1 ∶4 縮尺廠房中功率火災(zāi)試驗研究

杜二峰，舒贛平，呂 曉

（1. 東南大學(xué) 混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土教育部重點實驗室，江蘇 南京211189；2. 山東建筑大學(xué) 土木工程學(xué)院，山東 濟(jì)南250101）

大空間鋼結(jié)構(gòu)建筑通常占地面積大、高度高，通風(fēng)條件好，該類建筑的火災(zāi)類型一般為燃料控制型火災(zāi).當(dāng)火災(zāi)荷載不是特別大或者設(shè)置有防火隔離帶等措施時，燃料燃燒面僅限于局部區(qū)域，建筑內(nèi)部為不均勻溫度場.處在不同位置的鋼構(gòu)件接受到的熱量是有差別的，這和一般室內(nèi)火災(zāi)中假定室內(nèi)是均勻溫度場的情形有顯著不同.因此有必要對大空間鋼結(jié)構(gòu)建筑中的火災(zāi)發(fā)展規(guī)律和結(jié)構(gòu)響應(yīng)特征進(jìn)行研究.

目前，國內(nèi)外對大空間鋼結(jié)構(gòu)抗火性能的研究主要集中在理論分析方面[1-8]，而關(guān)于試驗研究的成果還比較少.同時由于大空間結(jié)構(gòu)造型各異，且大多形式復(fù)雜，因此已有的試驗研究主要集中在相對簡單的門式剛架結(jié)構(gòu)上.Wong[9]基于英國規(guī)范設(shè)計建造一個1 ∶5 縮尺整體門式剛架結(jié)構(gòu)，并對其在局部火源作用下的力學(xué)反應(yīng)進(jìn)行試驗研究，然而該研究主要針對一榀剛架的鋼梁全部被火焰包括的情形，是標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)在實際場景的再現(xiàn)，未涉及模型內(nèi)部整個空間的不均勻溫度場.Pyl 等[10]報道了一個長20 m、寬8 m、檐口高度為2.5 m 的冷成型薄壁鋼組合截面門式剛架結(jié)構(gòu)的抗火試驗研究，該試驗是針對室內(nèi)均布火荷載的工況.

綜上可知，目前已有的試驗研究較少關(guān)注大空間建筑內(nèi)部溫度場分布規(guī)律和鋼構(gòu)件的溫度發(fā)展規(guī)律.因此，本文擬開展門式剛架廠房火災(zāi)試驗對火災(zāi)熱煙氣的發(fā)展規(guī)律、模型內(nèi)部空間以及鋼構(gòu)件的溫度分布發(fā)展情況進(jìn)行研究.同時，采用《建筑鋼結(jié)構(gòu)防火技術(shù)規(guī)范》(GB51249-2017)[11]給出的鋼構(gòu)件溫升計算公式對試驗中構(gòu)件升降溫進(jìn)行計算對比，以驗證規(guī)范計算方法在實際火災(zāi)場景中的適用性.

考慮到足尺實體門式廠房火災(zāi)試驗需要耗費大量的人力與物力，火災(zāi)發(fā)展過程難以控制，試驗數(shù)據(jù)采集難度以及試驗危險性較大，因此本文擬開展縮尺的中功率火災(zāi)試驗.

1 試驗方案

1.1 試驗?zāi)Ｐ?/h3>

縮尺試驗?zāi)Ｐ团c原型結(jié)構(gòu)之間滿足一定的相似準(zhǔn)則時，縮尺試驗?zāi)Ｐ偷脑囼灲Y(jié)果才能夠直接推算到原型結(jié)構(gòu)上去.對于火災(zāi)縮尺模型試驗而言，縮尺模型與原型須滿足時間相似、幾何相似、溫度相似和火源強(qiáng)度相似等.設(shè)計縮尺試驗?zāi)Ｐ褪紫纫_定幾何縮尺比例，比例過大會導(dǎo)致試驗成本較高，過小則試驗精度難以保證. NFPA92B[12]推薦的最小幾何縮尺比例為1 ∶8，因此經(jīng)過對比分析，本試驗的幾何縮尺比定為1 ∶4. 擬研究的原模型尺寸為： 長50 m，寬24 m，檐口高度為9 m，屋脊高度為10.2 m，屋面坡度為1/10.此模型的地面面積為1 200 m2，滿足大空間建筑火災(zāi)的要求.相應(yīng)縮尺模型的尺寸為：長12.5 m，寬6 m，檐口高度為2.25 m，屋脊高度為2.55 m.

試驗?zāi)Ｐ偷恼w外貌如圖1 所示，其屋面結(jié)構(gòu)布置如圖2 所示. 在兩端山墻居中各設(shè)置一個寬1.2 m，高2.03 m 門洞，在兩側(cè)墻設(shè)有玻璃窗.模型主體結(jié)構(gòu)由6 榀門式剛架組成，榀間距為2.5 m.剛架梁、柱均采用8 號工字鋼制作，截面尺寸為80×50×4.5×6.5 mm.墻檁和屋檁由鍍鋅鋼板彎折而成，截面尺寸為60×38×12×1.6 mm. 在屋脊和梁柱節(jié)點處設(shè)置剛性系桿，剛性系桿采用直徑為42 mm、壁厚為3 mm的圓鋼管.

圖1 試驗?zāi)Ｐ腿睩ig.1 The test building

圖2 屋面結(jié)構(gòu)布置平面圖（mm）Fig.2 Layout of the roof structure（mm）

在模型兩端設(shè)置屋面水平支撐和柱間支撐，支撐采用直徑為10 mm 的圓鋼.屋面板為巖棉夾芯板，其上層壓型鋼板為0.5 mm 厚瓦楞板、下層壓型鋼板為0.5 mm 厚平板，中間為75 mm 厚巖棉.墻面板為0.5 mm 厚單層壓型鋼板. 所有鋼材的材質(zhì)均為Q235B.

1.2 試驗火源

文獻(xiàn)[13]給出的相應(yīng)于中功率火災(zāi)的最大熱釋放速率為5MW，NFPA92[14]給出火源功率縮尺準(zhǔn)則如下式所示：

式中：Qm和Qf分別為模型和原型的火源功率；Lm和Lf分別為模型和原型的特征長度，Lm/Lf=1/4.

將相關(guān)數(shù)據(jù)代入式（1）可得縮尺后火源功率為156.25 kW.

由于柴油油池火穩(wěn)定燃燒時能夠產(chǎn)生較為穩(wěn)定的燃燒速率，而且比較符合大空間火災(zāi)的特點，因此將試驗火源設(shè)計為柴油油池火. 油池選取邊長為0.5 m 的正方形油盤，其穩(wěn)定燃燒階段的功率為154.4 kW[15]，基本和縮尺后中功率火災(zāi)的火源功率相當(dāng).油盤深0.06 m，內(nèi)裝2.8 L 柴油作為燃料，同時添加200 mL 的汽油助燃，放置在第3 軸線地面中央.

1.3 溫度測量方案

采用K 型熱電偶對模型內(nèi)部熱空氣溫度和鋼梁、鋼柱溫度進(jìn)行測量.數(shù)據(jù)由日本東京測器有限公司生產(chǎn)的TDS303 數(shù)據(jù)采集儀自動采集.

為了能較充分地捕捉重點部位的溫度數(shù)據(jù)，又不至于熱電偶布置太多，對熱電偶采取非均勻布置方案.其中火源正上方的第3 軸線門式剛架及熱空氣熱電偶布置最多，如圖3 所示.構(gòu)件和熱空氣熱電偶的編號分別以S 和G 開頭. 編號中的第一個數(shù)字為該熱電偶所在的軸線號，其余數(shù)字為該熱電偶的序號，本文其它的熱電偶編號均遵循該原則.左側(cè)檐口和屋脊處鋼梁熱電偶分別布置在上下翼緣和腹板中心，用以觀測溫度在同一截面的分布情況，如圖3中a 和b 截面所示.其他部位梁、柱熱電偶均固定在腹板中心.

圖3 3 軸線熱電偶布置圖（mm）Fig.3 Positions of thermocouples at axis 3（mm）

其它軸線門式剛架僅在梁柱節(jié)點、屋脊處以及C 軸線一側(cè)1 和2 軸線鋼柱柱中布置熱空氣熱電偶.A 軸線一側(cè)各榀梁柱節(jié)點處的熱空氣熱電偶的編號分別為G11、G21、G41、G51 和G61；屋脊處各榀剛架的熱空氣熱電偶的編號分別為G12、G22、G42、G52 和G62；C 軸線一側(cè)各榀梁柱節(jié)點處的熱空氣熱電偶的編號分別為G13、G23、G43、G53 和G63，1 和2 軸線鋼柱柱中熱空氣熱電偶的編號分別為G14 和G24.

2 試驗過程及現(xiàn)象

在點火10 s 后火苗基本上布滿整個油盤，如圖4（a）所示.20 s 時，火苗高度接近0.625 m，火苗上方形成明顯的煙柱.46 s 時，火苗高度接近1 m，屋頂形成明顯的煙氣層，如圖4（b）所示.78 s 時，火苗高度達(dá)到1.25 m，此時煙氣層已下降至距地面約1.5 m處.162 s 時，火苗高度達(dá)到1.375 m，煙氣層下降至距地面約1.25 m 處，此后煙氣層距地面的高度基本上在1.25 m 與1.5 m 之間浮動，即火源燃燒產(chǎn)生的熱煙氣和通過門洞散失的熱煙氣達(dá)到了基本平衡.294 s 時，火苗高度達(dá)到1.5 m，如圖4（c）所示.514 s時，火苗高度約為1.375 m，之后火勢有所減弱.616 s時，火勢明顯減弱，此刻火苗高度約為1 m，如圖4（d）所示.646 s 時，火苗高度降到0.75 m 左右，684 s 時，火苗高度降到0.375 m 左右，754 s 時，僅油盤角部有少許火苗，如圖4（e）所示.836 s 時，火苗基本熄滅.

圖4 火源發(fā)展圖Fig.4 The fire development process

3 溫度分布及分析

3.1 熱空氣溫度

試驗中各榀剛架屋脊處的熱空氣溫度隨時間的變化規(guī)律如圖5 所示.由圖可見火源正上方的第3 軸線剛架屋脊處熱空氣熱電偶G35 的溫度最高，其原因是此處為煙氣羽流的中心區(qū)域.離開火源正上方之后，熱空氣溫度劇烈衰減.隨著距火源的距離增大，各熱電偶溫度峰值漸減.

圖5 屋脊熱空氣溫度-時間曲線Fig.5 Temperature curves for the gas near the apex

圖6 和圖7 分別給出了各榀剛架A 軸線和C 軸線側(cè)檐口處熱空氣溫度隨時間的變化曲線. 由圖6可見熱電偶G33 的溫度峰值最大，熱電偶G41 的溫度曲線和G33 非常接近. 雖然熱電偶G21 距火源的距離和熱電偶G41 的相同，但前者溫度明顯低于后者，其原因可能是熱電偶G21 距門洞較近，熱量損失較多.其他兩個熱電偶的溫度峰值隨著距火源的距離增大而減小. 由圖7 可以看出熱電偶G37、G43 和G53 的溫度-時間曲線基本一致，而G13 和G63 的溫度峰值明顯減小.

圖6 A 軸線檐口熱空氣溫度-時間曲線Fig.6 Temperature curves for the gas near the eave in grid A

圖7 C 軸線檐口熱空氣溫度-時間曲線Fig.7 Temperature curves for the gas near the eave in grid C

火源正上方第3 軸線鋼梁下方布置的熱空氣熱電偶測得的溫度隨時間的變化曲線如圖8 所示.由圖可見離開火源正上方之后，熱空氣溫度顯著減小.兩側(cè)溫度基本成對稱分布.

圖8 3 軸線鋼梁處熱空氣溫度-時間曲線Fig.8 Temperature curves for the gas near the beam in grid 3

圖5 ～圖8 中各熱空氣熱電偶均處在熱煙氣層中，綜合各圖可以看出，除火源正上方的熱電偶G35之外，其它各測點的溫度比較接近，相差在30 ℃以內(nèi).其原因是火源燃燒產(chǎn)生的煙氣羽流在浮力作用下上升沖擊屋頂后，沿屋頂向四面擴(kuò)散，火源正上方的區(qū)域成為熱煙氣擴(kuò)散中心，溫度最高.而四散出去的熱煙氣不斷向下方的冷空氣傳輸熱量，溫度相對較低.因此，熱煙氣層可以分為火源正上方的高溫區(qū)及以外的次高溫區(qū).

圖9 給出了第3 軸線鋼柱側(cè)熱空氣熱電偶溫度隨時間的變化情況.由圖可見兩側(cè)熱空氣溫度分布基本對稱.柱中（G32、G38）和柱腳處（G31）的熱電偶的溫度明顯低于檐口處（G33、G37）的溫度. 這是因為柱中以下處在熱煙氣層之外.因此局部火災(zāi)下建筑內(nèi)部空間明顯可分為熱煙氣層區(qū)和以下區(qū)域.

圖9 3 軸線鋼柱側(cè)熱空氣溫度-時間曲線Fig.9 Temperature curves for the gas around the column in grid 3

C 軸線側(cè)第1、2 和3 軸線鋼柱柱中的熱空氣熱電偶測得的溫度隨時間的變化曲線如圖10 所示.由圖可見三者的溫度相差不大，因此熱煙氣層以下的區(qū)域可視為一個均勻的溫度場.

圖10 C 軸線鋼柱中部熱空氣溫度-時間曲線Fig.10 Temperature curves for the gas around the middle part of the column in grid C

由于各區(qū)域內(nèi)的溫度相差不大，因此熱煙氣層高溫區(qū)、次高溫區(qū)，以及熱煙氣層以下的區(qū)域的溫度-時間曲線可分別用各區(qū)域熱空氣的平均溫度-時間曲線代表，如圖11 中A、B 和C 三條曲線所示.

圖11 各區(qū)域熱空氣溫度-時間代表曲線Fig.11 Representative gas temperature curves for the different zones

3.2 鋼構(gòu)件溫度

圖12 和圖13 分別給出了第3 軸線屋脊處b 截面和左側(cè)檐口處a 截面上翼緣、腹板中心和下翼緣的溫度-時間曲線.從圖中可以看出，鋼梁截面溫度基本均勻分布，其主要原因是鋼梁截面較小，鋼材的導(dǎo)熱性較好，且整個截面處在熱煙氣的包圍之中.在升溫階段，鋼梁溫度明顯低于熱空氣溫度.在降溫階段，鋼梁的降溫速度較慢，其溫度遠(yuǎn)高于熱空氣溫度.

圖12 3 軸線屋脊處鋼梁溫度曲線Fig.12 Temperature curves for the apex in grid 3

圖13 3 軸線左側(cè)檐口處鋼梁溫度曲線Fig.13 Temperature curves for the left apex in grid 3

第3 軸線鋼梁和鋼柱腹板中心處熱電偶測得的溫度隨時間的變化情況如圖14 和圖15 所示.其溫度發(fā)展分布規(guī)律和前文相應(yīng)位置的熱空氣相似，不再贅述.

圖14 3 軸線鋼梁溫度-時間曲線Fig.14 Temperature curves for the beam in grid 3

圖15 鋼柱溫度-時間曲線Fig.15 Temperature curves for the column

4 構(gòu)件溫度計算對比

《建筑鋼結(jié)構(gòu)防火技術(shù)規(guī)范》（GB51249-2017）給出的構(gòu)件升溫計算方法如下式：

式中：Ts和Tg分別為鋼構(gòu)件和熱空氣的溫度（℃）；α 為綜合熱傳遞系數(shù)[W/（m2·℃）]；cs為鋼材的比熱（J/（kg·℃））；ρs為鋼材的密度，取ρa(bǔ)= 7 850kg/m3；F/V 為無防火保護(hù)鋼構(gòu)件的截面形狀系數(shù)（m-1）；Δt 為時間步長，不宜超過5 s.

綜合熱傳遞系數(shù)α 計算公式如下：

式中：αc為對流傳熱系數(shù)，取25 W/（m2·℃）；αr為輻射傳熱系數(shù)[W/（m2·℃）]，其計算公式如下：

式中：εr為綜合輻射率，本文取0.7；σ 為斯蒂芬-波爾茲曼常數(shù)，取5.67×10-8W/（m2·℃4）.

采用上述公式計算的構(gòu)件升降溫曲線及其與實測值的對比情況如圖16 所示.圖中，由規(guī)范公式計算的曲線標(biāo)以字母“C”.

由圖可見，對于測點S31 和S311，在升溫段的前期，規(guī)范公式計算的結(jié)果和試驗實測值吻合較好，在升溫段的后期，計算結(jié)果較試驗數(shù)據(jù)偏小.在計算溫度峰值點處，對于上述兩個測點，計算值較試驗值分別小1.67 ℃和1.54 ℃. 相對于它們的溫升（10 ℃和12.1 ℃）而言，誤差分別為16.7%和12.7%.造成這一現(xiàn)象的原因是這兩點均位于柱中，處在熱煙氣層以下，它們的溫升不僅源自熱煙氣，而且受到火源的直接熱輻射作用，因此其溫度場計算需要額外考慮火焰的直接輻射作用.對于處在熱煙氣層次高溫區(qū)域的測點S33、S35、S39 和S310，除S35 外，在升溫段，計算結(jié)果均較試驗數(shù)據(jù)明顯偏大.對于處在熱煙氣層高溫區(qū)域的測點S37，在390 s 之前，規(guī)范公式計算的結(jié)果和試驗實測值吻合較好.此后直至665 s（升降溫轉(zhuǎn)折點），計算值比試驗值的增幅顯著偏大.對所有測點，公式計算的降溫的速度都比試驗結(jié)果偏快.造成計算偏差的主要原因是規(guī)范公式是基于標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)的升溫階段，相關(guān)參數(shù)的取值不完全適用于實際火災(zāi).因此，對于實際火災(zāi)中鋼構(gòu)件的升降溫計算方法，需要進(jìn)一步研究探索，目前相關(guān)工作正在進(jìn)行之中.

圖16 計算值與試驗值對比曲線Fig.16 Comparison of experimental and calculation curves

5 結(jié)論

本文設(shè)計建造了一個1 ∶4 縮尺門式剛架廠房模型，并在其內(nèi)開展了小規(guī)?；馂?zāi)試驗研究，同時，利用我國規(guī)范給出的鋼構(gòu)件升溫計算公式對試驗中構(gòu)件升降溫進(jìn)行計算對比.得出以下結(jié)論：

1）熱空氣溫度峰值從火源正上方向四周逐漸減小. 沿跨度方向兩側(cè)溫度分布基本對稱.局部火災(zāi)下建筑內(nèi)部空間明顯可分為熱煙氣層高溫區(qū)、次高溫區(qū)和熱煙氣層以下區(qū)域.

2）升降溫全過程鋼構(gòu)件的溫度變化相對于熱空氣表現(xiàn)出明顯的滯后現(xiàn)象.鋼構(gòu)件的溫度沿截面方向分布較均勻.

3）《建筑鋼結(jié)構(gòu)防火技術(shù)規(guī)范》（GB51249-2017）給出的鋼構(gòu)件溫升計算公式不完全適用于實際火災(zāi)場景，對于處在熱煙氣層以下的鋼構(gòu)件，其溫度場計算需要額外考慮火焰的直接輻射作用.