火災下大跨空間結構的性能分析

火災下大跨空間結構的性能分析

隨著建筑造型的多樣性和多功能趨勢，鋼筋混凝土結構充分發(fā)揮了空間的優(yōu)勢。但是鋼結構有著自身的致命缺陷:耐火性能差。高溫下鋼材的強度、彈性模量等基本力學性能指標急劇下降。一旦發(fā)生火災鋼結構就有可能發(fā)生嚴重的破壞,甚至有可能在人或物沒有安全撤離現(xiàn)場的時候,結構發(fā)生整體或者局部倒塌,造成人員的傷亡或財物的損失。而預應力鋼結構由于索的存在,對高溫更為敏感。因此對預應力鋼結構火災下的性能分析顯得尤為重要。隨著鋼結構致命缺陷的暴露,國內(nèi)外學者及專家對鋼結構火災下的性能進行了研究并得到了一定的成果:平面鋼框架結構、預應力網(wǎng)架、張弦梁、勁柔索穹頂結構等。但是采用的都是室內(nèi)火災標準升溫曲線(ISO-834)。由于室內(nèi)火災標準升溫曲線局限性很大,主要適用于小空間結構。大跨空間結構中不可能在某一時刻所有單元的溫度都相同,并且升溫速度不會像小空間那樣迅速,導致大空間結構的性能大不同于小空間結構。因此本文采用大跨空間結構模型和標準升溫曲線兩種模型對目前世界上跨度最大的弦支穹頂(93m)進行火災下的性能分析。圖1是2008奧運羽毛球館上部單層網(wǎng)殼和下部的各環(huán)向索、徑向索單元。因為結構對稱,選取有代表性的節(jié)點和單元,如圖1所示。1火的模擬分析和火災期間組件的力學特性1.1實用大空間建筑火災空氣升溫經(jīng)驗公式目前有多種火災升溫模型,代表的有李國強等人提出的實用大空間建筑火災空氣升溫經(jīng)驗公式、室內(nèi)火災標準升溫曲線(ISO-834)等。本文采用大空間空氣升溫模型和標準升溫曲線兩種模型進行比較分析。1.1.1影響空氣升溫的因素李國強等人通過對120例火災場景用場模型進行模擬,考慮影響大空間建筑火災空氣升溫的因素,篩選出給定空間點的溫度值,進行統(tǒng)計回歸,最終回歸出如下大空間建筑火災空氣升溫計算公式:式中T(x,z,t)——對應t時刻,距火源中心水平距離x,(m)、距地面垂直距離z,(m),的空氣溫度,℃;Tz——從火源中心距地面垂直距離z處的最高空氣升溫,℃;β——由火源功率和按αt2增長型火源確定的升溫曲線形狀系數(shù);η——距火源中心水平距離x的溫度衰減系數(shù)(無量綱);t——時間,s;b——火源中心點至火源最外邊緣距離,m,當x<b時,η=1;μ——系數(shù);Tg(0)——火災發(fā)生前的環(huán)境溫度,一般取為20℃。分析發(fā)現(xiàn),影響大空間建筑火災空氣升溫的主要因素有:1)火源釋熱率(功率)最大值;2)建筑面積;3)建筑高度;4)距火源距離。具體參考文獻。1.1.2確定標準升溫曲線為了對受熱構件的破壞模式有一個統(tǒng)一認識以及出于規(guī)范的需要對構架的抗火程度進行統(tǒng)一分級,國際標準化組織(ISO)制定了ISO-834標準升溫曲線,表達式如下:Tgas=T0+345.1lg(8t+1)式中:Tgas為氣體溫度,℃;T0為室溫,一般為20℃;t為時間,min。1.1.3間空氣升溫模型標準升溫曲線模型只適用于較小空間的結構,且各構件升溫過程是一致的。大空間空氣升溫模型是經(jīng)過對真實火災場景進行模擬,最終回歸出的計算公式。其考慮了火源釋熱率(功率)最大值、建筑面積、建筑高度、距火源距離等因素的影響,較真實地模擬大空間受火災各構件的升溫過程。其差異可以從圖2和圖3看出。1.2溫度對索、鋼和預應力作用的影響火災下鋼材的熱物理性能如:熱膨脹系數(shù)、比熱容、導熱系數(shù)、密度、泊松比等參數(shù)基本上隨溫度的升高變化不大。但是鋼材的熱力學性能隨溫度的變化有很大的變化,當然索的熱力學性能也隨溫度的升高而變化,主要體現(xiàn)在彈性模量和應力-應變關系上。高溫下索的彈性模量:ET/E0=0.9093+4.4937×10-4Ts-2.4893×10-6T2s高溫下鋼材的彈性模量:ETs/Es=-17.2×10-12T4s+11.8×10-9T3s-34.5×10-7T2s+15.9×10-5Ts+1式中:ET為索在溫度Ts時的彈性模量;E0為索在室溫下的彈性模量;ETs為鋼材在溫度Ts時的彈性模量;Es為鋼材在室溫下的彈性模量?；馂南落摬暮苋菀走_到塑性狀態(tài),本文中采用三折線模型。如圖4。2模型和分析方法的計算2.1網(wǎng)殼結構及火災場景以2008年奧運會羽毛球館主體屋蓋為計算模型,屋蓋最大跨度93m,矢高9.3m,矢跨比1/10。其結構形式為下部鋼筋混凝土框架結構,上部采用凱維特-聯(lián)方型弦支穹頂結構。鋼管彈性模量為2.06×1011Pa,索的彈性模量為1.9×1011Pa。網(wǎng)殼各節(jié)點剛接,支撐條件為周邊鉸支支撐,結構承受均布節(jié)點荷載,恒載為0.85kN/m2,活載為0.5kN/m2?；馂膱鼍?火源發(fā)生在場館的中央位置,為一個10×10的正方形區(qū)域。地面面積A取為6000m2,空間高度Z取為20m且分為20,19,18,17m四個高度范圍?；鹪捶€(wěn)定功率25MW,屬于快速增長型。2.2增量平衡方程采用ANSYS程序單元庫中的Beam188、Link8和Link10單元分別模擬梁、桿和索。根據(jù)U.L.(修正的拉格朗日)空間描述法和虛功原理,建立結構內(nèi)力和位移的增量平衡方程,增量平衡方程簡記為:[K]{△u}=Δλ{f}式中:[K]為U.L列式的結構切線剛度矩陣;{△u}為位移增量向量;Δλ為荷載增量參數(shù);{f}為荷載參考向量?；炯俣?1)研究結構的被動抗火能力,鋼構件無耐火被覆;2)構件的溫度沿截面的桿件長度方向均勻分布;3)高溫下鋼材的熱膨脹系數(shù)為常數(shù)1.4×10-5。結構倒塌的判別標準:結構喪失承載能力或發(fā)生失穩(wěn)破壞(結構總剛主對角線元素小于或等于零)。結構抗火全過程響應分析過程如圖5。每次迭代計算時,用修正后的彈性模量來代替原來的彈性模量,應用Newton-Raphson(牛頓-拉夫遜)方法求解非線性方程。3分析模型簡介為了清楚表達結構在火災下的性能分析,本文以圖1為分析模型(采用整體火災情況下),采用兩種不同的模型對有代表性節(jié)點位移以及各撐桿和徑、環(huán)向索的內(nèi)力進行比較。通過比較分析得到較真實的結構破壞機理。3.1結構位移開始下降由圖6、圖7可知,各節(jié)點位移在兩種模型下變化過程有很大的區(qū)別,可得出如下結論:1)大空間模型下,各節(jié)點位移大部分隨時間的增大按正方向增大,并且在90min時也沒有坍塌的跡象。原因:火災下熱膨脹引起構件伸長且由于環(huán)索和混凝土的套箍作用導致結構向上起拱;熱膨脹引起的反應大于火災下力學特性減小引起的反應。2)標準升溫曲線下,節(jié)點位移基本上都是先隨時間的增長按正方向增大,隨后在14min左右各節(jié)點位移開始下降,直到22min時,結構位移出現(xiàn)大幅度的下降,也就是整個結構基本上已經(jīng)坍塌破壞。原因:該升溫模型升溫速率極快,熱膨脹引起構件的伸長和混凝土柱子及環(huán)向索的套箍作用導致位移上升。在14min左右,結構的力學特性在火災下發(fā)生了質(zhì)的變化,熱膨脹引起的反應小于火災下力學特性減小引起的反應,致使結構位移開始下降。3)兩種模型之所以對結構的反應產(chǎn)生如此大的差異,主要是因為兩種模型不同的計算方法。標準升溫曲線在某時刻各單元溫度一致,并且在20多分鐘就能達到500℃(該溫度已經(jīng)使構件的力學特性產(chǎn)生了非常大的變化),而大空間升溫模型是與火源釋熱率(功率)最大值、建筑面積、建筑高度、距火源距離等多種因素有關,在90min最高溫度才達到400℃左右,這是最本質(zhì)的區(qū)別。圖8、圖9是整體結構在不同時刻的位移形狀(橫坐標的節(jié)點就是對應的圖1各節(jié)點)。大空間升溫模型下結構大體上呈凸形,而在14節(jié)點(實際結構的190節(jié)點)也就是第一環(huán)索附近,各單元出現(xiàn)下降的趨勢直到最外邊單元,就是說該結構破壞首先發(fā)生在混凝土柱子和第一環(huán)索的區(qū)域。標準升溫曲線下結構開始處于膨脹狀態(tài),隨時間增長,結構開始出現(xiàn)下降趨勢直到22min左右結構整體坍塌,但是結構開始出現(xiàn)破壞也是在混凝土柱子和第一環(huán)索之間的區(qū)域,具體一點就是在最外邊單元。3.2環(huán)索的內(nèi)力分析該結構撐桿采用的Link8單元(可拉可壓,可以考慮蠕變),環(huán)向索和徑向索采用的是Link10(可拉不可壓,不可以考慮蠕變)。圖10、圖11為兩種模型下考慮撐桿蠕變和不考慮撐桿蠕變時的環(huán)向索在火災下的預應力損失。表1為撐桿內(nèi)力隨時間的變化過程。第三、四圈索預應力變化隨時間的變化過程同第二圈索,故不再贅述。由圖10、圖11可得出,在兩種模型下第一環(huán)索的內(nèi)力變化有很大的差異。1)大空間模型下,預應力隨時間的增長一直增大,且蠕變的影響較大。原因:參照位移變形圖8,第一環(huán)索附近位移隨時間變化是向下的,致使索力增大。第一環(huán)索附近溫度較低,熱膨脹引起的應力損失較小。但是結構其他部分溫度高得多,引起的結構變形對第一環(huán)索內(nèi)力變化有很大的影響。由于弦支穹頂結構的本身結構特點以及四周的混凝土柱子,致使上部產(chǎn)生的應力及變形無處釋放,就導致混凝土柱子附近的第一環(huán)索內(nèi)力增加。2)標準升溫曲線下,其內(nèi)力變化過程較容易理解,先增大后減小。這也是內(nèi)力增大的原因。隨時間的增長,溫度升高的非常快,熱膨脹引起的預應力損失較明顯,結構內(nèi)力開始出現(xiàn)下降的趨勢。上部結構的位移出現(xiàn)大面積的下降,也促使其下降趨勢劇增,直到結構坍塌破壞。由圖10、圖11可得到其余各環(huán)索內(nèi)力均隨時間的增長逐漸減小。原因:參考位移變形圖8、圖9,高溫下熱膨脹應變引起的應力損失。蠕變的影響與預應力初值、構件的溫度、時間等有必要的聯(lián)系。主要是受預應力初值的影響最明顯,并且本論文考慮的撐桿的蠕變與索是間接的關系,所以對索力預應力損失影響不大。因為第一、二環(huán)索預應力較其余環(huán)索大很多,所以蠕變對第一、二環(huán)索的預應力損失較明顯,其余較不明顯。3.3環(huán)境因素對徑向索內(nèi)力的影響表1-表4為兩種模型下,各徑向索,撐桿單元內(nèi)力。因為蠕變影響較小,撐桿及徑向索內(nèi)力均是在沒有考慮蠕變情況下所得。由表1-表4可得出,兩種模型下?lián)螚U及徑向索內(nèi)力隨時間的變化情況,其原因同上邊環(huán)向索內(nèi)力的原因。值得說明的一點是,標準升溫曲線下構件內(nèi)力沒有減小為0,主要是結構坍塌破壞引起的結構變形引起的。3.4結構的影響火災下,隨溫度的逐漸升高,熱膨脹應變逐漸增大,蠕變也有所增加,不過對于結構影響較小。從本文的計算結果也可以看出,隨著熱膨脹應變和蠕變的增加,在總應變不變的情況下,應力應變減小,直至減小為0。該過程在本文的計算中也得到體現(xiàn),由于篇幅有限,現(xiàn)不列出。4大空間空氣升溫模型1)鑒于傳統(tǒng)火災設計模型ISO-標準升溫曲線的統(tǒng)一和廣泛性,本文采用標準升溫曲線模型對大跨空間結構進行了分析,得到結構在22min左右坍塌破壞。其過程為位移先上升,在14min左右構件位移開始下降,22min時位移出現(xiàn)大幅度下降,其中第一環(huán)索至混凝土柱子之間區(qū)域首先破壞,最后整個結構破壞。索力隨溫度的變化過程為:第一環(huán)索力先上升后突然下降,其余各環(huán)索力均隨溫度的升高逐漸下降,直到結構破壞。2)基于大跨空間結構的特點本文也采用了大空間空氣升溫模型進行了分析。在90min內(nèi)結構的位移在大部分都處于上升趨勢(第一環(huán)索附近除外),整體結構呈“凸”狀。第一環(huán)索至混凝土柱子之間的區(qū)域仍然是危險區(qū)域,該區(qū)域個別構件的位移出現(xiàn)大幅度的下降,只是不影響整體結構。索力隨溫度的變化過程:第一環(huán)索力隨溫度的升高逐漸升高,但曲率減緩,其余各環(huán)索力均隨溫度的升高逐漸下降。本文之所以考慮到90min,是因為發(fā)生火災時,1h之內(nèi)是搶救的最有利時間,超過1h結構仍沒有破壞,證明該結構的安全儲備很高。3)兩種模型的最根本區(qū)別為:標準升溫曲線在特定時刻各單元溫度一致,且升溫速率極快,在短短20min內(nèi)就能達到5