.  Failure mode and fire resistance limit

轴压比工况	水平荷载工况	火灾场景i
		i=1	i=2	i=3	i=4	i=5	i=6	i=7
N1	H1	231(倾覆破坏)	397(倾覆破坏)	540(倾覆破坏)	563(梁破坏)	546(梁破坏)	569(梁破坏)	−
	H2	191(倾覆破坏)	329(倾覆破坏)	445(倾覆破坏)	555(梁破坏)	546(梁破坏)	568(梁破坏)	−
	H3	158(倾覆破坏)	279(倾覆破坏)	392(倾覆破坏)	539(倾覆破坏)	554(梁破坏)	588(梁破坏)	−
	H4	129(倾覆破坏)	237(倾覆破坏)	348(倾覆破坏)	490(倾覆破坏)	552(梁破坏)	576(梁破坏)	−
	H8	54(倾覆破坏)	123(倾覆破坏)	229(倾覆破坏)	358(倾覆破坏)	518(倾覆破坏)	548(梁破坏)	−
N2	H2	541(梁破坏)	555(梁破坏)	537(梁破坏)	556(梁破坏)	529(梁破坏)	532(梁破坏)	558(梁破坏)
	H4	551(梁破坏)	551(梁破坏)	539(梁破坏)	537(梁破坏)	539(梁破坏)	539(梁破坏)	558(梁破坏)
	H8	357(倾覆破坏)	357(倾覆破坏)	537(梁破坏)	539(梁破坏)	550(梁破坏)	548(梁破坏)	548(梁破坏)
注：表中耐火极限的单位为min。

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从表1还可看出， N1条件下，水平荷载H1、H2工况下，框架由整体倾覆破坏向梁破坏转变的楼层为第3层。N1条件下，水平荷载H3、H4条件下，框架由整体倾覆破坏向梁破坏转变的楼层为第4层。N1条件下，水平荷载H8工况下，该转变楼层为5层。N2条件下，水平荷载H8工况下的转变楼层为2层。可见，当水平荷载增加时，由整体倾覆破坏转换为梁破坏的转变楼层越高。当水平荷载增加时，楼层的火灾荷载比增加，使得发生倾覆破坏的柱轴压比减小，因此，转变楼层升高。

本文框架结构的耐火极限定义为首先破坏的框架梁或受火楼层的耐火极限，梁耐火极限标准采用ISO834的耐火极限标准^[23]确定。受火楼层的耐火极限参照框架柱顶的水平位移和竖向位移综合判断。

3   框架整体倾覆破坏形态

3.1   变形及破坏形态

1) 破坏形态

这里以轴压比工况N1、水平荷载工况H2、火灾场景2(记为N1/H2/F2，以下以Ni/Hj/Fk表示轴压比工况Ni、水平荷载工况Hj和火灾场景Fk)时框架的整体倾覆破坏形态为例进行分析，该工况下框架结构的整体倾覆破坏形态如图5所示。图中U表示位移大小，单位m。

图  5  框架整体倾覆破坏形态 (N1/H2/F2；T_r =329 min)

Figure  5.  Global overturned failure mode of frame structure (N1/H2/F2; T_r =329 min)

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由图5可见，框架破坏时，受火楼层及其以上框架发生了向右下方的位移，框架的倒塌方式为向右下倒塌。受火楼层发生较大水平相对位移的同时，受火楼层发生较大的竖向变形，受火楼层总位移方向为右下方。从图5还可见，框架结构发生破坏时，框架梁的挠曲变形较小，尚没有发生破坏。

当框架承受水平荷载时，受火楼层承担一定的楼层剪力，而且随楼层降低，楼层剪力增加。在楼层剪力作用下，受火楼层发生层间位移。高温作用下，受火楼层梁柱构件的刚度和承载能力发生退化，楼层层间位移逐步增加，楼层的P-Δ效应进一步使得受火楼层柱在竖向荷载基本保持恒定的情况下，柱两端的弯矩增加。最终，当受火楼层达到火灾下水平承载能力时发生破坏。

从图5可见，由于常温区域框架对受火楼层框架的约束作用，受火楼层顶部和底部节点几乎没有发生转动，火灾下受火楼层的水平位移呈现出类似地震下强梁弱柱的变形形态，受火楼层发生整体的侧向位移。同时，由于高温作用导致的构件承载能力降低，受火楼层成为承受水平荷载的薄弱层，受火楼层首先出现破坏。对于受火框架梁来说，由于节点转动变形较小，水平荷载作用下，受火楼层框架梁的受力状态受水平荷载影响较小。

在框架整体倾覆破坏形态中，存在两种典型的破坏形态。第一种破坏形态为在水平荷载及火灾高温作用下，受火楼层柱两端出现塑性铰，受火楼层成为机构，导致框架整体发生倾覆破坏。当受火楼层柱的轴压比相对较小或者受火楼层的剪力相对较大的情况下会发生这种破坏形态，典型破坏形态如图6所示。图中型钢高度贯穿柱上下节点核心区域。图中给出了破坏阶段受火楼层型钢混凝土柱的竖向应变LE22(LE22表示三维实体单元的竖向应变，对于梁LE22没有意义)以及钢筋和型钢的有效塑性应变PEEQ，PEEQ大于0表示钢材发生屈服。

从图6可见，破坏阶段，受火楼层的型钢混凝土柱上下两端发生较大的弯曲变形。柱上下端截面的钢筋出现塑性变形，其中两中柱及右边柱的PEEQ较大，左边柱的PEEQ较小。柱型钢的上下两端截面发生屈服，型钢翼缘出现屈曲现象，两中柱上下两端截面的屈服范围较边柱大，而右边柱的屈服范围大于左边柱。另外，左边柱上端塑性变形较大的部位深入进节点核心区，表明水平荷载作用下节点也发生了部分破坏。

图  6  第一种框架倾覆破坏形态(N1/H4/F2；T_r=237 min)

Figure  6.  The first overturned collapse failure mode (N1/H4/F2; T_r=237 min)

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柱上下端截面混凝土、钢筋和型钢出现了应变集中现象，表明火灾下柱的上下两端均出现塑性铰，塑性铰为压力作用下的弯曲塑性铰。与受火的中柱相比，两边柱上下端各分别缺少一跨框架梁的约束作用，使得边柱的约束作用较小，边柱的计算长度较大，柱端塑性铰向节点移动。因此，边柱两端的塑性铰之间的距离更大一些。在水平荷载作用下，由于柱上下两端出现塑性铰，受火楼层成为机构，发生倒塌破坏。由于柱端部靠近节点核心区，温度较低，材料强度较柱中部相对较高，导致柱两端塑性铰向柱中部移动一定的距离。这种破坏形态中，受火楼层每根框架柱上下两端均发生压弯破坏。

第二种框架倾覆破坏形态如图7所示。从图7可见，在破坏阶段，受火楼层两根中柱的中部混凝土竖向应变较大，混凝土被压碎。钢筋和型钢也发生较大的塑性应变，型钢的有效塑性应变较大，型钢的翼缘和腹板发生受压屈曲。同时，两根中柱的混凝土、钢筋和型钢均发生了明显的水平剪切变形。表明中柱中段发生了压剪破坏。此时，左边柱和右边柱出现了反S形的变形，上下两端截面出现了塑性变形。

图  7  第二种框架倾覆破坏形态(N1/H2/F2)

Figure  7.  The 2nd overturned collapse failure mode (N1/H2/F2)

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当受火楼层的柱轴压比较大而受火楼层的剪力较小的情况下易发生这种破坏形态。当中柱的轴压比较大而受火楼层剪力较小时，火灾下中柱中下部受压弯剪破坏。这种破坏形态中，中柱仅在中段内发生破坏，而第一种破坏形态中柱在上下两端发生破坏。两种倾覆破坏形态中，两边柱的破坏形态相近，为柱上下两端截面破坏。可见，该工况下，尽管水平风荷载较小，但水平荷载导致框架的破坏形态发生较大的改变。

2) 变形及内力分布

这里以典型的轴压比工况N1、水平荷载工况H2、火灾场景2(简记为N1/H2/F2)工况为例，分析火灾下框架结构的变形和内力随时间的变化规律，框架破坏形态如图7所示。

该工况下，受火楼层左中柱柱顶的水平位移(u)、竖向位移(v)与时间(t)关系曲线如图8所示。水平位移以向右为正，竖向位移以向上为正。从图8可见，受火后，受火楼层左中柱顶的位移向右缓慢增加，而其柱顶竖向位移往下缓慢增加。到达耐火极限时，柱顶水平位移向右迅速增加的同时，柱顶竖向位移向下迅速增加。表明受火楼层柱达到了耐火极限状态，破坏形式表现为楼层水平位移和竖向位移同时增加，受火楼层发生倾覆破坏。

图  8  中柱顶端水平及竖向位移 (u、v)-时间(t)关系曲线

Figure  8.  Displacement (u, v)-time (t) relations on top of middle column

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受火楼层顶部左跨和中跨框架梁跨中挠度( f )-时间(t)关系曲线如图9所示。从图9可见，受火过程中，左跨梁和中跨梁的跨中挠度较为接近。框架倾覆破坏时，左跨和中跨框架梁的跨中挠度分别达到0.10 m和0.08 m，数值较小，梁没有破坏。可见，当发生整体倾覆破坏时，框架柱出现破坏，框架梁没有破坏。

受火楼层柱上端截面轴向压力(N)-时间(t)关系曲线如图10所示。从图10可见，受火过程中，中柱压力缓慢减小，边柱压力缓慢增加。中柱为四面受火，承载力退化程度较大，且柱轴压比较大，其竖向变形较大，致使中柱承担的荷载向边柱转移。破坏时，中柱轴压力迅速减小，边柱轴压力迅速增加，表明中柱及边柱出现受压破坏。

图  9  框架梁跨中挠度( f )-时间(t)关系曲线

Figure  9.  Mid-span deflection ( f ) -time (t) relations of frame beam

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图  10  柱轴力(N)-时间(t)关系曲线(N1/H2/F2)

Figure  10.  Axial force (N)- time (t) relations in columns (N1/H2/F2)

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受火楼层柱顶端截面的弯矩(M)-时间(t)关系曲线如图11所示。图11中弯矩以使柱顶端截面逆时针方向转动为正。从图11可以看出，受火过程中，中柱弯矩变化较小，楼层破坏时表现为正值增加。受火前期，左边柱顶端截面负弯矩绝对值增加，受火后期负弯矩绝对值减小，接近破坏时，负弯矩转变为正弯矩。受火过程中，右边柱顶端弯矩首先增加，之后基本不变。受火过程中两边柱端弯矩增加是由于框架受火楼层受热膨胀，导致边柱顶端截面出现弯矩绝对值增加的现象。受火后期，由于受火楼层层间水平位移增加，使得左边柱顶弯矩变号，右边柱顶弯矩保持稳定。破坏过程中，左边柱及两中柱顶端弯矩变成正弯矩，而且随着楼层相对位移增加，弯矩快速增加。框架破坏过程中，受火楼层发生较大的相对水平位移，致使柱端截面发生较大的弯曲变形，柱端截面的弯矩增加。

受火楼层上部左边跨梁和中跨梁跨中截面的轴力(N) -时间(t)关系曲线如图12所示。从图12可见，受火过程中，框架梁中出现了明显的轴压力。随着时间增加，轴压力首先增加，至峰值以后，逐渐降低。当受火楼层发生柱破坏时，梁中轴压力逐渐趋于零。由于框架梁受周围结构的约束作用，火灾下不能自由膨胀，于是在梁中出现了明显的轴压力。中跨梁由于受约束较大，梁内轴压力稍大。

图  11  柱顶弯矩(M)-时间(t)关系曲线(N1/H2/F2)

Figure  11.  Bending moment (M) -time (t) relations in top end of columns (N1/H2/F2)

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图  12  左边跨梁及中跨梁轴力(N)-时间(t)关系曲线(N1/H2/F2)

Figure  12.  Axial force (N)-time (t) relations in left side and middle beams (N1H2/F2)

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受火过程中，左边跨梁和中跨梁跨中截面弯矩弯矩(M)-时间(t)关系曲线如图13所示。从图13可见，受火前期，梁跨中正弯矩首先出现减小。受火后期，弯矩逐步恢复，但与受火前弯矩相比，略有降低。受火过程中，框架梁发生明显的热膨胀变形，导致梁截面出现较大轴压力，轴压力对截面产生的弯矩为负弯矩，使梁跨中正弯矩减小。可见，受火过程中梁截面弯矩减小是由梁的受热膨胀产生轴压力导致的。

图  13  边跨梁及中跨梁跨中弯矩(M) -时间(t)关系曲线(N1/H2/F2)

Figure  13.  Bending moment (M) -time (t) relations in side and middle beams (N1/H2/F2)

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3) 简化计算模型

如前所述，在框架整体倾覆破坏形态中，分为两种典型的破坏形态。第一种破坏形态为中柱上下两端截面出现压弯破坏，第二种破坏形态为中柱在中下部一个截面出现压弯剪破坏。在两种破坏形态中，边柱上下两端均出现压弯破坏。上述破坏机制明确，可作为抗火设计的依据。

结构抗火设计时可仅把受火楼层作为计算对象，根据框架整体倾覆破坏的两种典型破坏形态，抗火设计时可采用如图14所示简化计算模型。由于周围框架对受火楼层的约束作用，这种计算模型中的梁柱节点不发生转动变形，类似强柱弱梁的计算模型。

图  14  结构抗火设计计算模型

Figure  14.  Simplified calculation model for fire resistance design

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第一种计算模型相应于第一种整体倾覆破坏形态，这时受火楼层中柱和边柱梁端均出现塑性铰，塑性铰的受力状态为压弯。第二种计算模型相应于第二种整体倾覆破坏形态，这时受火楼层中柱出现压弯剪破坏，边柱仍为梁上下端压弯破坏。采用上述两种简化计算模型，可使得抗火计算概念明确，方便实用。

3.2   耐火极限

从表1中可见，当框架发生倾覆破坏形态、轴压比工况N1时，且当火灾发生在同一层(1层~4层)时，随水平荷载增加，工况H1~H8，框架的耐火极限减小。图15给出了轴压比工况N1时不同火灾场景下框架耐火极限与水平荷载工况Hi的关系曲线。

从图15可见，当火灾场景相同时，框架的耐火极限随水平荷载工况Hi增加而降低。随着Hi的增加，楼层剪力增加，框架的耐火极限降低。发生整体倾覆破坏形态时，受火楼层发生相对水平位移过大而破坏，楼层剪力大小对其耐火极限有直接影响。

图  15  耐火极限与水平荷载工况Hi的关系曲线

Figure  15.  Relations between fire resistance and horizontal load Hi

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从图15还可看出，发生整体倾覆破坏形态时，相同轴压比工况下，水平荷载工况Hi(i=1~8)保持不变时，随受火楼层位置升高，框架的耐火极限增加。随受火楼层位置升高，受火楼层的楼层剪力降低，耐火极限增大。

4   框架梁破坏形态

4.1   变形及破坏形态

1) 破坏形态

分析表明，对于受火楼层剪力较小或受火楼层位置较高或水平荷载较小的工况，这时框架出现了受火楼层上部框架梁的受弯破坏形态，而框架柱没有发生破坏。典型工况N1/H2/F4框架的破坏形态如图16所示，图中位移U的单位为m。从图16可见，框架破坏时，框架受火楼层出现明显的层间位移，框架柱也发生较大的相对水平位移，但受火的框架柱并没有发生破坏。受火楼层的三跨框架梁均出现明显的挠曲变形，中跨框架梁的挠度最大，三跨框架梁均出现受弯破坏，达到耐火极限标准。水平荷载作用下，受火楼层柱出现水平相对位移，但由于处于常温区的框架结构对受火楼层的约束作用，受火框架柱上下端节点的转动位移很小，火灾下框架梁的受力状态与无水平荷载的作用时框架梁接近。

图  16  框架梁破坏形态(N1/H2/F4；T_r =555 min)

Figure  16.  Beam failure mode of frame structure (N1/H2/F4; T_r =555 min)

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由于楼层剪力较小，柱的耐火极限较大，框架梁首先发生破坏，框架梁的破坏形态与无水平荷载作用时框架梁相同^[18]。

N1/H2/F4工况下框架受火楼层混凝土竖向应变LE11、钢筋和型钢的有效塑性应变PEEQ分布如图17所示。从图17可见，受火楼层框架梁发生了较大的挠曲变形，3跨框架梁的跨中截面均发生钢筋受拉屈服，梁端截面的受拉纵筋和受压纵筋均发生屈服。可见，受火楼层发生了框架梁的受弯破坏。

从图17可见，水平荷载作用下，柱仍表现出反S形的变形形式，中柱和右边柱上下两端截面混凝土应变分布反映出型钢混凝土柱两端出现了弯曲变形，这是水平荷载作用导致的。从图17(c)可以看出，型钢上下两端均出现了明显的塑性变形，表明型钢上下两端发生了较大的弯曲变形。由此可见，型钢混凝土柱上下两端发生明显的水平位移，型钢混凝土柱两端出现了明显的转角，柱的变形规律与发生整体倾覆破坏的框架一致，但型钢混凝土柱未到达极限状态，未发生破坏。

图  17  N1/H2/F4工况框架的应变云图(T_r =555 min)

Figure  17.  Strain contour of frame structures in N1/H2/F4 (T_r = 555 min)

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2) 变形及内力分布

N1/H2/F4工况下受力楼层中跨框架梁跨中挠度( f )-时间(t)关系曲线如图18所示。从图18可见，受火过程中，中跨框架梁跨中挠度缓慢增加。至耐火极限时，框架梁跨中挠度快速增加，并增至较大值，表明中跨框架梁发生受弯破坏。

受火楼层上部左边跨梁和中跨梁跨中截面的轴力(N)-时间(t)关系曲线如图19所示。从图19可见，破坏过程中，框架梁中出现了明显的轴压力。随着时间增加，轴压力首先增加，至峰值以后，逐渐减小。当受火楼层框架梁破坏时，梁中轴压力逐渐趋于零。如前所述，由于框架梁受周围结构的约束作用，火灾下不能自由膨胀，于是在梁中出现了明显的轴压力。

图  18  中跨梁跨中挠度( f )-时间(t)关系曲线(N1/H2/F4)

Figure  18.  Mid-span deflection ( f )-time (t) relation of mid span frame beam (N1/H2/F4)

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图  19  左边跨梁及中跨梁轴力(N)-时间(t)关系曲线(N1/H2/F4)

Figure  19.  Axial force (N)-time (t) relations in left side and middle beams (N1/H2/F4)

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受火过程中，左边跨梁和中跨梁跨中截面弯矩弯矩(M)-时间(t)关系曲线如图20所示。从图20可见，受火前期，梁跨中弯矩首先出现降低现象，甚至降至零并反号。受火后期，弯矩逐步恢复正弯矩。受火过程中，框架梁发生明显的热膨胀变形，导致梁截面出现较大轴压力，轴压力对截面产生的弯矩为负弯矩，进一步使梁跨中正弯矩减小。可见，受火过程中梁截面弯矩减小是由梁的受热膨胀产生轴压力导致的。

图  20  边跨梁及中跨梁跨中弯矩(M) -时间(t)关系曲线(N1/H2/F4)

Figure  20.  Bending moment (M) -time (t) relations in side and middle beams (N1/H2/F4)

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右中柱及右边柱柱顶的轴力(N)-时间(t)关系曲线和弯矩(M)-时间(t)关系曲线分别如图21、图22所示。从图21可见，受火过程中，右边柱的轴压力缓慢增加，而右中柱的轴压力缓慢减小，但总体变化较小。从图22可见，受火过程中，右中柱弯矩变化不大，而右边柱柱顶弯矩首先较大幅度增加，而后缓慢减小。左中柱和左边柱柱顶轴力和弯矩变化与整体倾覆破坏时相近，不再赘述。

图  21  右中柱及右边柱顶轴力(N)-时间(t)关系曲线(N1/H2/F4)

Figure  21.  Axial force (N)-time (t) relations in top end of right side and middle columns (N1/H2/F4)

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图  22  右中柱及右边柱顶弯矩(M) -时间(t)关系曲线(N1/H2/F4)

Figure  22.  Bending moment (M) -time (t) relations in top end of right side and middle columns (N1/H2/F4)

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4.2   耐火极限

框架梁形态下，框架结构的耐火极限在529 min~550 min，相差较小。如前所示，梁破坏形态条件下，由于常温区结构的约束，发生破坏的框架梁两端的梁柱节点的转动很小，框架梁的破坏形态受水平荷载影响较小。

5   结论

建立了型钢混凝土框架结构局部精细化整体结构耐火性能计算模型，考虑柱轴压比、火灾场景、水平荷载大小等参数的变化，对水平荷载作用下型钢混凝土框架结构的破坏形态及破坏机理、变形规律、内力分布及发展规律、耐火极限及抗火设计方法等耐火性能进行了详细的参数分析，在本文参数范围内可得到如下结论：

(1)与无水平荷载框架的破坏形态相比，即使较小的水平荷载也会导致框架整体破坏形态的较大改变，应关注水平荷载对框架耐火性能的影响。

(2)火灾下型钢混凝土框架结构出现了2种典型的破坏形态。当水平荷载和柱轴压比均较小时，尽管受火楼层出现了明显的层间位移，型钢混凝土框架结构仍出现了框架梁破坏形态。当水平荷载和柱轴压比均较大时，框架结构出现了受火楼层层间位移过大导致的框架整体倾覆破坏形态。

(3)在梁破坏形态中，各水平荷载工况下框架的耐火极限较为接近，水平荷载对梁破坏形态的耐火极限影响较小。当框架发生整体倾覆破坏形态时，当轴压比较大且火灾发生在同一层时，随水平荷载增加，耐火极限减小。水平荷载工况Hi(i=1~8)保持不变时，随受火楼层位置升高，框架的耐火极限降低。

(4)根据典型框架结构的破坏形态及破坏机理，提出了型钢混凝土框架结构抗火设计的实用计算模型。