表1 型钢混凝土柱-型钢混凝土梁平面框架试件参数
Table1 SRC column-SRC beam plane frame specimen parameters
注：D、B和H分别为型钢混凝土柱的截面高度、宽度和柱长；h、d和l分别为型钢混凝土梁截面的高度、宽度和跨度。hf、bf、tw、tf分别为型钢截面高度、宽度、腹板厚度和翼缘厚度；n、m分别为柱、梁的荷载比；th为试件的受火时间。
张 超1，薛素铎1，王广勇2，张东明3
(1.城市与工程安全减灾教育部重点实验室，北京工业大学，北京100124；2.建筑防火研究所，中国建筑科学研究院有限公司，北京 100013；3.中国建筑技术集团有限公司，中国建筑科学研究院有限公司，北京 100013)
摘 要：考虑受火时间、荷载比等参数的影响，对火灾后型钢混凝土框架结构的破坏形态、变形性能以及剩余承载力等火灾后性能进行了试验研究。试验结果表明：火灾后型钢混凝土框架梁出现3个塑性铰而破坏，梁端弯剪变形明显，剪压区混凝土均出现部分脱落。随着受火时间的增加，型钢混凝土框架的剩余承载力逐渐减小。同时，建立了考虑升降温及火灾后全过程的火灾后型钢混凝土框架力学性能分析模型。计算结果与试验结果对比表明，二者吻合较好。可见，提出的模型是正确的。
关键词：火灾后；型钢混凝土；框架结构；塑性铰；剩余承载力
近年来，由于型钢混凝土结构具有较高的承载力和良好的抗震性能，在高层及超高层建筑中的应用逐渐增多，建筑火灾隐患增加。一旦发生由火灾导致的结构破坏，将会导致消防救援失败，从而对生命财产造成巨大危害。因此，对型钢混凝土结构耐火性能进行深入研究是至关重要的。遭受火灾后，建筑结构需要评估其继续承载的能力，以便确定修复加固措施。实际结构大多数是超静定结构。各构件之间会有一定的约束作用，整体结构中的构件的极限状态与单个构件存在部分差异，因此对整体框架进行耐火性能及火灾后的力学性能研究更具有实际意义。
目前，对于型钢混凝土梁、柱构件以及节点的耐火性能的研究成果较多。李俊华等[1]进行了火灾后型钢混凝土梁力学性能试验，试验中考虑了剪跨比、受火时间的影响，试验结果表明，经历高温作用后，其破坏形态与常温试件基本相同，承载力均有不同程度的降低，同时具有较好的变形能力。Zhang等[2]对火灾后偏心受压型钢混凝土柱力学性能进行了系统的试验研究，分析了受火时间、荷载比和含钢率等参数对火灾后型钢混凝土柱剩余承载力的影响。王广勇等[3－5]基于火灾后型钢混凝土柱力学性能试验结果，建立了考虑升降温以及火灾后不同阶段材料本构关系的火灾后型钢混凝土柱力学性能分析的计算模型，试验结果与计算结果基本吻合，并进一步对火灾后型钢混凝土柱抗震性能进行了系统的试验研究，建立了相应的有限分析模型。Song等[6－7]对火灾后钢管混凝土柱-钢梁节点进行了试验研究，并建立了相应的有限元分析模型，提出了节点弯矩-转角关系。谭清华[8]进行了考虑升降温全过程的型钢混凝土柱-混凝土梁平面框架的火灾后力学性能试验，建立了有限元分析模型，对其温度分布、破坏形态、火灾后承载力进行了深入研究。夏敏等[9]基于纤维单元模型和分层壳单元模型，在Abaqus有限元平台上通过二次开发，建立了混凝土框架火灾受损分析系统，计算结果与试验结果验证表明，提出的分析系统具有较好的准确性。Xiao等[10]对高强混凝土剪力墙耐火性能及火灾后抗震性能进行了试验研究，研究结果表明，遭受高温作用后，剪力墙的承载能力、抗侧刚度及耗能能力出现了不同程度的劣化。史本龙等[11]对高温后型钢混凝土柱抗震性能进行了试验，考虑轴压比和受火时间的影响，对其破坏形态及抗震性能进行了系统的研究。El-Fitiany和Youssef[12]在对受火钢筋混凝土框架构件截面进行理论分析的基础上，提出了一种能够分析钢筋混凝土框架耐火性能的实用计算方法，同时，与标准火灾工况下的试验结果对比表明，方法具有良好的精度。总体而言，研究多针对于型钢混凝土构件的耐火性能，而对于型钢混凝土框架整体结构的试验和理论研究相对较少。
本文开展了型钢混凝土柱-型钢混凝土梁平面框架在ISO-834标准升温过程下考虑升降温全过程的力学性能试验，对框架的温度场分布、破坏形态及剩余承载力进行了试验研究。同时，建立了考虑升降温全过程的火灾后型钢混凝土平面框架的有限元计算模型，并通过试验验证了模型的正确性。
试验采用单层单跨平面框架的结构形式，共进行了3榀型钢混凝土框架火灾力学性能试验，试件设计参照实际工程，并考虑试验炉大小和加载设备的能力，试件截面尺寸及配筋情况如图1所示，其中SRCF-1、SRCF-3为全过程火灾后试验，SRCF-2为耐火性能试验，耐火性能试验为火灾后性能试验提供参照。主要考虑梁、柱荷载比及受火时间对考虑升降温作用的火灾后型钢混凝土框架力学性能的影响，荷载比定义为实际施加梁、柱荷载与梁、柱常温极限承载力的比值，框架梁常温极限承载力是根据《型钢混凝土组合结构技术规程》JGJ 138―2001中给出的型钢混凝土框架梁正截面受弯承载力公式进行计算，梁跨中和梁端截面屈服，梁出现三个塑性铰时的极限荷载。框架柱常温极限承载力是根据《混凝土结构设计规范》中给出的轴心受压框架柱极限承载力计算公式计算，常温极限承载力的计算采用材料性能实测值。试件主要参数如表1所示。
型钢混凝土平面框架中型钢采用Q345钢，梁柱纵筋采用HRB335级钢筋，直径18 mm，楼板内布置有单层双向分布钢筋，直径8 mm，采用HRB235级钢筋，梁柱内箍筋为HPB235级钢筋，直径6 mm，间距100mm。钢材和钢筋力学性能如表2所示。水泥采用普通硅酸盐水泥，强度等级为42.5 MPa，配合比为mw：mc：ms：mg=0.38∶1∶1.045∶2.121，试验时混凝土材料的立方体抗压强度为46 MPa。
表1 型钢混凝土柱-型钢混凝土梁平面框架试件参数
Table1 SRC column-SRC beam plane frame specimen parameters
注：D、B和H分别为型钢混凝土柱的截面高度、宽度和柱长；h、d和l分别为型钢混凝土梁截面的高度、宽度和跨度。hf、bf、tw、tf分别为型钢截面高度、宽度、腹板厚度和翼缘厚度；n、m分别为柱、梁的荷载比；th为试件的受火时间。
图1 型钢混凝土平面框架截面尺寸及热电偶布置图/mm
Fig.1 Cross-section of SRC plane frame and thermocouple layout
表2 钢材材料特性
Table2 Material properties of steel
试件制作完成后的吊装过程中，节点附近的楼板出现部分损坏，损伤均出现在楼板上部外侧混凝土，节点两侧损伤位置距离框架柱边缘大约为110mm，脱落混凝土大小沿着框架跨度方向约为150mm，沿着框架梁宽度方向约为100mm。试验时对3个试件节点附近的楼板进行了加固处理。研究表明[13]，采用粘贴钢板的方法，钢板在受力较大时容易与混凝土脱开。为避免出现类似问题，该文采用螺栓固定钢板法。加固的部位为楼板(T型梁翼缘)上下两个面，钢板厚度16 mm，加固长度从梁端计算为880mm，加固宽度与楼板宽度相同即为600mm，钢材强度等级为Q235，螺栓采用普通高强度摩擦螺栓M20，如图1所示。同时，在试验过程中，对加固钢板采用防火纤维进行保护，以保证加固质量。
1.2.1 试验装置
火灾试验炉炉膛的净尺寸为3.0m×2.0m×3.3 m，试验炉以天然气为燃料。反力架主要包括两根主梁及型钢短柱，梁上布置有分配梁及圆钢支座以保证梁变形后加载的准确性。柱顶采用2000kN液压千斤顶、梁跨中采用600kN液压千斤顶分别进行加载，如图2所示。
1.2.2 试验方案
首先对柱顶逐级施加荷载至设计值，之后保持柱顶荷载稳定，对梁逐级施加荷载至设计值，如图3所示，图中标注距离均计算到梁、柱截面中线。梁、柱荷载设计值大小及加载位置详见表3，保持柱顶和梁顶荷载大小不变，炉内温度按照ISO834-1标准升温曲线[14]进行升温。世界上对一般建筑空间火灾轰然后的温度发展做了长时间的统计与分析，发现轰然后建筑空间温度场相差不大，于是国际标准化组织制定了ISO834标准升温曲线作为一件建筑空间火灾的近似，在建筑防火领域中应用。可见，ISO834标准升温曲线可大体代表建筑实际火灾，是对实际火灾的一种近似。当梁跨中变形或柱顶轴向变形达到耐火极限的破坏标准时，即可停止升温，卸载柱顶和梁荷载。对于全过程试验，受火时间达到表1设计时间时即停止升温，打开炉口，试件进入自然降温阶段。降温阶段过程中，保持柱顶和梁加载点处荷载保持不变，当试件温度降至常温后，保持柱顶部千斤顶施加的荷载不变，在梁原来荷载的基础上分级增加梁荷载，当结构无法持荷时表示构件到达极限荷载，停止加载，此时荷载大小即为火灾后剩余承载力，此处火灾后剩余承载力定义对应的型钢混凝土框架破坏形态为梁破坏。
图2 试验装置图
Fig.2 Test setup
图3 试验加载及位移测点布置示意图 /mm
Fig.3 Test loading and displacement monitoring point arrangement sketch map
表3 型钢混凝土框架梁、柱荷载值大小及加载位置
Table3 Values of loads and locations on SRC frames
1.2.3 量测内容
量测内容主要包括炉膛温度、试件内部温度、柱顶和梁顶竖向位移以及火灾后试件剩余承载力。炉膛温度和试件内部温度采用镍铬-镍硅型铠装热电偶测量。试件温度测量位置为梁跨度中间、梁柱节点及柱高度中间部位。测温截面的具体位置以及热电偶在截面上的布置如图1(a)、图1(e)、图1(f)所示。升降温及火灾后整个试验过程中柱顶位移和梁顶的挠度通过安装位移计实现，测点D1～D5布置如图3所示，火灾后剩余承载力可通过梁柱千斤顶的力传感器测量。
根据表4可知，型钢混凝土框架的破坏类型均为梁破坏，且火灾后剩余承载力随着受火时间的增加而逐渐降低，主要是由于随着受火时间的增加，型钢混凝土框架梁、柱截面过火最高温度增高，钢材和混凝土损伤更加严重，材料强度及刚度逐渐降低，导致火灾后剩余承载力逐渐降低。
表4 型钢混凝土框架耐火极限和火灾后剩余承载力
Table4 Fire resistance and post-fire residual load bearing capacity of SRC frames
1)试件SRCF-1。
试件SRCF-1破坏类型为梁破坏。图4(a)给出了试件SRCF-1整体破坏形态，型钢混凝土柱角部发生混凝土剥落，在弯矩和轴力的共同作用下，柱高度中部在框架的平面内及平面外均产生了较小的挠曲变形。在高温作用下，由于温度应力作用，柱子局部出现细微的龟裂裂缝。由图5(a)、图5(b)可见，在节点区附近，发现几条大致平行的弯剪斜裂缝，向上一直延伸到梁加载点附近。从梁加载点至节点方向130mm后，由于受剪变形过大，混凝土出现脱落，范围大约为140mm，纵筋及箍筋外露。从图5(c)可以看出，型钢混凝土梁跨中受拉区亦有明显的混凝土剥落，同时梁底跨中700mm范围内分布有均匀的受拉竖向裂缝，裂缝延伸直至板底，平均间距约为100mm。试验过程中，加固钢板与型钢混凝土梁连接较好，没有发生滑移及脱开现象，能够保证梁和钢板共同工作。
2)试件SRCF-2。
试件SRCF-2为火灾下破坏，通过图4(b)可以看出，型钢混凝土柱和梁均发生了严重的剥落，与火灾后破坏试件相比，节点区附近出现弯剪斜裂宽度较窄，试件没有出现大量的混凝土脱落现象如图5(d)、图5(e)所示。在梁侧面可以观察到向上延伸的受拉竖向裂缝，平均间距为100mm，方向与梁轴线方向垂直，裂缝宽度较小如图5(f)所示。
3)试件SRCF-3。
试件SRCF-3为火灾后破坏，整体破坏形态见图4(c)，柱子角部和梁底发生明显剥落，其剥落程度较试件SRCF-1更为严重。由图5(g)、图5(h)可知，在平面框架左柱节点附近混凝土剪压区出现大量的混凝土脱落现象，在框架右柱节点附近出现了多条弯剪斜裂缝，从梁端及梁底部斜向上发展至加载段，在距离梁端350mm处梁底部出现局部混凝土脱落，范围大约为300mm。梁跨中纯弯段区域出现受拉垂直裂缝，裂缝平均间距为100mm，方向与梁轴线方向垂直，裂缝分布如图5(i)所示。
4 试件整体破坏形态
Fig.4 Global failure modes of specimens
图5 框架局部破坏形态
Fig.5 Local failure modes of specimens
试件最终的破坏形态均为框架梁破坏。对于试件SRCF-2，当常温加载结束时，梁跨中承受弯矩，在加载点与节点之间的型钢混凝土梁承受弯矩和剪力作用。由于柱两端的约束作用，柱端承受梁端负弯矩作用。开始升温后，型钢混凝土梁受热从而发生膨胀变形，梁轴压力逐渐增大，轴压力能够提高梁端弯剪区框架梁截面的抗剪承载力，对弯剪区斜裂缝的发展具有一定的限制作用，由于加固钢板提高了节点区抗弯剪承载力的强度和刚度，因而，与加固段相比，裂缝在剪压区非加固段分布较多，且宽度较大，同时由于混凝土材料性能随温度升高劣化逐渐严重，跨中裂缝发展也较为充分，梁刚度逐渐降低，挠度增大。
试件SRCF-1和试件SRCF-3的常温加载和升温阶段与试件SRCF-2相似。在降温段，随着梁截面温度的降低，型钢混凝土梁开始收缩变形，截面轴压力变小，梁跨中挠度继续缓慢增长，纯弯区段受拉裂缝进一步出现和发展，当截面温度降低到一定程度后，试件变形趋于稳定。在火灾后阶段，随着梁荷载的逐渐增大，梁端上部纵筋屈服，首先在梁端形成塑性铰。梁端受拉斜裂缝处的混凝土在正应力和剪应力的共同作用下弯剪斜裂缝宽度加大，弯剪区混凝土脱落。同时梁跨中弯矩逐渐增大，下部纵筋屈服，此时在梁端及跨中形成3个塑性铰，梁变成机构而无法继续受荷。
图6(a)给出了试件SRCF-1火灾炉5个内部热电偶测量的炉温与时间的关系，从图中可以看出炉温温度均匀，差别较小。图6(b)给出了3个试件平均炉温与时间的关系。分析图7中SRCF-1和SRCF-2梁、柱截面温度-时间曲线可知，试件内部截面温度远低于炉温，测点距离试件表面越远，温度滞后现象越明显。试件梁、柱截面测点1的温度低于外部测点4的温度，说明试件温度越往里越低，且升温时间越长差值越大。
图6 实测炉温
Fig.6 Measured furnace temperatures
图7 平面框架梁、柱截面温度-时间曲线
Fig.7 Time-temperature relationships of frame beam and column section
图8中对于f-t曲线，f代表框架梁跨中相对于柱端的实际挠度大小，规定向下为正；对于Δc-t曲线，Δc代表柱两端(测点1和测点5))竖向变形的平均值，规定向上变形为正，向下为负。根据图8(b)、图8(d)、图8(f)柱顶竖向位移-时间曲线可知：升温阶段，柱顶会发生一定的热膨胀变形，对于耐火性能试件SRCF-2热膨胀变形为1.4 mm，且整个试验过程中柱端一直处于热膨胀状态。试件SRCF-1升温阶段最大热膨胀变形为3.48 mm，而试件SRCF-3几乎没有发生热膨胀变形。可见，随着柱端荷载比的增大，热膨胀变形逐渐减小。在整个降温阶段，试件SRCF-1、SRCF-3柱顶位移变化值分别为5.84 mm和3.22 mm。在升温阶段，试件SRCF-1、SRCF-3框架梁跨中挠度变化值分别为8.56 mm和43.6 mm；在降温段，框架梁跨中挠度分别增大了4 mm和9.7 mm，可见，随着梁荷载比增大和受火时间的增加，在升降温阶段梁跨中挠度的变形逐渐增大。试件SRCF-2梁跨中时间-位移曲线如图8(c)所示，升温初期，由于试件的截面温度相对较低，混凝土、钢材和钢筋的性能劣化不显著，梁跨中挠度增加的比较缓慢。随着受火时间的增加，试件截面的温度不断升高，梁、柱表面出现大量混凝土剥落，同时材料的力学性能也出现了不同程度的降低，因此，梁跨中挠度增大较快。对于全过程火灾后试件SRCF-1和试件SRCF-3，在升温阶段和降温阶段初期，梁跨中挠度随着受火时间的增加而逐渐变大，当整个梁截面处于降温阶段时，梁跨中挠度增大的开始缓慢，挠度-时间曲线趋于稳定，如图8(a)、图8(e)所示。
图8 框架柱顶轴向位移和梁挠度随时间变化曲线
Fig.8 Variation of column axial deformation and beam deflection with time
试件SRCF-1和试件SRCF-3的荷载-位移曲线如图9所示。从图中可以看出，当完成常温阶段加载后，框架梁基本处于弹性阶段；而在升降温阶段，试件SRCF-1挠度的变化值为13 mm，试件SRCF-3的变化值为61 mm。可见，试件SRCF-3在升降温阶段梁跨度中部的变形较大，这是由于试件SRCF-3的受火时间较长，在升温阶段材料性能的劣化更加严重，导致在降温段变形也较大。在火灾后加载阶段，从荷载-挠度曲线可以看出，在加载初期，梁仍处于弹性阶段，当荷载增大到307 kN时，荷载-挠度关系曲线开始出现非线性，当接近极限荷载时，非线性关系已非常明显。对于试件SRCF-3，降温结束时，梁的跨中挠度已经达到70mm，变形较大，荷载增大至348.8 kN，梁无法继续持荷，试件破坏。
图9 梁跨中荷载-位移曲线
Fig.9 Beam load-mid span deflection curves
对于火灾后型钢混凝土框架的计算包括常温、升温、降温及火灾后阶段[3]。
3.1.1 材料热工参数
进行温度场计算所需要的材料热工参数包括混凝土和钢材的密度、比热容、热传导系数等参数。材料热工参数的计算采用文献[15]中的公式进行计算。
3.1.2 温度场分析模型
温度场计算采用ABAQUS有限元分析软件，型钢和混凝土采用三维实体热分析单元DC3D8划分网格。研究表明，钢筋对模型温度场的影响很小，模型中不考虑钢筋的影响。同时已有研究结果表明[16]：高温下，裂缝宽度大于3 mm时才会对截面温度场有一定影响，而在升温阶段，该文3榀框架出现裂缝宽度相对较小，进行温度场分析可以忽略裂缝对温度场分布的影响。对于边界条件，加固钢板节点区域以及地梁不设置热边界条件，型钢混凝土柱和梁表面按照第三类边界条件考虑热对流和热辐射，其中热对流系数取25 W/(m2·℃)，综合热辐射系数取0.1。不考虑型钢和混凝土之间热阻对温度场的影响，受火区域如图10所示。
图10 温度场有限元分析模型
Fig.10 Finite elenent model for heat transfer analysis
3.2.1 材料本构模型
1)对于升降温及火灾后阶段混凝土、钢材及钢筋的本构模型，文献[3]中已经做出详细的阐述，该文不再赘述。
2)瞬态热应变。
瞬态热应变与温度和应力有关，与时间无关，是高温变形的重要组成部分。文献[17]通过编制自定义热膨胀系数子程序UEXPAN，在ABAQUS平台上实现了一维瞬态热应变的数值模拟，并取得了较好的计算结果。对于型钢混凝土平面框架，该文编制了自定义热膨胀系数子程序UEXPAN实现了升温阶段三维瞬态热应变的计算。
3.2.2 升降温各区段的划分以及过火最高温度场计算
对于火灾后型钢混凝土平面框架的计算，涉及升温、降温及火灾后这三个阶段，且这三个阶段材料本构关系各不相同。升降温各区段的划分以及过火最高温度场的计算方法详见文献[3]。试件SRCF-1梁、柱截面过火最高温度场如图11所示，图中FV1表示过火最高温度。
图11 试件SRCF-1梁、柱截面最高温度场
Fig.11 Maximum temperature field of SRCF-1 beam and column section
3.2.3 边界条件与单元网格划分
如图12(a)所示，平面框架地梁约束所有自由度，柱端约束UX、RY和RZ。对于力学性能有限元分析模型，混凝土、型钢以及加固钢板采用三维线性减缩积分单元C3D8R，纵筋和箍筋采用三维线性桁架单元T3D2。根据试验现象可以看出，型钢混凝土梁跨中和梁端出现大量的裂缝，因而采用文献[5]中提出的方法模拟框架梁中型钢与混凝土之间的滑移性能，型钢与混凝土之间黏结滑移本构模型采用文献[18]中提出的模型。加固钢板与型钢混凝土梁之间采用绑定约束，同时钢筋与混凝土之间采用嵌入约束，模型网格划分如图12(b)所示。
图12 型钢混凝土平面框架力学性能有限元分析模型
Fig.12 Finite element analysis(FEA)model for mechanical property of SRC plane frame structures
图7对比了试件截面温度场的计算结果。由图可见，计算曲线与试验曲线整体吻合较好，计算值比试验值略大主要是由于试验过程中试件内部的水分蒸发，此时曲线温度上升较慢。图8给出了框架柱顶和梁顶位移曲线的对比结果，从图中可以看出梁顶、柱顶位移-时间曲线吻合较好，该文提出的计算模型能够较准确地计算框架的变形。图9对比了梁跨中荷载-位移曲线的试验结果与计算结果。在升降温阶段，曲线吻合较好。在火灾后阶段，从曲线可以看出，计算结果大于试验值，其主要原因在于火灾后阶段开始加载时，型钢混凝土框架试件梁跨中以及节点区有部分裂缝，导致结构刚度有所下降，承载力降低。同时，当接近极限荷载时，节点区会有大量的混凝土脱落，梁承载力和刚度进一步降低。
该文对型钢混凝土框架结构的耐火性能及火灾后力学性能进行了试验研究和计算分析，基于上述结果可以得到如下结论：
(1)该文火灾后型钢混凝土框架破坏形式为框架梁破坏，破坏时在框架梁端及跨中均形成了塑性铰。梁端为受弯破坏，梁上部纵筋受拉屈服，在弯剪区非加固部位出现了大量的混凝土脱落，弯剪变形较明显，纯弯区梁底出现受拉竖向裂缝，梁下部钢筋受拉屈服。
(2)随着受火时间增加，型钢混凝土框架火灾后剩余承载力逐渐降低。
(3)通过与试验结果进行对比表明，该文提出的有限元分析模型可以较好地模拟型钢混凝土框架结构的温度场、耐火性能及火灾后力学性能，可用于对考虑全过程的火灾后型钢混凝土框架结构的力学性能进行分析与计算。
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EXPERIMENTAL RESEARCH AND ANALYSIS ON THE POST-FIRE PERFORMANCE OF STEEL REINFORCED CONCRETE FRAME STRUCTURES
ZHANG Chao1，XUE Su-duo1，WANG Guang-yong2，ZHANG Dong-ming3
(1.Key Laboratory of Urban Security and Disaster Engineering，Beijing University of Technology，Beijing 100124，China;2.Institute of Building Fire Research，China Academy of Building Research Co.，Ltd.，Beijing 100013，China;3.China Building Technology Group Co.，Ltd，China Academy of Building Research Co.，Ltd.，Beijing 100013，China)
Abstract:An experiment was carried out to study the post-fire performance of steel reinforced concrete frame(SRCF)structures including the failure mode，deformability and residual load bearing capacity considering parameters including the fire duration and load ratio.The test results show that the failure of SRCF was induced by three plastic hinges occurred in the SRCF beam;the flexure-shear deformation was significant in the beam end;a part of concrete separated from the shear-compression zone of the frame beam.The results also show that the residual load bearing capacity of SRCFs decreases gradually with the increase of the fire duration.Based on the test，an analysis model for the post-fire performance of SRCFs under fire including heating，cooling and post-fire phases was proposed.The calculation results agree well with those of the test，which shows that the proposed numerical simulation method is accurate.
Key words:post-fire;steel reinforced concrete;frame structures;plastic hinge;residual load bearing capacity
中图分类号：TU398.9
文献标志码：A
doi:10.6052/j.issn.1000-4750.2017.01.0068
文章编号：1000-4750(2018)05-0152-10
收稿日期：2017-01-17；修改日期：2017-08-24
基金项目：国家自然科学基金项目(51778595)；北京市自然科学基金项目(8172052)；国家重点研发计划项目(2017YFC0803302)
通讯作者：王广勇(1971―)，男，山东人，研究员，博士，从事结构防灾技术研究(E-mail:wanggy0609@163.com).
作者简介：张 超(1987―)，男，河北人，博士生，从事结构耐火性能研究(E-mail:zhangchaotim@163.com);
薛素铎(1959―)，男，河北人，教授，博士，从事大跨空间结构的研究(E-mail:sdxue@bjut.edu.cn);
张东明(1970―)，女，山东人，工程师，学士，从事结构抗火设计方法研究(E-mail:zhdm89@163.com).