聚苯乙烯外墻保溫系統(tǒng)火災風險影響因素分析*

崔　崳，李　明，王　劼，初道忠，張　軍

(1.山東理工大學 資源與環(huán)境工程學院， 山東 淄博 255000；2. 中國科學技術大學 火災科學國家重點實驗室，安徽 合肥 230026)

0　引言

聚苯乙烯泡沫包括擠塑聚苯乙烯泡沫(XPS)和膨脹聚苯乙烯泡沫(EPS)，由于其保溫性能優(yōu)異，質輕和較好的機械穩(wěn)定性而廣泛用于保溫領域。自我國實施節(jié)能減排政策以來，大量聚苯乙烯泡沫被用于建筑外墻，由于聚苯乙烯本身可燃，因此造成了極大的火災風險。盡管最新的《建筑設計防火規(guī)范》(GB 50016-2014)嚴格限制了可燃保溫材料在外墻的應用，但大量已安裝的聚苯乙烯泡沫外墻保溫系統(tǒng)的火災風險問題仍不可輕視，尤其是隨著使用時間的推移，既有系統(tǒng)保護層老化、破裂、甚至脫落等現(xiàn)象時有發(fā)生，為防火工作帶來一定困難。

先前對聚苯乙烯泡沫火災特性的研究多基于裸板，研究內(nèi)容集中于點燃分析[1]，燃燒特性[2-3]和火蔓延規(guī)律[4-5]等方面。但實際使用中外墻保溫系統(tǒng)是一個完整的體系，其火災特性與裸板情況相差較大，特別是聚苯乙烯泡沫的受熱熔化、滴落和燃燒特性會使保溫系統(tǒng)火災更為復雜，因此聚苯乙烯外墻保溫系統(tǒng)的火災風險問題，應引起重視，有進一步研究的緊迫性。

目前外墻外保溫系統(tǒng)火災相關的測試可分為對火反應測試和全尺寸火災模擬測試兩類。對火反應測試主要關注于材料自身的燃燒特性，其中ISO 5660[6-8]錐形量熱計測試和 ISO 9705[9]標準房間火測試是最為常用的2個測試標準，兩者都是基于耗氧法測量材料燃燒的熱釋放速率，不同點是前者樣品尺寸被限制在100 mm×100 mm大小，而后者則可根據(jù)需要自主設計實驗臺，因此更加靈活。然而受限于室內(nèi)實驗條件和儀器量程，對火反應測試的火源功率不能很大，在獲取外墻保溫系統(tǒng)火災特性參數(shù)時有一定局限性。全尺寸火災模擬測試主要包括ISO 13785-2[10]，BS 8414[11]和UL1040[12]3個標準。三者都是通過構建主墻和垂直于主墻的側墻來形成墻角結構，不同點在于UL 1040火源緊臨墻角放置，而其他2個測試標準則是將火源置于燃燒室之中形成溢流火。在實際火災過程中窗口溢流火更加危險，因此火災測試中更為常用。ISO 13785-2與BS 8414相比，前者對燃燒室的構建要求較高，相應實驗成本也較高，而后者則相對簡單，因此國內(nèi)測試較多采用該標準[13]。

綜合以上分析，本文引入3種測試方法，分別是基于ISO 5660錐形量熱計的小尺寸測試方法，基于ISO 9705大型量熱計的大尺寸測試方法和基于BS 8414的外墻保溫系統(tǒng)全尺寸測試方法。目的是對比研究3種方法評測聚苯乙烯外墻保溫系統(tǒng)火災風險的適用性，并在此基礎上獲取影響火災風險的關鍵因素，進而給出此類外墻保溫系統(tǒng)防火關鍵所在。在實驗材料的選取上，由于XPS密度要大于EPS，其熔化、滴落和燃燒特性更加突出，火災危險性更大，因此本文選用最為常用的薄膜灰外墻保溫系統(tǒng)構造方式，以XPS為研究對象，所得結果同樣適用于EPS外墻保溫系統(tǒng)。

1　實驗裝置及工況

薄抹灰外墻保溫系統(tǒng)按照相關規(guī)范和標準制做，各層結構如圖1所示。所用XPS保溫板密度為31 kg/m3，抹面層為3 mm聚合物砂漿，飾面層為外墻用乳膠漆，耐堿網(wǎng)格布滿鋪于砂漿內(nèi)以增加保護層的抗裂性能。

圖1　 XPS薄抹灰外墻保溫系統(tǒng)構成Fig.1　The composition of XPS plastering exterior wall insulation system

用于錐形量熱計測試的樣品被切割為100 mm×100 mm 大小，由于實驗裝置對樣品高度有限制，所有樣品都未加裝混凝土基層。樣品四周和底面由鋁箔包裹后置于無機纖維絕熱材料之上以減少測試過程中向周圍的熱損失。選取35，50，65和80 kW/m24個級別的熱流強度。

基于ISO 9705的大尺寸實驗臺如圖2(a)所示，由2塊標準尺寸(1 200 mm×600 mm)的保溫板構成墻角結構?；鹪礊楸闅怏w火，功率為50 kW。樣品基層由水泥砂漿和玻鎂復合防火板構成?；鹪醋饔糜谀M外墻上的熱流由Vatell1000-1A Gardon水冷式總熱熱流計標定，熱流分布見圖2(b)。

圖2　基于ISO 9705的大尺寸實驗臺Fig.2　Large scale bench based on ISO 9705

基于BS 8414的全尺寸實驗臺結構如圖3所示，火源為木垛火，木垛長×寬×高為1 500 mm×1 000 mm×1 000 mm，由長度分別為1 000 mm和1 500 mm，截面尺寸為50 mm×50 mm的松木條搭建而成。

圖3　基于BS 8414的全尺寸實驗臺示意Fig.3　Full-scale test bench based on BS 8414

2　結果分析

2.1　ISO 5660錐形量熱計測試

在實驗初始，可以觀察到保護層發(fā)生了沉降，說明內(nèi)部的XPS受熱后熔化、收縮失去了原來的支撐作用。由于受到金屬框的支撐，保護層沉降幅度并不大，其結果是在保護層與熔化的XPS粘稠物之間形成空腔?？涨粸榭扇紵峤鈿馓峁┝溯斔屯ǖ?，隨著熱流的持續(xù)施加，可觀察到大量白色的熱解氣通過防護層與側邊的縫隙溢出，當熱解氣達到點燃濃度后即被電火花點燃。在長時間受熱后，保護層開裂，部分高輻射強度工況甚至出現(xiàn)保護層破碎的情況，此時可燃氣由破碎后的縫隙溢出燃燒，導致火焰瞬時變大。

XPS薄膜灰外墻保溫系統(tǒng)的點燃特性可由Janssens模型[14]分析得到。樣品被點燃時已完全熔化為很薄的粘稠液體層，因此可按熱薄型點燃模型處理。將所施加熱流強度與點燃時間繪制于圖4，從圖中可以看出兩者呈線性關系，將數(shù)據(jù)點擬合直線延長使其與橫軸相交，交點所對應的熱流值即為臨界點燃熱流。由圖4可知，3 mm厚XPS薄抹灰外墻系統(tǒng)的臨界點燃熱流為22.3 kW/m2。

圖4　點燃時間和熱流強度關系Fig.4　Relationship between ignition time and heat flow intensity

熱釋放速率是評測材料火災風險性的一項重要參數(shù)，XPS薄抹灰外墻保溫系統(tǒng)燃燒的熱釋放速率在圖5中給出。由圖5可見，在4種外加熱流條件下，HRR都呈現(xiàn)出單峰，與文獻[15]中XPS裸板工況相比，其HRR峰值要小的多，說明保護層對熱釋放速率有明顯的抑制作用。對圖5中數(shù)據(jù)積分后再對時間平均可得到在35，50，65和80 kW/m2熱流強度下的平均燃燒熱分別為63.4，70.2，83.8和90.4 kW/m2?？梢婋S著所施加熱流強度的增加，系統(tǒng)燃燒也更加劇烈。

圖5　錐形量熱計測試的熱釋放速率情況Fig.5　Heat release rate of the cone calorimeter test

在測試過程中，保護層的作用一方面降低了施加于底部XPS熔融層的熱流強度，另一方面降低了熱解氣體的溢出速度，因此保護層的完整性和密封性對抑制火勢發(fā)展至關重要，應是評測的重點。圖6給出了測試后保護層的完整情況，可以看出在35和50 kW/m2熱流強度下，雖然保護層已出現(xiàn)裂紋，但由于無機纖維網(wǎng)格布的粘連作用，保護層還能保持相對完整。65和80 kW/m2熱流強度下保護層則破碎嚴重，說明在高熱流強度下無機纖維網(wǎng)格布粘結力喪失，導致保護層的機械性能變得非常差，進而變脆斷裂。保護層破碎現(xiàn)象在熱釋放速率曲線中也有所體現(xiàn)，由圖5中可以明顯看到，65和80 kW/m2工況的熱釋放速率峰值更加陡峭，其原因是保護層破裂導致大量可燃氣溢出燃燒，瞬間增加了熱釋放速率值。

2.2　基于ISO 9705的自建實驗臺測試

圖6　錐形量熱計測試后保護層的完整情況Fig.6　The integrity of the protective layer after the cone calorimeter test

圖7　基于ISO 9705的大尺寸火災測試過程Fig.7　Fire test of large scale fire test based on ISO 9705

如圖7(a)所示，在50 kW丙烷火沖擊下外墻乳膠漆首先分解，炭化變黑。如圖7(b)所示，182 s左右，白色的煙霧從頂部縫隙溢出。在這一階段，火焰周圍的XPS已完全熔化，系統(tǒng)內(nèi)部形成空腔。隨著外部火焰的持續(xù)沖擊，可燃氣不斷生成并通過系統(tǒng)空腔由頂部縫隙溢出，在272 s左右溢出的可燃氣達到點燃濃度而被點燃。與此同時，可觀察到系統(tǒng)側面也出現(xiàn)可燃氣強烈溢出現(xiàn)象，說明XPS不斷受熱熔化導致空腔范圍持續(xù)擴大。在341 s左右，如圖7(c)所示，大量積聚在系統(tǒng)空腔底部的熔融物掉落，遇空氣后燃燒，形成油池火。由于樣品底部喪失了密封性，空氣得以進入空腔，空腔內(nèi)部未熔化的XPS遇空氣后被點燃?？梢杂^察到丙烷火源兩側不斷有燃燒的熔融物滴落，使得油池火范圍不斷增大。1 600 s左右油池火熄滅，測試完畢。

燃燒過程中的熱釋放速率情況在圖8中給出，可見熱釋放速率曲線呈現(xiàn)出單峰，峰值出現(xiàn)在點燃后300 s左右，此時大量熔融物掉落燃燒形成油池火。之后熱釋放速率逐漸衰減直至熄滅。由熱釋放速率數(shù)據(jù)可得到測試過程中樣品的平均燃燒熱為44.7 kW/m2。此值明顯小于錐形量熱計實驗各工況的平均燃燒熱，這是由丙烷火焰施加于樣品表面的熱流強度分布不均造成的。由圖2(b)可以看到，熱流強度在墻角附近最大，達到65 kW/m2以上，在火焰外圍熱流強度為35 kW/m2左右。整體來看，大于22 kW/m2臨界熱流的區(qū)域占據(jù)了樣品總面積的一半以上，此部分可認為是丙烷火焰對樣品的主要作用區(qū)域。隨著距離火源距離的增加，丙烷火焰施加于外墻的熱流強度下降很快，在樣品邊緣只有5 kW/m2左右，可認為小于臨界點燃熱流的這部分區(qū)域以熔化和空腔內(nèi)的明火點燃為主。

圖8　基于ISO 9705的自制實驗臺測試熱釋放速率情況Fig.8　Heat release rate based on ISO 9705 test bench

根據(jù)所受丙烷火焰熱流強度的不同，可將聚苯乙烯外墻保溫系統(tǒng)的燃燒方式分為兩類：第一類與高熱流強度區(qū)域相對應，泡沫聚苯乙烯熔化后在底部聚集，伴隨著保溫系統(tǒng)底部失去完整性而掉落在地面形成油池火；第二類與低熱流強度區(qū)域相對應，未熔化的XPS被空腔內(nèi)的火焰點燃并燃燒滴落。第二類燃燒方式持續(xù)時間長，對熱釋放速率貢獻不大，但實驗后發(fā)現(xiàn)保護層背面的XPS已全部熔化，說明在空腔中的橫向火蔓延范圍已遠遠超出外部火焰作用范圍，應引起足夠重視。

測試后系統(tǒng)的形態(tài)在圖7(d)中給出。從圖中可以看出，測試后保護層還較為完整，只是在火源上方墻角附近出現(xiàn)破碎。參照圖2(b)的熱流分布情況，對比錐形量熱計實驗后的樣品形態(tài)，可發(fā)現(xiàn)在同樣的熱流強度下破碎程度要輕于錐量實驗。這是因為自制實驗臺所用樣品較大，加之樣品所受到的火焰熱流強度分布不均，無機網(wǎng)格布雖然在熱流強度較大的區(qū)域失去粘結性，但總體還與熱流強度較小部分的網(wǎng)格布相連，因此保持了一定的完整性。但在實驗后樣品拆除過程中發(fā)現(xiàn)，熱流強度較高區(qū)域在移動的過程中自行破碎、脫落，說明此部分區(qū)域已變得十分脆弱，失去了原有的機械性能。總的來說，在同等輻射強度情況下，大尺寸樣品的完整性與錐形量熱計實驗結果較為接近，因此可認為錐形量熱計實驗在評測樣品完整性方面有一定的參考價值。

2.3　基于BS 8414的全尺寸實驗

木垛被點燃后火勢迅速發(fā)展，在很短的時間內(nèi)火焰便從燃燒室溢出，沖擊上面的保溫系統(tǒng)。如圖9(a)所示，在287 s左右，可看到系統(tǒng)上部有白色煙霧溢出，說明內(nèi)部XPS迅速熔化，在系統(tǒng)內(nèi)部形成空腔，系統(tǒng)頂部首先失去了密封性。隨著火焰的持續(xù)沖擊，系統(tǒng)下部的保護層破裂，如圖9(b)所示，在487 s左右，燃燒的熔融物開始滴落，而且滴落速度不斷加快，最終形成油池火。在546 s左右，隨著下部保護層的進一步破裂，溢出火焰進入空腔，在強大的火焰熱浮力的作用下，保護層被撕裂。由圖9(c)，(d)，(e)可以看到，火焰在120 s內(nèi)將整個保護層完全撕開，破裂的保護層又為火焰提供了上升的通道，可觀察到強烈的火焰從系統(tǒng)頂部躥出，同時火焰沖擊側墻，使得側墻的保護層也被撕裂。這一過程伴隨著大量熔融物的滴落和燃燒，火勢發(fā)展到難以控制的程度。由圖9(f)可以看出，測試后整個外保溫系統(tǒng)已經(jīng)基本燃燒殆盡。

圖9　基于BS 8414的全尺寸XPS外保溫系統(tǒng)測試過程Fig.9　Fire test of full scale XPS exterior thermal insulation system based on BS 8414

由以上分析可知，基于BS 8414的全尺寸實驗的測試強烈程度要遠大于其他測試。由于火源功率大，木垛火產(chǎn)生的強烈熱浮力流將本已脆弱的保護層撕開，使得整個系統(tǒng)完全喪失了完整性，導致火勢失控。因此在實際滅火救援工作中應首要確保系統(tǒng)保護層的完整性，避免火災向失控的方向發(fā)展。

綜上，由聚苯乙烯外墻保溫系統(tǒng)的火災特點可分析得出決定系統(tǒng)火災危險性的因素依次是保護層的完整性和嚴密性，系統(tǒng)空腔形成和空腔特性，XPS的熔化流動和燃燒特性?？涨坏男纬墒蔷郾揭蚁┡菽牧鲜軣岷蟮谋厝唤Y果?？涨坏奈ｋU性，一方面為可燃氣和空氣提供了貫通的通道，也提供了火蔓延的通道，使此類火災更加危險；另一方面，空腔使火焰向側面發(fā)展，從而擴大了系統(tǒng)熔融燃燒的范圍。但空腔的危險性又與保護層的嚴密性和完整性相關，系統(tǒng)嚴密性的喪失，一方面使得可燃氣由系統(tǒng)頂部和側部溢出，可燃氣被點燃后造成火焰在系統(tǒng)外部蔓延；另一方面空氣進入系統(tǒng)空腔，未熔化滴落的XPS得以在空腔內(nèi)部燃燒，增加了火蔓延的風險。系統(tǒng)保護層的完整性則決定了火勢的發(fā)展程度，系統(tǒng)底部的保護層往往是首先破裂的部位，導致熔融狀態(tài)的聚苯乙烯掉落、燃燒，造成向下的火蔓延，過于強烈的外部火源則有可能將保護層完全破壞，造成不可控的局面。

3　結論

1)通過對實驗結果的綜合分析可知，決定聚苯乙烯外墻保溫系統(tǒng)火災風險的關鍵因素依次為保護層的嚴密性和完整性，系統(tǒng)空腔特性，材料的熔化流動和燃燒特性。

2)在測試方法方面，基于BS 8414的全尺寸實驗是評價保護層完整性的最好方法，但其成本較高，準備周期較長，且所測得的量化數(shù)據(jù)較少，不適合理論研究?；贗SO 5660的小尺寸實驗，則是在完全可控的條件下進行的，是獲取量化數(shù)據(jù)較為理想的方法，且在評測保護層的完整性方面與大尺寸實驗有近似結果，但其無法評測材料的流動燃燒特性?；贗SO 9705的大尺寸實驗，其優(yōu)勢是可獲取熱釋放速率等量化數(shù)據(jù)，可自主設計搭建實驗平臺研究材料在系統(tǒng)內(nèi)的熔融流動、燃燒等特性，便于理論研究，但受到室內(nèi)實驗條件的影響，其火源功率受到限制。

3)聚苯乙烯泡沫類外墻保溫系統(tǒng)的防火可采取3方面的措施：一是增加外保護層的強度，特別是系統(tǒng)底部防護層的強度，確?；馂倪^程中系統(tǒng)保護層的完整性；二是系統(tǒng)內(nèi)設置橫向和縱向隔斷，阻隔系統(tǒng)內(nèi)部向上和向側面的火蔓延；三是在系統(tǒng)內(nèi)構造能夠容納材料熔融滴落物的防火隔斷，使熔融滴落物不流淌，降低火蔓延的風險。

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