缆索支承体系桥梁具有复杂的负载传力路径和强大的跨越能力，承担着巨大的交通流量，是交通网络中的关键枢纽。桥面通行车辆一旦发生火灾，作为主要传力构件的索结构就面临着燃烧破坏的风险^[1-4]。区别于建筑火灾的火源类型、燃烧环境和温度场分布^[5-8]，桥面开放火灾一般由小汽车、客车、货车、油罐车、列车等通行车辆的火灾事故造成，处于氧气充足、气流干扰的燃烧环境，形成局部高温集中、整体温差明显的空间温度场^[9-12]。从火灾发生到消防救援存在一段时间，为了研究这段时间内预应力索结构的抗火性能，需要准确预测开放火灾下索结构的瞬态温度场，并进一步分析开放火灾下预应力索结构的温度效应。

火灾下索结构的表面火荷载和内部传热途径是影响火灾下索结构瞬态温度场的主要因素。建议使用的各种火灾升温曲线一般是指物体表面直接被火烧时火焰温度的变化模式^[13]，但在真实的火灾场景中，桥梁索结构的表面火荷载受火源位置和燃烧环境的影响，而火灾升温曲线不能考虑这些因素。虽然可以通过场模拟法分析火灾赋予结构表面的火荷载，但是针对开放火灾下曲表面且空间倾斜的狭长索结构，火灾分析模型与结构分析模型之间的数据映射问题亟待解决且不易推广^[14]。SLOANE等^[15]提出了具有线性对流边界条件的圆盘模型并给出了瞬态温度方程的求解方法，该方法避免使用本不适用于桥梁火灾的升温曲线，也不依赖有限元数值计算，但是对钢索结构内部的传热途径考虑不够全面。FONTANARI等^[16]研究了钢丝绳在标准ISO 834升温曲线下的结构响应，建立的精细化三维模型考虑了绳股之间的接触传导和力学接触，但是忽略了钢丝之间的热辐射传热和空气间隙传热。孙树华、杜咏等^[17]建立了火焰包裹下具有空腔几何特征的钢索截面升温理论及数值传热模型，仅考虑了空腔辐射传热对钢索截面升温历程的影响。上述国内外学者对火灾下钢索结构的响应分析的研究主要集中于火灾升温曲线下钢索结构内部不完整传热途径的温度场及其相应的力学响应，对真实开放火灾下索结构的表面火荷载和全面的内部传热途径的研究相对较少。

为了完善开放火灾下拉索结构的温度效应计算方法，本文建立了开放火灾下拉索腔体传热计算方法，提出了开放空间火灾下拉索表面的火荷载组成形式，揭示了拉索截面内部复杂的传热途径，建立了开放火灾下拉索截面传热分析的有限元模型并进行了试验验证，最后对比分析了预应力索结构在不同的内部传热方式、不同的包裹环境和不同的风环境的条件下的火灾响应。

1   开放火灾拉索腔体传热计算方法

开放空间火灾下拉索表面的火荷载包括：火焰的热辐射、拉索表面附近流体介质的热对流、拉索表面与环境之间的热辐射^[3-4]。拉索内部的热传递途径包括：钢丝或索股之间的空腔辐射传热、接触传热、腔体内空气的热传导^[15-17]。

1.1   火灾环境到拉索表面的传热

开放火灾下，拉索的截面尺寸远小于火焰尺寸，可采用辐射热流密度来考虑火源到索表面的辐射强度；同时，拉索与包裹环境之间的温差形成热量交换；开放火灾下的热传递还受到环境的干扰。基于这些因素建立半经验实体火焰模型，以定量表征火灾环境到拉索表面的热传递。如图1所示，半经验实体火焰模型由开放火灾场景、拉索表面的火荷载 2部分组成。

图  1  半经验实体火焰模型

Figure  1.  Semi-empirical solid flame model

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开放火灾场景的表征参数包括：火源的尺寸参数、热释放参数、环境条件参数、拉索的相对位置。为了简化真实火源面形状的各异性和引入油池火灾传热分析的计算理论，火焰本身采用常见的圆柱形实体火焰辐射模型^[18]，该模型的底面火源直径为D/m，平均火焰长度为H/m；实体火焰表面的总热辐射功率E_p/(W/m²)由下层可见火焰区和上层烟气包裹火焰区产生；开放火灾的环境条件以环境温度${T_{\rm e}}$/(℃)和环境风v/(m/s)为主，空气湿度以其组分及对火焰辐射传热的影响通过环境透射率来考虑；拉索表面与火焰模型地面中心点之间的相对水平、竖直距离记为(a, b)/m。

拉索表面的火荷载包括火源的热辐射、包裹环境与拉索表面的热辐射和热对流。火焰到拉索表面的热辐射采用热流密度$q_{i{\rm r}}''$/(W/m²)；索体处于烟气或者空气的包裹环境中，以包裹环境温度${T_{\rm e}}$实现环境与索体表面之间的热辐射换热$q_{\rm r}''$/(W/m²)和对流换热$q_{\rm c}''$/(W/m²)。

开放火灾下拉索表面净热流密度$q_{\rm net}''$/(W/m²)：

火焰到拉索表面的辐射热流密度计算如下^[18]：

式中：${\varepsilon _{\rm s}}$为构件表面的辐射率；E_p为实体火焰表面的总热辐射功率；F为实体火焰与构件表面之间的辐射角系数；τ为实体火焰与构件之间的环境透射率；${\varepsilon _{\rm f}}$为实体火焰表面热辐射的释放率，两者均可偏保守取为1；γ为辐射热流密度的安全系数取为2；${E_{\rm fmax}}$/(W/m²)为开放油池火灾中下层可见火焰的单位面积的热释放功率，取140 kW/m²；${E_{\rm soot}}$/(W/m²)为上层被烟气包裹的火焰的单位面积的热释放功率，取20 kW/m²；x为可见火焰面积的覆盖率，取$x = {{\rm e}^{ - sD}}$(D为火源的等效油池直径，s/m⁻¹为衰减系数，取0.12 m⁻¹)；${F_{\rm V}}$和${F_{\rm H}}$分别为实体火焰模型相对于目标面的竖直辐射角系数和水平辐射角系数，均与模型的底面火源直径D、平均火焰长度H以及拉索表面与火焰模型地面中心点的相对位置(a, b)有关，具体计算公式可参考文献[19]；H采用计算公式$H/D = 42( \dot m_\infty ''/ {\rho _{\rm a}}\sqrt {gD} )$^[20]($\dot m_\infty ''$/(kg/(m²·s))为单位面积的质量燃烧速率，${\rho _{\rm a}}$/(kg/m³)为空气密度，g/(m/s²)为重力加速度)，有风条件下H的计算公式可参考文献[20]。

拉索表面与其包裹环境之间的热辐射换热和对流换热的计算公式如下^[21]：

式中：${T_{\rm e}}$/(℃)和${T_{\rm s}}$/(℃)分别为构件包裹环境的温度和构件表面的温度；α/(W/(m²·℃))为构件表面与环境之间的对流换热系数；σ/(W/(m²·K⁴))为斯蒂芬-玻尔兹曼常数，取5.67×10⁻⁸。

1.2   拉索截面内部传热

拉索截面的局部接触示意图如图2所示，钢丝之间热量传递的能力用热阻来衡量。图中左侧表示钢丝之间空腔辐射热阻R_CR/(℃/W)，中间表示钢丝之间的接触热阻R_CC/(℃/W)，右侧表示钢丝之间空气介质的传导热阻R_AC/(℃/W)。

图  2  二维空腔传热模型

Figure  2.  Two-dimensional cavity heat transfer model

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钢丝之间的总热阻由如下3种热阻并联组成：

钢丝之间空腔辐射热阻R_CR计算如下^[17]：

式中：${T_i}$/K和${T_j}$/K为两个辐射灰面${A_i}$/m²和${A_j}$/m²的温度；${q_{{\rm{cr}}}}$/W为灰表面到灰表面的辐射热量；${h_{{\rm{cr}}}}$/(W/(K·m²))为两个辐射灰面${A_i}$和${A_j}$之间的热辐射换热系数；${X_{i,j}}$为两个辐射灰面${A_i}$和${A_j}$之间的角度系数。

钢丝之间接触热阻R_CC主要由接触区域的宏观接触面积的接触热阻R_L/(℃/W)和微观接触点的接触热阻R_S/(℃/W)串联形成。宏观接触热阻采用G.R.模型^[22]，微观接触热阻以粗糙接触面积与微观导热率乘积的倒数来考虑。钢丝之间接触热阻公式如下：

粗糙接触面上的微观导热率为^[23]：

式中：l/m、d/m、w/m分别为钢丝的长度、直径及钢丝间的接触半宽，接触半宽根据两圆柱体接触的赫兹公式求得；${k_{\rm s}}$/(W/(K·m))为钢丝的热传导系数；${h_{\rm s}}$/(W/(K·m²))为粗糙接触面上的微观导热率；P/Pa表示接触面上的平均压强；${H_{\rm mic}}$/Pa为接触对中较软材料的微硬度，计算公式为${H_{\rm mic}} = E\left( {1 - 2\mu } \right)/[6\left( {1 + \mu } \right)]$^[24]，E/Pa和μ分别为钢丝的弹性模量和泊松比；m和η/m分别为钢丝表面粗糙峰的坡度和粗糙度均值。

钢丝之间空气介质的传导热阻R_AC指空腔中任意一对内壁之间由于空气介质进行热量传递而形成的阻抗能力。如图2所示，假定空腔内壁之间的热流线是对称点之间直线连接，每条热流线形成的微元dx/m的热传递通道中导热系数k(x)/(W/(K·m))相等且导热厚度为δ(x)/m，由于钢丝细小且导热性能好，可以假定二维空腔传热模型中钢丝表面的温度是均匀的且与表面接触空气的温度相等^[22]，分别为${{{T}}_{\text{a}}}$/℃和${{{T}}_{\text{b}}}$/℃。每一个微元的热流量为：

二维空腔传热模型中任意一对内壁之间空气介质的热流量积分为：

式中，c/m为任意两根钢丝之间空气介质导热的计算宽度。

钢丝之间空气介质的传导热阻为：

微元dx的热传递通道中导热系数为^[25]：

式中：k_∞/(W/(K·m))为常温常压下空气的导热系数；λ为界面分子调节参数；β为空气特性参数；Λ/m为一定温度和压强下空气中分子的平均自由程。

空气介质的积分范围参数为：

微元dx的热传递通道中导热厚度为：

将式(15)~式(17)代入式(14)，可得钢丝间空气介质的传导热阻表达式：

式中：$\theta = - {\arccos }( {\sqrt 3 - 1} )$，$t = 1 + \alpha \beta \varLambda /d$。

钢丝之间空气介质传递的热流Q_g/W和钢丝接触传递的热流Q_c/W可以等效为两两内壁A₀/m²之间的全面接触传热的热流Q_g+c/W，故建立钢丝表面之间的等效导热率ETCC/(W/(m²·℃))，可以综合考虑钢丝之间接触热阻和空气介质的传导热阻，如图3所示。

图  3  等效传热

Figure  3.  Equivalent heat transfer

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钢丝之间接触传导和空气介质传导的总热流为：

钢丝之间接触传导热流和空气介质传导热流分别为：

将式(20)~式(22)代入式(19)，得钢丝之间接触传导和空气介质传导的等效导热率ETCC为：

式中，${A_0} = ({\pi }/3)\left( {d/2} \right)l$。

2   拉索模型的建立与验证

借助ANSYS有限元分析平台，利用开放火灾下拉索的传热计算方法，建立拉索的精细化数值分析模型，将该数值模型的计算结果与Lugaresi的钢索截面温度场的试验结果进行对比^[26]。

如图4所示，试验通过近距离的辐射面板提供辐射热源，现场测量的热流密度$q_{i{\rm r}}''$=23.2 kW/m²，环境温度${T_{\rm e}}$=16 ℃~17 ℃^[26]。结合前述计算方法中的式(2)、式(5)和式(6)，形成开放火灾下拉索表面的火荷载，包括辐射面板的热辐射$q_{i{\rm r}}''$、环境与拉索表面之间的热辐射$q_{\rm r}''$和热对流$q_{\rm c}''$。

图  4  试验拉索模型

Figure  4.  Cable model in test

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拉索内部三种不同传热方式的实现方法为：① 采用完全封闭空腔辐射荷载输入计算，形成三根钢丝之间空腔辐射热阻R_CR；② 采用CONTA174和TARGE170单元形成接触对，定义覆盖A₀范围的接触区域和输入理论计算所得的等效导热率值ETCC，实现钢丝之间完全接触的等效热传导的模拟，形成钢丝之间接触热阻R_CC与空气介质的传导热阻R_AC的并联热阻；③ 通过设置等效导热率值ETCC为默认的最大值以实现钢丝之间最大限度的导热。

预应力钢丝的密度、比热容、热传导系数、本构关系等采用欧洲钢结构规范推荐值^[27]，预应力钢丝的辐射表面采用漫灰表面，辐射换热系数取0.7，自然对流的环境下物体表面的对流换热系数介于5 W/(m²·℃)~25 W/(m²·℃)之间。钢丝分别采用SOLID90单元进行瞬态温度场分析和SOLID186单元进行瞬态应力场分析。

根据建立的拉索数值传热模型，分别进行三种拉索内部传热方式的数值分析：① 钢丝之间无腔体传热，钢丝之间全面接触且最大限度导热，近似于拉索的圆钢模型；② 钢丝之间只有空腔辐射的传热途径；③ 钢丝之间有完整腔体传热模型，考虑空腔辐射以及接触传导和间隙空气导热的等效导热。

三种内部传热方式下拉索截面内5个测点的计算值分别与真实试验中的试验值进行对比，其结果如图5~图7所示。

图  5  传热方式1对比结果

Figure  5.  Comparison results of heat transfer method 1

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图  6  传热方式2对比结果

Figure  6.  Comparison results of heat transfer method 2

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图  7  传热方式3对比结果

Figure  7.  Comparison results of heat transfer method 3

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传热方式1的分析结果表明，5个测点的升温曲线分布极为集中，没有体现出从迎火侧到背火侧索截面的温度梯度。与试验数据对比说明，钢丝之间确实存在热阻。即，不考虑钢丝之间的热阻是不合理的。

传热方式2的分析结果表明，5个测点的升温曲线分布过于离散，体现了索截面的温度梯度。但是与试验数据对比发现，离迎火侧近的测点3温度偏高，离迎火侧远的测点4温度明显偏低。说明，仅考虑钢丝之间的空腔辐射的传热途径是不够的，即，过高估计了钢丝之间的热阻。

传热方式3的分析结果表明，5个测点的升温曲线较为接近试验数据的5个测点升温曲线。说明，钢丝之间的传热要考虑完整的腔体传热模型，除了钢丝之间的空腔辐射的传热途径，接触传导和空气导热的传热途径起主导作用。

3   开放空间拉索火灾响应

为了研究开放火灾下拉索的内部传热方式、包裹环境和风环境对预应力索结构高温力学响应的影响，利用开放火灾下拉索传热计算方法和拉索数值分析模型，分别以三种内部传热方式、两种包裹环境和三种风环境组建六种传热模式，分析拉索截面的瞬态温度场、应力场和截面内力的时变响应。

开放火灾拉索传热分析的参数设置如表1所示，将条件参数分为三类：开放火灾场景的表征参数、拉索表面火荷载的组成形式和拉索内部的传热方式，其中，三种内部传热方式包括完整腔体传热、无腔体传热、仅空腔辐射传热，两种包裹环境包括烟气和空气，三种风环境包括无风、迎风和背风。表中相关参数的含义见图1。

表  1  开放火灾拉索传热分析参数设置

Table  1.  Parameter settings for heat transfer analysis of cable near open-air fire

开放火灾场景表征参数					拉索表面火荷载		拉索内部传热方式	传热模式
火源直径 D/m	火源功率 Ep/(kW/m2)	拉索相对位置 (a,b)/m	环境风速 v/(m/s)		辐射热流 ${q_{i{\rm r}}''}$/(kW/m2)	包裹环境 ${T_{\rm e}}$/(℃)
10	56	(10,5)	0(无风)		50	20(空气)	完整腔体传热	1
							无腔体传热	2
							仅空腔辐射传热	3
						227(烟气)	完整腔体传热	4
			3(迎风)		78	227(烟气)	完整腔体传热	5
			−3(背风)		27	20(空气)	完整腔体传热	6
注：1) 火源直径参考油罐车在行车道适度泄漏造成的火源面积；2) 拉索包裹环境为烟气时参考烟气温度取227 ℃，参考文献[28]；3) 拉索的HDPE护套在温度超过400℃和表面热辐射流密度超过15 kW/m2会开始燃烧，参考文献[29]，计算时忽略HDPE护套的影响。

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拉索的结构参数如图8所示，选择由127根直径为7 mm的钢丝组成的拉索结构为分析对象，长×宽×高分别为100 cm×8.0 cm×9.1 cm，并赋予拉索0.7倍的初始预应力度。

图  8  分析拉索结构参数 /cm

Figure  8.  Structural parameters of cable in analysis

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3.1   不同的拉索内部传热方式

分析表1中传热模式1~模式3下拉索的火灾响应，可以对比开放火灾下不同的拉索内部传热方式对拉索截面温度与应力分布、时变内力的影响。

3.1.1   温度与应力分布特征

在不同的拉索内部传热方式的条件下，截面从近火侧的钢丝1到远火侧的钢丝7的温度分布和应力分布如图9所示，预应力钢丝的温度分布与应力分布总体呈现反对称的分布特征，这是因为钢丝的热膨胀产生的应力会抵消钢丝初始预应力度产生的拉应力，拉索温度较高的一侧对应的剩余预应力度较低。

图  9  传热模式1~模式3温度和应力分布

Figure  9.  Temperature and stress distributions under heat transfer mode 1 to 3

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传热模式1的分析结果表明，火灾从500 s~2500 s的过程中，拉索截面的温度分布和应力分布从曲线状态向直线状态逼近，直线的斜率趋于变小，拉索截面两侧钢丝的温度梯度和应力梯度逐渐变大而后变小，说明采用完整的腔体传热模型可以准确地反映开放火灾下拉索截面钢丝的温度梯度特征，导致拉索截面钢丝相应的应力梯度特征。

传热模式2的分析结果表明，不考虑腔体传热的热阻，截面钢丝的温度和应力分布趋于平均，这是因为钢丝材料本身的热传导系数较大且不考虑钢丝之间腔体的热阻。

传热模式3的分析结果表明，仅考虑空腔辐射而不考虑钢丝之间的接触传导和空气介质传热，截面钢丝的温度和应力呈现阶段式分布，截面近火侧钢丝温度偏高且剩余应力偏低，随着远离近火侧，钢丝温度陡然下降到环境温度而后不变，钢丝的应力刚好相反。这种阶段式分布特征，是因为低估了钢丝之间的导热率，即高估了钢丝之间的热阻。

3.1.2   内力时变特征

在不同的拉索内部传热方式的条件下，拉索截面的轴力和弯矩的时程变化曲线如图10所示。轴力下降，是因为拉索截面整体呈现升温的趋势，钢丝的热膨胀效应会抵消拉索的初张力；弯矩上升，是因为拉索截面钢丝的温度梯度导致应力梯度，应力梯度形成弯矩。

图  10  传热模式1~模式3截面时变内力

Figure  10.  Cross-section time-varying internal forces under heat transfer mode 1 to 3

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传热模式1的分析结果表明，拉索截面轴力呈现一直下降的趋势，拉索截面弯矩呈现先上升而后下降的趋势，是因为在传热模式1下拉索截面钢丝应力整体处于减小的趋势，且拉索截面钢丝应力分布从曲线状态向直线状态逼近，直线的斜率趋于变小。

传热模式2的分析结果表明，拉索截面轴力也呈现一直下降的趋势，只是最终轴力下降的幅度更大，而拉索截面弯矩只是略有增加而后趋于稳定，这是因为在传热模式2下拉索截面钢丝应力分布趋于平均。

传热模式3的分析结果表明，拉索截面轴力也呈现一直下降的趋势，只是最终轴力下降的幅度偏小，而拉索截面弯矩呈现一直上升的趋势且最终上升的幅度更大，这是因为在传热模式3下拉索截面钢丝的应力分布过于集中于拉索近火侧部位，导致局部应力损失明显，而整体应力损失的幅度偏小。

3.2   不同的拉索包裹环境

分析表1中传热模式1和模式4下拉索的火灾响应，可以对比开放火灾下不同的拉索包裹环境对拉索截面温度与应力分布、时变内力的影响。

3.2.1   温度与应力分布特征

在不同的拉索包裹环境的条件下，截面从近火侧的钢丝1到远火侧的钢丝7的温度分布和应力分布如图9(a)和图11(a)所示。

图  11  传热模式4温度和应力分布

Figure  11.  Temperature and stress distributions under heat transfer mode 4

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传热模式1和模式4的分析结果表明，相比于常温空气的包裹环境，烟气包裹的环境下拉索截面钢丝的整体升温有一定幅度的提高，截面钢丝的整体应力损失也有一定幅度的提高，出现背火侧边缘的钢丝温度略高于内侧钢丝的情况。这些变化是因为，烟气包裹环境下气温升高，烟气与拉索表面之间存在对流换热和辐射换热，加剧了拉索截面钢丝的整体升温。

3.2.2   内力时变特征

在不同的拉索包裹环境的条件下，拉索截面的轴力和弯矩的时程变化曲线如图12所示。

传热模式1和模式4的分析结果表明，相比于常温空气的包裹环境，烟气包裹的环境下拉索截面轴力也呈现一直下降的趋势，最终轴力下降的幅度更大，拉索截面弯矩也呈现先上升后下降的趋势，弯矩上升的幅度较小。这是因为，在传热模式4下，烟气环境加剧了拉索截面钢丝的整体应力损失，减小了拉索截面钢丝迎火侧与背火侧的应力梯度。

图  12  传热模式1和模式4截面时变内力

Figure  12.  Cross-section time-varying internal forces under heat transfer mode 1 and 4

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3.3   不同的风环境

分析表1中传热模式1、模式5和模式6下拉索的火灾响应，可以对比开放火灾下不同的风环境对拉索截面温度与应力分布、时变内力的影响。

3.3.1   温度与应力分布特征

在不同的风环境的条件下，截面从近火侧的钢丝1到远火侧的钢丝7的温度分布和应力分布如图9(a)、图13(a)和图13(b)所示。

传热模式1和模式5的分析结果表明，相比于无风的环境下，迎风环境下拉索截面钢丝的整体升温有大幅度的提高，截面钢丝整体的应力损失也有大幅度的提高，出现背火侧边缘的钢丝温度略高于内侧钢丝的情况。这些变化是因为迎风环境下的火焰倾斜减小了火焰与拉索之间的辐射距离，增大了辐射热流，同时迎风环境会带来烟气。

传热模式1和模式6的分析结果表明，相比于无风的环境下，背风环境下拉索截面钢丝的整体升温有大幅度的下降，截面钢丝的整体应力损失有大幅度的下降。这些变化是因为，背风环境下的火焰倾斜增大了火焰与拉索之间的辐射距离，减小了辐射热流。

图  13  传热模式5和模式6温度和应力分布

Figure  13.  Temperature and stress distributions under heat transfer mode 5 and 6

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3.3.2   内力时变特征

在不同的风环境的条件下，拉索截面的轴力和弯矩的时程变化曲线如图14所示。

图  14  传热模式1、模式5、模式6截面时变内力

Figure  14.  Cross-section time-varying internal forces under heat transfer mode 1, 5, 6

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传热模式1和模式5的分析结果表明，相比于无风的环境下，迎风环境下拉索截面轴力也呈现一直下降的趋势，最终轴力下降的幅度更大，拉索截面弯矩也呈现先上升而后下降的趋势，弯矩上升的幅度也较大。这是因为，在传热模式5下，辐射热流的增大促进了拉索截面钢丝整体升温的幅度，也提高了拉索截面钢丝的温度梯度，从而加剧截面钢丝的整体应力损失和应力梯度。

传热模式1和模式6的分析结果表明，相比于无风的环境下，背风环境下拉索截面轴力也呈现一直下降的趋势，最终轴力下降的幅度更小，拉索截面弯矩也呈现先上升而后稳定的趋势，弯矩上升的幅度较小。这是因为在传热模式6下，辐射热流的减小削弱了拉索截面钢丝整体升温的幅度，也减小了拉索截面钢丝的温度梯度，从而削弱截面钢丝的整体应力损失和应力梯度。

4   结论

本文建立了开放火灾下拉索腔体传热计算方法，结合火灾热源的辐射热流和拉索与包裹环境的热量传递，形成了火灾环境到拉索表面的火荷载，利用拉索结构内部二维腔体传热模型，建立了拉索截面内部传热分析的有限元模型并进行了试验验证，最后分析了在不同的拉索内部传热方式、不同的包裹环境和不同的风环境的条件下拉索截面的温度分布和力学响应。得到如下结论：

(1) 提出的开放火灾下拉索腔体传热计算方法，可以比较准确地计算开放火灾下拉索截面瞬态温度分布。进行拉索传热分析时，不考虑钢丝之间存在的热阻(即圆钢模型)和仅考虑钢丝之间的空腔辐射热阻分别高估和低估了钢丝之间的传热效率，钢丝之间的热传递以接触传导和空气导热的传热途径为主导。

(2) 对于完整的腔体传热模型，拉索截面的温度梯度和应力梯度呈现从曲线状态向直线状态逼近，拉索截面的轴力损失一直变大、截面弯矩效应先增大而后减小。相比于完整的腔体传热模型，仅考虑钢丝之间的空腔辐射热阻时，应力损失过于集中在近火侧钢丝，这种分段式不均匀应力场导致弯矩效应偏大，轴力损失偏小；不考虑钢丝之间存在的热阻时(即圆钢模型)，拉索截面几乎不存在应力梯度，导致轴力损失偏大且弯矩效应很小。

(3) 开放火灾下的拉索处于烟气包裹的环境中，会提高拉索截面钢丝的整体升温幅度，导致轴力损失增大，减小拉索截面钢丝的温度梯度，导致弯矩效应减小。

(4) 开放火灾下的风环境，对拉索截面的温度分布、应力分布和内力的影响较大。迎风环境会大幅度地提高拉索截面钢丝的整体升温幅度，导致轴力损失增大，也大幅度地提高拉索截面钢丝的温度梯度，导致弯矩效应增大；背风环境会大幅度地降低拉索截面钢丝的整体升温幅度，导致轴力损失降低，也大幅度地降低拉索截面钢丝的温度梯度，导致弯矩效应减小。

(5) 本文提出的计算方法可为拉索结构的抗火设计与防护提供理论指导依据。