公共安全

两层三跨钢框架结构火灾倒塌试验研究

  • 侯婧 1 ,
  • 蒋亚强 2, 3 ,
  • 楼国彪 , 3, 4, * ,
  • 钟波 2, 3 ,
  • 戚洪辉 4
展开
  • 1. 应急管理部上海消防研究所, 上海 200032
  • 2. 应急管理部四川消防研究所, 成都 610036
  • 3. 防火阻燃技术应急管理部重点实验室, 成都 610036
  • 4. 同济大学 土木工程学院, 上海 200092
楼国彪, 副教授, E-mail:

侯婧(1993—), 女, 助理研究员

收稿日期: 2025-02-07

  网络出版日期: 2025-05-24

基金资助

应急管理部上海消防研究所基本科研业务费项目(24SX03)

国家消防救援局重点研发项目(2020XFZD14)

国家消防救援局应用创新项目(2022XFCX15)

版权

版权所有,未经授权,不得转载。

Experimental study on fire-induced collapse of a two-story, three-span steel frame structure

  • Jing HOU 1 ,
  • Yaqiang JIANG 2, 3 ,
  • Guobiao LOU , 3, 4, * ,
  • Bo ZHONG 2, 3 ,
  • Honghui QI 4
Expand
  • 1. Shanghai Fire Research Institute of Ministry of Emergency Management, Shanghai 200032, China
  • 2. Sichuan Fire Research Institute of Ministry of Emergency Management, Chengdu 610036, China
  • 3. Key Laboratory of Fire Protection and Retardant Technology, Ministry of Emergency Management, Chengdu 610036, China
  • 4. College of Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China

Received date: 2025-02-07

  Online published: 2025-05-24

Copyright

All rights reserved. Unauthorized reproduction is prohibited.

摘要

为研究真实火灾场景下钢框架结构的倒塌演化特征, 对一个两层三跨钢框架结构进行了底层房间受火试验, 实时获取了火场温度场、关键构件温度及结构三维位移响应数据, 并观测了钢框架结构受火至倒塌全过程的试验现象。试验结果表明:门洞导致的通风效应使中间房间上部烟气温度在受火15 min内达到800℃, 并形成显著的温度梯度; 受火楼板与钢梁在受火36 min时最大竖向位移为120 mm, 薄膜效应的存在使其保持了一定的承载能力; 试验框架在受火82 min后发生整体倒塌, 倒塌时框架最高温度约为900℃。钢框架结构整个火灾倒塌过程呈现3阶段特征:初始阶段(受火0~45 min), 内部钢柱因轴向荷载和快速升温(12℃/min)产生屈曲; 扩展阶段(受火45~68 min), 荷载重分布导致相邻柱轴向力骤增; 最终阶段(受火68~82 min), 钢框架呈内跨下沉式倒塌。该试验验证了钢柱失效是冗余框架结构火灾倒塌的主控因素, 揭示了基于构件失效顺序的倒塌特征。

本文引用格式

侯婧 , 蒋亚强 , 楼国彪 , 钟波 , 戚洪辉 . 两层三跨钢框架结构火灾倒塌试验研究[J]. 清华大学学报(自然科学版), 2025 , 65(6) : 1128 -1136 . DOI: 10.16511/j.cnki.qhdxxb.2025.22.026

Abstract

Objective: Steel frame structures are highly vulnerable to collapse during fire, posing severe threats to occupant safety and property protection. As reliable methods for assessing structural performance under fire exposure, fire tests are essential for elucidating structural response mechanisms. However, constrained by budgetary limitations and logistical challenges, most contemporary fire tests on steel frame structures primarily focus on evaluating structural integrity under fire conditions, rarely progressing to the collapse stage. This limitation hinders a comprehensive understanding of steel structure collapse mechanisms under fire, emphasizing the urgent need for systematic investigation. Methods: To explore the collapse evolution mechanisms of steel frame structures under real-fire scenarios, a reduced scale experimental fire test was conducted on a two-story, three-span steel frame structure, subjecting the bottom-floor compartment to fire exposure. Real-time data were collected, including temperature distribution within the structure, thermal responses of critical structural components, and three-dimensional displacement behavior of the structure. The experimental process was meticulously documented, capturing the entire progression from fire ignition to structural collapse. Results: The key findings of the test were the following: (1) The localized strong ventilation effect induced by the open doorway significantly accelerated the combustion rate of the wooden crib in the central room among the three rooms side by side, leading to asymmetric fire propagation from the central room toward adjacent areas; (2) The test frame experienced global collapse at 82 minutes after fire exposure, with the maximum structural temperature reaching approximately 900 ℃ at the time of collapse. The collapse occurred in three stages: Initial stage (0-45 min), where internal steel columns buckled under combined axial loading and rapid heating (12 ℃/min); Progressive stage (45-68 min), where load redistribution triggered a sharp increase in the axial forces of adjacent columns; and Final stage (68-82 min), where a progressive downward collapse occurred in the interior span, characterized by localized sunken failure. Conclusions: By analyzing the test results, the following conclusions are drawn: (1) The test validates that the failure of steel columns is the principal factor governing the fire-induced collapse of redundant steel frame structures. Furthermore, it elucidates the collapse mechanisms, which are driven by the sequential failure of critical structural components. (2) The observed fire development highlights a significant correlation between the fire propagation path within the building and ventilation conditions. When designing building ventilation systems, the influence of ventilation on fire field evolution must be thoroughly considered to reduce the potential for accelerated structural failure caused by localized strong ventilation effects. (3) The test reveals that the fire-resistance performance of the overall structural system surpasses that of individual components. To enhance fire-resistance design, structural redundancy should be strategically leveraged to mitigate vulnerabilities associated with a single load-transfer pathway. (4) The collapse mode of the tested steel frame exhibits typical characteristics of progressive sunken failure. Each buckling of internal steel columns is identified as a critical indicator for collapse warning.

钢框架结构因其轻质高强、抗震性能好和便于装配等优点被广泛应用于工业和民用建筑中。然而,钢材耐火性能较差,当温度超过600 ℃时,其屈服强度丧失80%以上,钢框架结构易发生局部或整体结构的倒塌[1]。工程实践中,可采用防火涂料、防火板等被动防火措施提升钢结构的抗火性能[2-3]。但是,长期服役过程中防火涂层的老化脱落以及防火板材的开裂会降低防护效果,钢框架结构仍面临较大的倒塌风险,对人员生命和财产安全带来极大威胁。可见,研究钢框架结构的火灾倒塌行为意义重大。
现有的钢框架受火试验主要关注结构的耐火性能[4-16]。1995至1996年, 英国建筑研究院(Building Research Establishment, BRE)先后开展了6次大规模足尺钢框架火灾试验,试验建筑是一个高33 m、8层5×3跨的无侧移钢框架结构[4-7]。该研究发现,尽管钢梁在火灾中发生了显著的变形,但并未导致结构失稳或倒塌,表明实际结构中构件的抗火性能与单独构件的存在显著差异[6-7]
受试验成本和场地条件的限制,已有钢框架受火试验较少开展至最终倒塌阶段[8-12]。文[13-16]通过试验和数值模拟分析了多层平面钢框架结构中柱失效引起的倒塌问题,结果表明结构破坏可分为3个阶段:柱屈曲前、柱屈曲至轴力恢复到初始状态、柱破坏后[13]。框架梁的约束和荷载水平影响框架柱的失效模式,且在连续性倒塌评估中需要考虑动态效应[15-16]
与既有试验不同,本研究聚焦于结构从局部失效到整体倒塌的全过程,通过试验揭示冗余结构体系的传力路径重分布特性,以弥补既有试验对倒塌机理研究的不足。钢框架结构由于存在多种传力路径,结构的冗余度增加,导致单个构件与整体结构在火灾下的失效模式和变形特征存在很大差异。为了研究钢框架结构在火灾中倒塌的全过程行为变化,本文针对一个缩尺的两层三跨钢框架结构开展了火灾倒塌试验。该结构形式在工业厂房、仓储建筑中具有典型代表性,其受力特征能够反映实际工程中常见的冗余传力机制。同时,受火荷载、外荷载施加条件和观测精度的限制,采用缩尺模型可有效控制试验变量,并实现从局部屈曲到整体倒塌的全过程追踪。
本试验测量了火场环境温度和关键构件温度,以及结构受火倒塌全过程的位移响应,可为钢框架结构的抗火设计、火灾倒塌和倒塌预警研究提供科学依据。

1 试验方案

1.1 试验模型

考虑足尺钢框架试验成本和试验场地的限制,本试验采用缩尺比为3∶5的两层三跨两开间钢框架模型,试验模型见图 1。钢框架的结构设计参照《钢结构设计标准》(GB 50017—2017)[17],柱网间距为3.6 m,柱高为2.4 m,总高度为4.8 m,平面尺寸为7.2 m×10.8 m。构件的截面尺寸和材料见表 1,更多试验细节参见文[18]。
图 1 缩尺钢框架试验模型
表 1 构件截面尺寸和材料
构件名称 截面规格与尺寸/mm 材料牌号
框架柱 H200×200×5×8 Q235B
框架梁 H220×160×5×8 Q235B
次梁 H180×160×5×8 Q235B
组合楼板 YX51-250-750,ϕ6 HPB235,C30
受火区域为一层的3个房间,被200 mm厚的砖墙分隔成防火室,受火面积为3.6 m×10.8 m。为了减少墙体对结构变形的影响,墙上部和侧面各留约250 mm空隙;为了方便通风,分别设置了两个1.8 m×1.2 m门洞和两个0.8 m×0.8 m窗洞。开口面积为5.6 m2,开口因子为0.05 m1/2
试验框架的楼板为压型钢板组合楼板,型钢面板和混凝土总厚度为121 mm,型钢厚度为1 mm;梁柱强轴和弱轴节点、柱脚均为刚性连接。

1.2 试验荷载

试验用沙袋和砝码在楼板上施加均布的重力荷载。参考相关规范和标准[17, 19],一层楼板施加的荷载为3.5 kN/m2,二层楼板施加较小的均布荷载为2.0 kN/m2。试验采用木垛模拟真实火灾,木垛摆放如图 2所示,一共18个木垛,杉木总质量为2 430 kg,火荷载密度约为818 MJ/m2。为了便于点火,在木垛底部放置两个尺寸为9.45 m×0.375 m的长条形油盘,并提前放入约30 kg酒精。试验时,点燃油盘中的酒精,引燃木垛,观察火焰蔓延情况。
图 2 火荷载示意图

1.3 测量方案

1.3.1 火场环境温度

空气温度测点位于受火区域的轴线②、轴线③和轴线④的中间位置(见图 3),分别在离地面1 m和2.4 m位置各布置一个热电偶,共布置6个热电偶测点。
图 3 空气热电偶布置

1.3.2 构件温度

构件温度测点的布置及编号详见图 4图 4a为一层钢梁温度测点布置,图 4b为钢柱和楼板温度测点布置。重点测量了一层受火房间内部的8根钢柱温度和楼板背火面温度。
图 4 构件温度测点布置及编号
热电偶具体布置如下:1) 钢梁温度测点主要布置在受火区域,主梁温度测点编号根据梁轴和轴线定位。例如,“XA”代表轴线Ⓐ上的主梁,“Y1”代表轴线①上的主梁,“CL”代表次梁。2) 受火柱沿高度在1/3、2/3和柱顶位置各布置2个热电偶,分别布置在截面腹板和翼缘处。钢柱热电偶编号分别为“-1/-4”(0.8 m)、“-2/-5”(1.6 m)、“-3/-6”(2.4 m)。3) 楼板背火面的温度测点设置在受火房间楼板的中心位置,每个位置设置一个热电偶,测点编号分别为“S1” “S2”和“S3”。

1.3.3 构件位移

本试验对柱顶的强轴位移、弱轴位移、竖向位移、钢梁和楼板挠度等进行了实时测量。
位移计具体布置和测量的方向如图 5所示。竖向位移以向上为正,强轴位移以向右为正,弱轴位移以轴线Ⓐ指向轴线Ⓒ的方向为正。
图 5 位移测点布置
具体测点及方向如下:柱A1、A4和对应的二层柱顶xyz 3个方向位移;柱B1、B4和对应的二层柱顶竖向z和柱强轴x方向位移;柱A2、A3及对应的二层柱顶竖向z和柱弱轴y方向位移;钢梁L1—L6和受火楼板S1—S3的挠度。

1.3.4 试验现象记录

本试验采用多台视频设备实时记录试验过程和现象,摄像机分别布置在模型正面和侧面。

2 试验过程及现象

图 6表 2记录了试验过程及现象。由于接近门洞,房间2的木垛在火灾初期迅速燃烧,构件温度迅速上升,而两侧房间的木垛则处于阴燃状态。房间2的木垛燃烧完毕后,火势扩散至房间1和3,此时房间2构件温度下降,而两侧房间的构件温度上升。受火82 min,房间1和2的轴线Ⓑ砖墙倒塌,钢柱A2和A3的柱顶压缩位移达到100 mm。受火86 min,柱A1的柱顶压缩位移急剧增加,房间1的轴线Ⓐ砖墙倒塌。
图 6 火灾发展过程实物模型图
表 2 火灾试验现象
时间/min 现象
0 从右侧房间点燃油盘中的酒精,中间房间木垛迅速被引燃,门洞和窗洞冒出黑烟
30 房间2内木垛逐渐垮塌,火势开始向两侧房间蔓延
40 房间2内木垛完全垮塌,两侧房间火势逐渐变大
55 房间2内楼板S2和梁发生大变形,柱B2屈曲
60 房间1楼板S1挠度增大,两侧房间火势旺盛,火舌从窗洞伸出
62 房间2轴线Ⓑ上的砖墙向外膨胀倾斜,与砖墙相连的防火板炸裂
82 房间2轴线Ⓑ上的砖墙突然倒塌,内柱A2和B2柱顶位移下降,二层屋顶挠度快速增大
84 房间1外侧砖墙(轴线Ⓐ)突然倒塌
87 受火区域及上部结构发生进一步倒塌
90 结构基本完全倒塌
图 7为试验后框架模型的破坏形态。最后倒塌时,两侧房间楼板由于梁柱节点破坏而塌陷,中间房间楼板仍保持完整。房间2的内柱A2、A3和B2、B3的柱顶轴压比较大,倒塌时发生严重的屈曲,但上部未受火钢柱基本保持直立状态。房间3砖墙全部倒塌,梁柱节点破坏,受火外柱A4屈曲。房间1侧面砖墙没有完全倒塌,受火外柱B1和钢梁位移受到限制。
图 7 试验后框架模型破坏形态

3 试验结果与分析

3.1 空气温度

本试验测量了轴线②(G1/G2)、③(G3/G4)和④(G5/G6)处的空气温度,测量结果见图 8。试验过程中受通风条件和火势蔓延的影响,空气温度发展演化复杂。轴线②上部空气温度呈“上升—下降—上升”趋势,受火40 min时升至900 ℃,53.7 min时降至800 ℃,82 min时达最高温度1 041 ℃;轴线③上部温度波动较大,呈现“上升—下降—上升—下降”的趋势,受火27 min时达到最高温度860 ℃;轴线④上部温度在受火8 min后则呈不断上升趋势,82 min时达到最高温度1 006 ℃。50 min后,轴线③和④上部温度几乎相同。
图 8 空气温度变化曲线
轴线②和④下部空气温度变化趋势相似,先升高后下降,约37 min后分别稳定在220和315 ℃;轴线③下部空气温度在55 min时升至459 ℃后波动下降,在82 min时降至323 ℃。
对比发现,上部空气温度变化过程接近ISO-834标准升温曲线[1]和EC1参数化火灾升温曲线[20](开口因子η=0.051/2,火荷载密度818 MJ/m2),下部空气温度较低,最高约700 ℃,受火40 min后低于500 ℃。

3.2 构件温度

3.2.1 钢梁温度

试验数据表明,不同空间位置的钢梁因受火条件差异呈现出不同的温度分布特征。图 9为轴线Ⓐ上钢梁各测点在火灾试验中的平均温度变化曲线。房间1(测点XA-1/XA-2)与房间3内钢梁(测点XA-5/XA-6)呈现相似的变化:温度在70 min内持续攀升至600 ℃,且截面温差始终控制在5%以内,表现出良好的温度场均匀性。对于房间2钢梁(测点XA-3/XA-4),受火20 min后,轴向温度梯度显著增大,测点XA-4温度较XA-3高约120 ℃;随着时间推移,钢梁在受火40 min后出现明显的温度回落现象,降温速率约8 ℃/min。
图 9 轴线Ⓐ上钢梁测点平均温度变化曲线
图 10为轴线Ⓑ上钢梁各测点平均温度变化曲线。房间1和房间3钢梁的温度变化相似,呈缓慢上升趋势,房间3钢梁温度变化幅值较大,房间2钢梁则在升温30 min后稳定在550 ℃左右。
图 10 轴线Ⓑ上钢梁测点平均温度变化曲线
图 11ay方向受火钢梁平均温度变化曲线。受火15 min,y方向钢梁温度快速升至200~600 ℃,Y3-2处温度最高。靠近房间2的钢梁受火15 min后温度趋于稳定,靠近房间1和3的钢梁温度持续上升,且变化趋势一致,测点Y1-1/Y4-1处温度低于Y1-3/Y4-3。图 11b为靠近火场的不受火钢梁温度变化。靠近房间2的测点Y2-3/Y3-3升温较快,受火30 min后温度最高达到约355 ℃,受火45 min后温度约255 ℃。Y1-4/Y4-4温度较低,保持在200 ℃以下。
图 11 y方向钢梁测点平均温度变化曲线
3个房间次梁均三面受火,沿截面高度方向腹板温度高于翼缘温度,整体温度高于主梁。次梁的腹板温度变化曲线见图 12。房间1和3的次梁CL-1/CL-3温度变化相似,呈上升趋势,受火70 min时约900 ℃;房间2由于通风条件良好,火灾初期木垛燃烧迅速,次梁升温快,受火10 min腹板温度达800 ℃,26 min后下降。
图 12 次梁腹板温度变化曲线
综上可知,本试验房间1和3的钢梁温度在结构倒塌前基本呈现持续上升的趋势;房间2的钢梁温度在受火30 min后出现下降。未受火区域钢梁温度相对较低,不超过350 ℃。

3.2.2 钢柱温度

由于火灾场景分布较为对称,以房间3的钢柱为例进行分析。图 13为房间3的4根钢柱温度变化曲线。钢柱温度变化的特点为:1) 温度沿柱高分布较为均匀,腹板温度略高于翼缘;2) 倒塌前,柱A4和B4温度呈直线上升趋势,柱A3和B3为框架内柱,受火43 min,温度约为600 ℃,随后温度变化缓慢,但高于柱A4和B4;3) 倒塌时4根柱温度约在530~600 ℃之间。
图 13 钢柱温度变化曲线

3.3 结构位移

3.3.1 竖向位移

钢柱的柱顶竖向位移变化曲线见图 14图 14a为一层柱顶竖向位移,图 14b为二层柱顶竖向位移。一层和二层柱顶竖向位移均呈现先增后减趋势,但内侧钢柱(A2和A3)和外侧钢柱(A1、A4和B4)的变形曲线存在较大差异,内侧钢柱先发生屈曲。柱A2和A3在受火37 min左右发生屈曲,位移下降,75 min时恢复至初始值,最大位移约20 mm。柱A1和A4在受火40 min后竖向位移增长速率减缓,80 min时达峰值。柱B4在80 min时达到位移最大值22.43 mm,柱B1在87 min时达到27 mm峰值位移。
图 14 钢柱的柱顶z方向位移变化曲线

3.3.2 楼板挠度

图 15为楼板挠度变化曲线。房间2的楼板S2在受火30 min后迅速变形,36 min时楼板S2的挠度达到120 mm。相比之下,房间1和3的楼板S1/S3挠度变化趋势相似,且在受火20 min后开始显著增加;50 min时,楼板S3的挠度达到135 mm;而62 min时,楼板S1的挠度增至148 mm。此后,由于位移计量程限制,数据不再更新。
图 15 楼板挠度变化曲线
尽管楼板早期出现较大位移,但薄膜效应的存在使其保持了一定的承载能力。

4 火灾倒塌模式分析

试验分析表明,火势蔓延导致结构构件的温度和位移变化呈现时序性特征。
图 16揭示了位于轴线Ⓐ上的一榀平面钢框架底层整体受火工况下的倒塌演化情况。该榀框架发生了外倾倒塌。在火灾初期阶段,柱A2和A3所承受的荷载相对较大,且升温较快,约在受火42 min时,发生屈曲现象。柱A2与A3屈曲后,其所承担的荷载通过与之相邻的构件进行传递,此时框架结构尚未立即丧失承载能力。当受火时间达到82 min时,外侧处于受火环境的钢柱A1和A4,在竖向位移达到峰值后迅速失效,框架倒塌。倒塌发生前柱A1和A4柱顶在x方向的位移随时间不断增大,最终倒向柱A4外侧。
图 16 轴线Ⓐ位置一榀平面钢框架位移变化
图 17为轴线②和③位置一榀平面钢框架在底层外跨房间受火工况下的结构倒塌演化情况。该榀框架倒塌模式为内倾倒塌,框架失效过程如下:受火32 min,钢柱B2和B3柱顶竖向位移开始下降,其承担的部分荷载经相邻构件被分配给外侧钢柱A2和A3;42 min时,外侧钢柱A2和A3柱顶竖向位移达到峰值后下降,柱上原有荷载和再分配的荷载又被重新分配至其他钢柱;84 min时,外侧钢柱A2和A3失效导致轴线②和③位置一榀框架发生向内倒塌。
图 17 轴线②和③位置一榀平面钢框架位移变化

5 结论

本文针对一个两层三跨两开间的钢框架结构进行了火灾倒塌试验,分析了结构内部环境和构件升温特性、结构火灾倒塌全过程的位移演化情况和倒塌模式。主要结论如下:
1) 试验证实了建筑内部火蔓延路径与通风条件呈显著相关性。门洞形成的局部强通风效应导致房间2内木垛燃烧速率较快,火势由该房间向两边蔓延,形成非对称火势发展特征。因此,在建筑通风设计时应充分考虑其对火场演化的影响,避免局部强通风加速结构失效。
2) 试验表明了整体结构的耐火性能优于单个构件。尽管受火32 min时内柱(B2、B3)已发生屈曲,但荷载重分布机制使结构仍维持承载能力,直到82 min才发生整体结构倒塌。在实际抗火设计中应充分利用结构冗余度,克服单一传力路径的脆弱性。
3) 试验钢框架的倒塌模式呈现典型的下沉式连续破坏特征。内部钢柱B2和B3因升温快和轴压荷载大而最先屈曲。结构荷载重分布后,荷载转移至其他钢柱,直到梁柱节点失效、外部钢柱屈曲后,上部结构发生下沉式倒塌。这表明内部钢柱的早期屈曲可作为倒塌预警的关键指标。
4) 本试验中,测量设备和辅助测量设备受高温影响较大,导致结构内部,特别是受火区域的构件位移测量非常困难。因此,在建筑受火倒塌预警方法中,需重点关注预警指标的现场测量可行性问题,加快开发耐高温的无线传感系统。
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