油池火作用下鋼管混凝土柱溫度分布研究

賈琳瑜，周 勇，胡 洋，程旭東

（中國科學(xué)技術(shù)大學(xué)火災(zāi)科學(xué)國家重點實驗室，合肥，230026）

0 引言

鋼管混凝土柱承載力高、塑性和韌性好、抗震性能好、施工方便，由于其優(yōu)越的性能和良好的經(jīng)濟效益，廣泛應(yīng)用于現(xiàn)代建筑中［1］。一旦發(fā)生火災(zāi)，鋼管混凝土柱的熱工和力學(xué)性能在高溫條件下會發(fā)生劣化，并且在鋼管混凝土柱的表面和內(nèi)部產(chǎn)生不均勻的溫度場，引起溫度應(yīng)力［2］，而這些變化都極大地影響了建筑的安全性，甚至可能導(dǎo)致建筑倒塌，造成更為嚴(yán)重的事故后果［3］。2001年，美國紐約世貿(mào)中心發(fā)生9·11恐怖襲擊，大樓倒塌后鋼構(gòu)件的變形檢測結(jié)果表明，不均勻的溫度場對鋼構(gòu)件的性能失效與結(jié)構(gòu)破壞起著重要作用［4］。因此，火災(zāi)環(huán)境下鋼管混凝土柱的溫度場分布的研究對于進一步認(rèn)清其抗火性能至關(guān)重要［5］。

以往對鋼管混凝土柱的抗火性能研究均是從其自身特征的角度出發(fā)，僅僅在標(biāo)準(zhǔn)火條件下分析了材料強度、截面含鋼率、橫截面尺寸、構(gòu)件長細比和荷載偏心率等因素對其抗火性能的影響［6］，但是缺乏從火災(zāi)發(fā)展角度分析典型火災(zāi)動力學(xué)參數(shù)對鋼管混凝土柱力學(xué)性能的影響，如火災(zāi)強度、火源類型、火災(zāi)持續(xù)時間等。此外，以往的研究工作基本只考慮鋼管混凝土柱橫截面二維溫度場的變化［7］，但是在火災(zāi)環(huán)境中，鋼管混凝土柱會受上層熱煙氣層和下層冷空氣層的作用在軸向產(chǎn)生溫度梯度［8］，而軸向溫度梯度對鋼管混凝土柱的破壞機制尚不明確。

因此，本文在開敞空間條件下，以正庚烷為燃料［9］，進行了不同火災(zāi)場景的燃燒實驗，對不同火災(zāi)場景下鋼管混凝土柱表面和內(nèi)部的溫度變化進行研究。實驗測量了燃料的質(zhì)量變化和鋼管混凝土柱各測點的溫度變化，為進一步的研究提供實驗數(shù)據(jù)。

1 實驗裝置

模擬火災(zāi)場景的火源燃料選用正庚烷，采用不同尺寸大小的油盤火來模擬不同的火災(zāi)場景；火源放置于豎直固定的鋼管混凝土柱正下方，在澆筑混凝土柱之前預(yù)留的測點位置上布置熱電偶測量溫度；將油盤放置在覆蓋了隔熱防火板的天平之上，測量燃料燃燒過程中的質(zhì)量變化。

圖1 實驗裝置示意圖Fig．1 Experimental diagram

如圖1所示，鋼管混凝土柱豎直懸掛在支撐架上，置于集煙罩的正下方，集煙罩開口尺寸為3m×3m，上方與排煙管道相連接。

實驗中，定制鋼管的長度為1500 mm，外直徑為300 mm，壁厚為6 mm，澆筑的混凝土型號為C20，在其底端設(shè)置端板。油盤放置于豎直固定的鋼管混凝土柱的正下方，試驗開始時調(diào)整油盤高度使正庚烷液面與鋼管混凝土柱的距離保持在100mm。在天平上面覆蓋隔熱防火板，盡可能減小火災(zāi)高溫環(huán)境對天平精度的影響。

在鋼管混凝土柱距離底端250 mm、500 mm、750mm三個高度的橫截面上均勻布置熱電偶，在橫截面內(nèi)距離鋼管表面30 mm、60 mm、90 mm、120mm、150mm 處布置熱電偶，圖2（a）為 高 度500mm處橫截面內(nèi)的熱電偶示意圖，記為h21～h25，三個橫截面的熱電偶布置相同，250mm、750mm處橫截面內(nèi)測點位置則記為h11～h15、h31～h35。為盡量減小埋設(shè)熱電偶的孔洞對溫度的影響，橫截面內(nèi)不同深度的熱電偶交叉分布。如圖2（b）所示，在鋼管混凝土柱表面和內(nèi)部深度60mm 位置處縱向均勻設(shè)置5個熱電偶，分別為b1～b5、n1～n5。

圖2 熱電偶布置圖Fig．2 The plan of thermocouple

在實驗中，采用基于質(zhì)量損失速率的熱釋放速率測量方法［10，11］，油盤放置在覆蓋了隔熱防火板的天平之上，可以測得燃料質(zhì)量隨時間的變化關(guān)系，求導(dǎo)可得到燃料的瞬時質(zhì)量損失速率，火源的熱釋放速率為正庚烷的熱值與燃料瞬時質(zhì)量損失速率之積，正庚烷的熱值為4．443×104kJ／kg。

實驗中采用不同油盤尺寸的油池火來模擬火災(zāi)環(huán)境，以正庚烷為燃料，燃料質(zhì)量均為10kg，采用40cm×40cm、50cm×50cm、60cm×60cm、70cm×70cm、80cm×80cm 的油盤，實驗工況分別記為HS1～HS5，如表1所示。

表1 實驗工況Table 1 Experimental condition

2 實驗結(jié)果與分析

以正庚烷為燃料的油池火的燃燒，實際上是液面上正庚烷蒸氣的燃燒，火焰對正庚烷的熱反饋引起液體蒸發(fā)而導(dǎo)致正庚烷液面下降［12］，而液面下降速度決定了正庚烷的質(zhì)量損失速率，燃燒過程中質(zhì)量損失速率保持相對穩(wěn)定，而油盤尺寸越大，正庚烷的質(zhì)量損失速率越大，火焰溫度越高，熱釋放速率也越大，燃燒更加猛烈，燃燒時間變短。

實驗工況HS3，即油盤尺寸60cm×60cm、正庚烷質(zhì)量10kg 的實驗條件下，火焰溫度范圍為253℃～821℃，最高溫度為821℃，火焰高度約為2．0m，燃燒時間為1516s，質(zhì)量損失速率為6．98×10－3kg／s，熱釋放速率為310kW，圖3為實驗過程圖片。

圖3 實驗HS3Fig．3 Experimental diagram of HS3

2．1 鋼管混凝土柱橫截面溫度分布

圖4為實驗工況HS3，即油盤尺寸60cm×60cm、正庚烷質(zhì)量10kg的實驗條件下，鋼管混凝土柱500mm高度處的橫截面內(nèi)各測點溫度隨時間的變化圖，其中溫度測點的位置參見圖2。

從圖4中可以看出，鋼管混凝土柱橫截面內(nèi)越靠近中心位置，溫度的滯后時間越長，最高溫度越低，達到最高溫度的時間越長?；炷恋膶?dǎo)熱系數(shù)很小且吸熱能力較強，在燃燒開始階段，核心混凝土接受的熱量較少，溫度變化很小，可忽略不計，因此認(rèn)為其溫度具有一定的滯后性，越靠近橫截面的中心位置，滯后時間越長。在火源燃燒階段，橫截面內(nèi)的熱量是從鋼管表面?zhèn)鬟f到中心位置，因此靠近鋼管表面的位置處溫度上升速率較高，約是橫截面中心位置溫升速率的3 倍?；鹪慈紵Y(jié)束后，溫升速率逐漸降低，達到各測點的最高溫度后，溫度開始逐漸下降。靠近鋼管的測點最先達到最高溫度，由于鋼管混凝土柱不斷向外界環(huán)境中散熱，因此之后測點的最高溫度越來越低，橫截面中心在8121s，即兩個多小時之后達到最高溫度，最高溫度為71℃。

圖4 鋼管混凝土柱500mm 高度處橫截面溫度分布Fig．4 Temperature distribution in the cross－section at height of 500mm

圖5 鋼管混凝土柱500mm 高度處橫截面溫度梯度圖Fig．5 Temperature gradient map in the cross－section at height of 500mm

圖5 給出了溫度上升階段不同時刻，500 mm高度處橫截面各測點的溫度分布圖，圖中測點坐標(biāo)是以鋼管表面為參考起點。從圖5中可以明顯看出，靠近鋼管的混凝土溫度上升速率較大，X＝300mm處的測點h21在400s～800s這個時間段內(nèi)溫度上升46℃，溫升速率為0．115℃／s，X＝1500mm 處的測點h25在1200s～2000s這個時間段內(nèi)的溫升速率最大，溫升速率為0．038℃／s。X＝300mm 處的測點h21在t＝1600s時刻和t＝2000s時刻的溫度基本不變，是因為上升到最高溫度。

2．2 鋼管混凝土柱縱向溫度分布

實驗工況HS3，即油盤尺寸60cm×60cm、正庚烷質(zhì)量10kg 的實驗條件下，火源燃燒時間為25min，火源熱釋放速率為310kW。圖6和圖7分別為實驗工況HS3下鋼管混凝土柱表面、內(nèi)部深度60mm 處縱向不同高度測點的溫度隨時間的變化，溫度測點的位置參見圖2。其中，圖6 所示為火源燃燒階段，鋼管混凝土柱表面的溫度變化，圖7所示為鋼管混凝土柱內(nèi)部深度60mm 處縱向各測點在火源燃燒中與燃燒后的全過程溫度變化。

從圖6中可以看出，鋼管混凝土柱表面溫度受火源影響較大，較低高度處的溫度明顯較高，這是鋼管表面和火源及熱煙氣的熱輻射、對流換熱以及鋼管混凝土柱內(nèi)部的熱傳導(dǎo)綜合作用的結(jié)果。在火源燃燒開始階段，鋼管表面溫度迅速上升，不同高度處溫度上升速率不同，高度越低，越靠近火源，溫度上升速率越大，測點b1（250 mm 高度處）的溫升速率是測點b5（1250mm 高度處）的3倍，鋼管混凝土柱表面溫度在縱向存在著明顯的溫度梯度。不同高度處的溫度上升時間相等 鋼管表面溫度迅速上升到一定的溫度之后，溫度緩慢升高直至達到燃燒巔峰階段，測點b1（250mm 高度處）的最高溫度能夠達到650℃。在燃燒衰減階段，鋼管表面的溫度也隨之迅速下降。

圖6 鋼管混凝土柱表面縱向溫度Fig．6 Longituclinal external temperature distribution

圖7 鋼管混凝土柱內(nèi)部深度60mm 處縱向溫度Fig．7 Longitudinal temperature distribution at 60mm away from outside

從圖7 中可以看出，鋼管混凝土柱內(nèi)部深度60mm處的溫度遠遠小于鋼管表面的溫度，這是因為混凝土的導(dǎo)熱系數(shù)很小，遠遠小于鋼管的導(dǎo)熱系數(shù)，并且混凝土的吸熱能力還比較強。測點溫度有一定的滯后性，火源燃燒一段時間后測點溫度才開始升高，不同高度處的溫度上升速率不同，高度越低，越靠近火源，溫度上升速率越大。由于各測點的位置和鋼管表面的水平距離相等，溫度上升時間相等，均在t＝2800s時達到最高溫度。高度越低，越靠近火源，最高溫度也越大，測點n1（250 mm 高度處 的最高溫度為 測點5 高度處的最高溫度為47℃，溫度差為32℃。在溫度下降階段，熱量的傳遞主要方式為向外散熱和核心混凝土內(nèi)部的熱傳導(dǎo)，核心混凝土內(nèi)部的熱傳導(dǎo)作用導(dǎo)致測點的溫度差越來越小，而向外散熱的速率遠遠大于熱傳導(dǎo)的速率，因此降溫速率基本一致，且降溫時間均較長。

2．3 火源對鋼管混凝土柱溫度場的影響

由于布置的溫度測點比較多，分別在鋼管表面和核心混凝土中選取2個典型的溫度測點b1（鋼管混凝土柱表面250mm 高度處）、h21（鋼管混凝土柱500mm 高度處的橫截面內(nèi)X＝300mm 處）進行分析。圖8和圖9分別為測點b1、h21在不同火災(zāi)場景下的溫度變化。從圖8中可以看出，鋼管混凝土柱表面的溫度受火源影響較大，這是因為鋼管的導(dǎo)熱系數(shù)較大?；鹪礋後尫潘俾试酱?，鋼管混凝土柱表面的溫度越高，溫度上升階段的溫升速率越大。火源燃燒時間越長，鋼管混凝土柱表面高溫持續(xù)時間越長，燃燒進入衰減階段后，溫度開始下降，燃燒結(jié)束后，溫度迅速下降。從實驗工況HS1到HS5，火源的熱釋放速率不斷增大，從130 kW 增大到900kW，測點b1的溫升速率也隨之不斷增大，分別為26．25℃／s、39．43℃／s、43．23℃／s、48．60℃／s、52．76℃／s，測點b1的最高溫度也隨之升高，分別為488℃、620℃、628℃、649℃、698℃，而隨著火源燃燒時間變短，測點b1的高溫持續(xù)時間也變短。

圖8 測點b1在不同火災(zāi)場景下的溫度變化Fig．8 Temperature distribution of measuring point b1 under different experimental conditions

鋼管混凝土柱中核心混凝土的溫度具有一定的滯后性 且在火源燃燒結(jié)束后仍然繼續(xù)升高 其溫度變化是熱釋放速率與燃燒時間共同作用的結(jié)果，如圖9所示，隨著熱釋放速率的增加，測點h21的升溫滯后時間變短。隨著燃燒時間的不斷變短，測點h21的升溫時間變短，設(shè)定一個參數(shù)a＝升溫時間／燃燒時間，表示測點h21的升溫時間與燃燒時間的相關(guān)性，參數(shù)a越大，相關(guān)性越小。參數(shù)a的大小與熱釋放速率有關(guān)，如實驗工況HS1 的參數(shù)a＝1．21，實驗工況HS5的參數(shù)a＝2．06，熱釋放速率越大，參數(shù)a越大，即測點h21的升溫時間與燃燒時間的相關(guān)性越小。

圖9 測點h21在不同火災(zāi)場景下的溫度變化Fig．9 Temperature distribution of measuring point h21 under different experimental conditions

由于核心混凝土的吸熱能力比較強，在測點h21溫度上升階段的溫升速率隨熱釋放速率的增加而增大，但是增大幅度很小，可忽略不計，其溫升速率均為0．081℃／s左右。測點h21的最高溫度在實驗工況HS1條件下最高，達到150℃左右，鋼管混凝土柱核心混凝土溫度的分布主要受火場持續(xù)時間的影響。

圖10 為不同火災(zāi)場景下，鋼管混凝土柱500mm高度處的橫截面內(nèi)最靠近鋼管的測點h21（X＝300mm）與橫截面中心測點h25（X＝1500mm）的溫差變化圖。熱釋放速率越大，溫差曲線上升階段的溫升速率越大，但是變化幅度不大；燃燒時間越短，溫差的最大值越小，溫差達到最大值所需的時間越短。在橫截面內(nèi)，X越大，熱釋放速率對核心混凝土柱的影響越小，因此溫差曲線的溫升速率、最高溫度等參數(shù)特征與測點h21的基本一致。實驗工況HS1，在t＝3000s時溫差達到最大值110℃，其余工況下的最大溫差分別為75℃、55℃、40℃、21℃，溫升時間也隨著燃燒時間而變短，分別為1750s、1200s、800s、500s。并且，從曲線可以看出內(nèi)部混凝土的最大溫差主要受火災(zāi)持續(xù)時間影響。

圖10 不同火災(zāi)場景下橫截面內(nèi)混凝土區(qū)域溫差變化Fig．10 Temperature difference of cross－section in concrete area under different experimental conditions

3 結(jié)論

本文在敞開空間條件下開展了油池火作用下鋼管混凝土柱溫度場分布的研究工作，測量了其縱向及橫截面的溫度分布，分析了火源參數(shù)對其溫度變化的影響，得到以下結(jié)論：

（1）鋼管混凝土柱內(nèi)部混凝土橫截面的溫度存在溫度梯度，越靠近中心位置，溫度的滯后時間越長，最高溫度越低，溫升速率越小，達到最高溫度的時間越長，內(nèi)部核心的最終溫度達到71℃。

（2）鋼管混凝土柱表面250 mm 高度位置的溫升速率是1250mm 高度位置的3倍左右，最大溫差約為250℃，而內(nèi)部混凝土區(qū)域的縱向最大溫差僅為30℃左右。

（3）鋼管混凝土柱表面溫度受火場的熱釋放速率影響較大，而內(nèi)部混凝土溫度分布及溫度差異則主要受火場的持續(xù)時間影響，最大溫差在3000s時達到了110℃。

［1］鐘善桐．鋼管混凝土結(jié)構(gòu)（第三版）［M］．北京：清華大學(xué)出版社，2003，28－33．

［2］CECS28：90，中國工程建設(shè)標(biāo)準(zhǔn)化協(xié)會標(biāo)準(zhǔn)［S］．

［3］王衛(wèi)華，陶忠．火災(zāi)下圓鋼管混凝土柱的有限元計算［J］．工業(yè)建筑，2009，39（4）：28－32．

［4］Gann RG．Reconstruction of the fires in the WTC towers：findings and issues［R］．Gaithersburg：National Construction Safety Team Advisoty Committee Meeting，2004．

［5］Wang YC．Steel and composite structures behaviour and design for fire safety［M］．London：Spon Press，2002．

［6］Kodur VKR，Lie TT．Fire resistance of circular steel columns filled with fiber reinforced concrete［J］．Journal of Structural Engineering，1996，122（7）：776－782．

［7］Kodur VKR．Design equations for evaluating fire resistance of SFRC－filled HSS columns［J］．Journal of Structural Engineering，1998a，124（6）：671－677．

［8］Hong S，Varma AH．Analytical modeling of the standard fire behavior of loaded CFT columns［J］．Journal of Constructional Steel Research，2009，65（1）：54－69．

［9］程遠平，等．火災(zāi)過程中火源熱釋放速率模型及其實驗測試方法［J］．火災(zāi)科學(xué)，2002，2（11）：70－74．

［10］陳長坤，姚斌．火災(zāi)環(huán)境下鋼管構(gòu)件熱響應(yīng)特性［J］．燃燒科學(xué)與技術(shù)，2008，2（14）：122－126．

［11］涂然，等．TF5池火平均質(zhì)量損失速率簡化模型及其高原環(huán)境下的適應(yīng)性研究［J］．火災(zāi)科學(xué)，2009，2（18）：73－79．

［12］傅志敏，等．烴類池火災(zāi)熱輻射量化分析模型探討［J］．中國安全科學(xué)學(xué)報，2010，8（20）：65－70．