水平火災(zāi)實(shí)驗(yàn)爐試驗(yàn)與模擬分析

陳榮淋

(華僑大學(xué) 土木工程學(xué)院， 福建 廈門 361021)

為提高建筑結(jié)構(gòu)的耐火性能，很多學(xué)者針對(duì)建筑結(jié)構(gòu)火災(zāi)開展了大量的理論及試驗(yàn)研究.主要依靠火災(zāi)實(shí)驗(yàn)爐模擬建筑火災(zāi)高溫場(chǎng)景，將建筑結(jié)構(gòu)的構(gòu)件置于火災(zāi)實(shí)驗(yàn)爐內(nèi)進(jìn)行試驗(yàn)[1-4].建造火災(zāi)實(shí)驗(yàn)爐需要有一定的技術(shù)及經(jīng)濟(jì)門檻，火災(zāi)試驗(yàn)也需要耗費(fèi)大量的人力和物力，在很多條件不具備的情況下就難以開展火災(zāi)試驗(yàn).隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的發(fā)展，數(shù)值模擬為建筑結(jié)構(gòu)的火災(zāi)研究提供了新的方法.火災(zāi)模擬中常用的火災(zāi)動(dòng)力學(xué)模擬軟件(FDS)[5]可以很好地模擬多種建筑火災(zāi)場(chǎng)景,還可以得到一些在試驗(yàn)中難以測(cè)量的參數(shù)，如火場(chǎng)中任意位置、任意時(shí)刻的溫度、煙氣流動(dòng)速率及方向、爐室內(nèi)整體溫度場(chǎng)分布等.利用這些火災(zāi)參數(shù)可以對(duì)建筑結(jié)構(gòu)耐火性能進(jìn)行更加全面的研究，如通過FDS模擬得到結(jié)構(gòu)在火災(zāi)中任意時(shí)刻的溫度場(chǎng)分布，用于非均勻溫度場(chǎng)下的結(jié)構(gòu)熱力耦合分析[5-6].段進(jìn)濤等[7]提出改進(jìn)熱平衡法用于FDS模擬燃油式火災(zāi)實(shí)驗(yàn)爐，模擬爐溫曲線與設(shè)定爐溫曲線一致，說明FDS可以有效地模擬燃油式火災(zāi)實(shí)驗(yàn)爐.使用FDS模擬火災(zāi)實(shí)驗(yàn)爐，對(duì)試驗(yàn)試件進(jìn)行火災(zāi)模擬，可得到類似于真實(shí)火災(zāi)實(shí)驗(yàn)爐中的結(jié)構(gòu)溫度場(chǎng)，試件的溫度場(chǎng)數(shù)據(jù)可用于結(jié)構(gòu)的溫度場(chǎng)分析和熱力耦合分析[5-6].

目前，各研究機(jī)構(gòu)建造的火災(zāi)實(shí)驗(yàn)爐大多采用天然氣為燃料.相對(duì)于燃油(0#柴油)，天然氣具有無需存儲(chǔ)設(shè)備、可直接從市政燃?xì)夤艿纼?nèi)獲取、燃燒充分、火焰溫度更高、產(chǎn)生的污染更少等優(yōu)點(diǎn)[8-9].因?yàn)樘烊粴獾闹饕煞轂榧淄?，雜質(zhì)較少，在燃燒機(jī)內(nèi)無需像燃油一樣經(jīng)歷液化-汽化的過程，可直接與空氣混合后發(fā)生燃燒[10-12]，所以燃燒效率也更高.華僑大學(xué)建造的兩座火災(zāi)實(shí)驗(yàn)爐(水平爐和垂直爐)[13-14]均使用一體式燃燒機(jī)，以天然氣為燃料.本文以改進(jìn)熱平衡法為理論基礎(chǔ)，采用FDS模擬華僑大學(xué)的水平爐進(jìn)行雙向板火災(zāi)試驗(yàn)的過程.

1 火災(zāi)實(shí)驗(yàn)爐

華僑大學(xué)抗火實(shí)驗(yàn)室的水平爐技術(shù)指標(biāo)符合國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)GB/T 9978.8-2008《建筑構(gòu)件耐火試驗(yàn)方法》[15]的要求，設(shè)計(jì)爐溫曲線為ISO 834的標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)升溫曲線.水平爐的爐內(nèi)凈尺寸為6.0 m(長(zhǎng))×4.5 m(寬)×1.8 m(高)，爐壁厚度為400 mm，采用中空的雙層鋼板結(jié)構(gòu).爐室內(nèi)爐壁表面鋪設(shè)兩層防火棉，以減少熱量散失并保護(hù)爐壁不會(huì)被爐內(nèi)高溫?fù)p壞.水平火災(zāi)實(shí)驗(yàn)爐結(jié)構(gòu)，如圖1所示.

(a) 爐室內(nèi)部結(jié)構(gòu) (b) 爐室三維結(jié)構(gòu)圖1 水平火災(zāi)實(shí)驗(yàn)爐結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of horizontal fire test furnace

(a) 平面圖

(b) 左立面圖 (c) A-A剖面圖 圖2 水平爐的爐室結(jié)構(gòu)圖(單位：mm)Fig.2 Structure chart of horizontal furnace (unit: mm)

水平爐的爐室結(jié)構(gòu)圖，如圖2所示.水平爐的燃燒系統(tǒng)主要由14臺(tái)以天然氣為燃料的一體式燃燒機(jī)組成.每臺(tái)燃燒機(jī)的額定熱功率為280 kW，燃燒機(jī)將天然氣和空氣在燃燒機(jī)腔內(nèi)混合均勻后，從噴嘴中噴射出火焰，為火爐升溫提供熱量，額定功率下火焰長(zhǎng)度約為1 m.

在爐室內(nèi)部布置12個(gè)S型陶瓷熱電偶，用于監(jiān)測(cè)爐溫，并將平均爐溫反饋給爐溫控制系統(tǒng).爐溫控制采用由計(jì)算機(jī)自主控制的模糊控制系統(tǒng)，該控制系統(tǒng)可以根據(jù)實(shí)時(shí)爐溫?cái)?shù)據(jù)與設(shè)定爐溫曲線，動(dòng)態(tài)控制爐溫，爐溫控制效果較好，被廣泛應(yīng)用于各大高校和研究機(jī)構(gòu)中[8-9].模糊控制系統(tǒng)[8]的原理是基于實(shí)時(shí)測(cè)定的爐溫偏差和爐溫偏差率，并以此作為爐溫控制的自變量控制燃燒機(jī)的輸出熱功率，使?fàn)t溫按照設(shè)定的升溫曲線升溫.當(dāng)爐溫高于設(shè)定升溫曲線時(shí)，爐溫控制系統(tǒng)會(huì)將某個(gè)或某幾個(gè)燃燒機(jī)熄火以降低爐內(nèi)熱功率，使?fàn)t溫降低到設(shè)定值.由于熱功率改變不會(huì)立刻反映在爐溫曲線上，關(guān)閉燃燒機(jī)的數(shù)量和時(shí)間要根據(jù)爐溫偏差和爐溫偏差率而定，這種調(diào)節(jié)方式會(huì)使?fàn)t溫比較穩(wěn)定.當(dāng)爐溫低于設(shè)定升溫曲線時(shí)，爐溫控制系統(tǒng)調(diào)節(jié)方式類似.水平爐的加載系統(tǒng)包括1個(gè)1 000 kN豎向加載千斤頂和4個(gè)水平側(cè)向反力架，并配備500個(gè)用于模擬混凝土樓板豎向均布荷載的200 N配重塊.在此次雙向混凝土樓板火災(zāi)試驗(yàn)中，使用荷載塊模擬樓板受到的均布荷載.

在對(duì)建筑構(gòu)件進(jìn)行耐火試驗(yàn)時(shí)，剪力墻和柱通常置于爐室內(nèi)部，構(gòu)件單面或多面受火；梁和板通常置于爐室頂部，構(gòu)件底面受火.試驗(yàn)試件為置于爐室頂部的雙向混凝土樓板，在底面受火的同時(shí)作為封閉爐室的蓋板.雙向混凝土板火災(zāi)試驗(yàn),如圖3所示.

實(shí)驗(yàn)爐的升溫曲線采用建筑火災(zāi)研究中常用的ISO 834的標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)升溫曲線，試驗(yàn)總時(shí)長(zhǎng)為210 min.試驗(yàn)過程中,爐內(nèi)熱電偶測(cè)點(diǎn)的溫度(θ)-時(shí)間(t)曲線,如圖4所示.由于燃燒機(jī)在長(zhǎng)期使用過程中出現(xiàn)老化現(xiàn)象，試驗(yàn)過程中有部分燃燒機(jī)出現(xiàn)故障，爐溫曲線略低于所設(shè)定的ISO 834的標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)升溫曲線.由圖4可知：實(shí)驗(yàn)爐溫最高達(dá)到1 000 ℃，其升溫趨勢(shì)與ISO 834的標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)升溫曲線基本一致.在?；饡r(shí)，樓板的跨中撓度達(dá)到261.4 mm，表面裂縫達(dá)到5 mm.由于火災(zāi)實(shí)驗(yàn)爐的爐溫曲線和設(shè)定ISO 834的標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)升溫曲線有一定的差別，所以試驗(yàn)中樓板的耐火時(shí)間為非標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線下的耐火時(shí)間，可通過等效曝火時(shí)間的原理[10],將其換算為標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線下的耐火時(shí)間.

圖3 雙向混凝土板火災(zāi)試驗(yàn) 圖4 爐內(nèi)熱電偶測(cè)點(diǎn)的溫度-時(shí)間曲線 Fig.3 Two-way concrete Fig.4 Temperature-time curves of slab fire test thermocouple in the furnace

2 火災(zāi)實(shí)驗(yàn)爐模擬與分析

2.1 FDS模型及模擬參數(shù)

使用FDS模擬火災(zāi)實(shí)驗(yàn)爐時(shí)，在FDS中建立與實(shí)際火爐尺寸相同的三維模型，在相同的位置布置燃燒機(jī)噴嘴和排煙孔道.與實(shí)際火爐所用的燃燒機(jī)相似，F(xiàn)DS模擬的燃燒機(jī)也需要設(shè)置合適的燃料和空氣的輸入，燃料燃燒為火爐提供熱量，使火爐內(nèi)部升溫.真實(shí)火爐的爐溫控制采用模糊控制系統(tǒng)，由計(jì)算機(jī)基于實(shí)時(shí)爐溫偏差及爐溫偏差率，通過控制某個(gè)或某幾個(gè)燃燒機(jī)的啟閉，動(dòng)態(tài)調(diào)整燃燒機(jī)總的輸出熱功率.然而，在FDS軟件中難以實(shí)現(xiàn)這樣的控制，因此，根據(jù)FDS模擬燃油式火災(zāi)實(shí)驗(yàn)爐使用的改進(jìn)熱平衡法[7]，基于設(shè)定的爐溫曲線，預(yù)先計(jì)算出任意時(shí)刻每個(gè)燃燒機(jī)消耗的天然氣和空氣的量，作為FDS的輸入?yún)?shù).天然氣的主要成分是甲烷(CH4)，其在燃燒機(jī)腔內(nèi)與空氣充分混合后從燃燒機(jī)噴嘴中噴出混合氣體，電子點(diǎn)火器點(diǎn)燃混合氣體，在爐室內(nèi)燃燒.為了充分利用燃料，通過燃燒機(jī)的進(jìn)風(fēng)口注入足量的新鮮空氣，空氣的過量系數(shù)為1.15[7].甲烷充分燃燒的化學(xué)方程式為CH4+2O2=2CO2+2H2O,由此可知：甲烷與氧氣反應(yīng)的質(zhì)量比為1∶4；由于空氣中氧氣的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為23%，空氣的過量系數(shù)取為1.15，所以,空燃比為20∶1.

改進(jìn)熱平衡法[7]的原理是火爐內(nèi)部在任意時(shí)刻都處于熱平衡的狀態(tài)，即火爐內(nèi)部天然氣燃燒提供的熱量Q1等于爐壁吸收的熱量Q2和煙道排出的煙氣帶走的熱量Q3之和.如在t時(shí)刻，設(shè)計(jì)火爐內(nèi)溫度為Tt，內(nèi)部產(chǎn)生的熱量為Q1t，爐壁吸收的熱量為Q2t，煙氣帶走熱量為Q3t，則Q1t=Q2t+Q3t.改進(jìn)熱平衡法[7]主要是對(duì)燃油生成熱的計(jì)算公式和煙氣帶走熱量的計(jì)算提出改進(jìn)計(jì)算方法.而天然氣燃燒效率很高，不存在燃燒不充分的問題.在模擬天然氣為燃料的火爐時(shí)，天然氣燃燒生成的熱量Q1無需按照改進(jìn)熱平衡法進(jìn)行計(jì)算，可直接按照燃燒熱計(jì)算公式計(jì)算，即

Q1=B·Qyd.

(1)

式(1)中：B為天然氣的消耗速率；Qyd為天然氣的燃燒熱，標(biāo)準(zhǔn)大氣壓下取49.606 MJ·kg-1.

Q2=S2w·q2w+S2c·q2c.

(2)

式(2)中：S2w為火爐內(nèi)爐壁的面積，S2w=39.96 m2；q2w為水平爐爐壁散熱的熱流密度，由于實(shí)際水平爐的內(nèi)壁表面鋪設(shè)了防火棉，具有較好的隔熱性能，通過爐壁散失的熱量很少，相對(duì)于天然氣的燃燒生成熱可以忽略不計(jì)，所以在計(jì)算爐壁吸收熱量時(shí)，q2w取0；S2c為火爐內(nèi)頂板、底板的面積，S2c=59.40 m2；q2c為火爐蓋板和底板的不穩(wěn)態(tài)散熱的熱流密度,計(jì)算式為

(3)

(4)

式(3),(4)中：b為熱惰性系數(shù)；Δθ1為計(jì)算時(shí)刻溫度和初始溫度(20 ℃)的溫差；t為加熱時(shí)間；λ為導(dǎo)熱系數(shù)，取5.581 kJ·(m·h· ℃)-1；ρ為火爐蓋板和底板的密度，均取2 350 kg·m-3；c為比熱容，取0.842 kJ·(kg·℃)-1.

根據(jù)改進(jìn)熱平衡法[7]，通過質(zhì)量守恒定理計(jì)算水平爐中高溫?zé)煔鈳ё叩臒崃縌3，即

Q3=B·(α+1)·cs·Δθ2.

(5)

式(5)中：α為空燃比，取20；cs為水平爐排出高溫?zé)煔獾谋葻崛荩?.099 kJ·(kg·℃)-1；θ2為排出爐體的高溫?zé)煔馀c周圍環(huán)境(20 ℃)的溫差.

解方程組(1)～(5)，可得當(dāng)爐室內(nèi)的溫度按照真實(shí)實(shí)驗(yàn)爐內(nèi)的升溫曲線升溫時(shí)，天然氣在整個(gè)火災(zāi)模擬過程中的消耗速率B，如圖5所示.根據(jù)空燃比計(jì)算出空氣的消耗速率，將天然氣和空氣的消耗速率作為參數(shù)，輸入FDS計(jì)算模型中，通過FDS模型中設(shè)置的噴嘴(NOZZEL)噴出火焰.FDS模擬的水平爐模型，如圖6所示.

圖5 天然氣消耗速率 圖6 FDS模擬的水平爐模型Fig.5 Natural gas consumption rate Fig.6 FDS model of horizontal furnace

2.2 模擬與結(jié)果分析

為驗(yàn)證FDS模擬真實(shí)水平爐火災(zāi)試驗(yàn)的準(zhǔn)確性，以實(shí)際實(shí)驗(yàn)爐溫曲線作為FDS模擬的目標(biāo)升溫曲線，利用改進(jìn)熱平衡法計(jì)算天然氣和空氣的消耗速率，創(chuàng)建FDS模型模擬雙向混凝土樓板在水平爐中的試驗(yàn)過程.FDS模擬火災(zāi)實(shí)驗(yàn)爐溫度曲線，如圖7所示.

由圖7可知：FDS模擬的爐溫曲線與實(shí)驗(yàn)爐溫曲線基本吻合，最終誤差為2.2%(22 ℃)，說明FDS可以有效地模擬火災(zāi)實(shí)驗(yàn)爐內(nèi)的火災(zāi)場(chǎng)景.FDS模擬的爐溫曲線相對(duì)于實(shí)驗(yàn)爐溫曲線更加穩(wěn)定，這是因?yàn)橄鄬?duì)于真實(shí)水平爐，F(xiàn)DS模型更加理想化，實(shí)際火爐在試驗(yàn)過程中的漏煙和燃燒機(jī)故障現(xiàn)象在FDS模擬中都不存在.熱平衡法計(jì)算通過混凝土樓板散熱的熱流密度時(shí)，沒有考慮混凝土樓板中水分蒸發(fā)對(duì)爐溫的影響，實(shí)際樓板散熱的熱流密度大于計(jì)算值.因?yàn)槟M中忽略了混凝土樓板中水分蒸發(fā)會(huì)帶走部分熱量，所以FDS模擬爐溫在火災(zāi)初期高于實(shí)驗(yàn)爐溫.在火災(zāi)后期，當(dāng)混凝土樓板內(nèi)的水分蒸干后，水分蒸發(fā)對(duì)爐溫的影響消失，實(shí)驗(yàn)爐溫最終與模擬爐溫接近.

通過FDS對(duì)火爐的模擬還可了解火爐內(nèi)部的溫度場(chǎng)分布和爐室內(nèi)部的溫度云，如圖8所示.由圖8可知：爐室內(nèi)煙道口的溫度高出爐室內(nèi)其他區(qū)域的溫度.在爐室內(nèi)溫度趨于穩(wěn)定后，煙道口的溫度高于平均爐溫約87 ℃，并一直保持高于平均爐溫的趨勢(shì)(圖7).這是因?yàn)樵诨馂?zāi)實(shí)驗(yàn)爐內(nèi)，天然氣燃燒產(chǎn)生的高溫?zé)煔庾罱K都要從煙道口排出爐室，高溫?zé)煔鈺?huì)高速地從煙道口通過，導(dǎo)致煙道口的溫度波動(dòng)比較劇烈.因此，相對(duì)于爐室的其他區(qū)域，煙道口所受到的熱對(duì)流和熱輻射也相對(duì)更多，煙道口的溫度往往更高，更容易被損壞.在華僑大學(xué)水平火災(zāi)實(shí)驗(yàn)爐使用過程中，煙道口頻繁的損壞也印證了這一點(diǎn).

圖7 FDS模擬火災(zāi)實(shí)驗(yàn)爐溫度曲線 圖8 FDS模擬爐室內(nèi)溫度云圖 Fig.7 Furnace temperature curve Fig.8 Furnace temperature contour simulated by FDS simulated by FDS

為了分析和計(jì)算方便，通常認(rèn)為火災(zāi)實(shí)驗(yàn)爐內(nèi)是均勻溫度場(chǎng)，爐內(nèi)各區(qū)域的溫度相同，試件處于均勻溫度場(chǎng)中，試件內(nèi)的溫度場(chǎng)也是均勻溫度場(chǎng).因此,將混凝土樓板的受熱問題簡(jiǎn)化為一維傳熱問題.模擬結(jié)果顯示，樓板在火災(zāi)實(shí)驗(yàn)爐內(nèi)所受火災(zāi)為非均勻溫度場(chǎng)火災(zāi)，樓板受火面的溫度云圖,如圖9所示.

由圖9可知：在靠近噴嘴噴出火焰區(qū)域的溫度明顯高于其他區(qū)域的溫度，這主要是因?yàn)榭拷鹧娴膮^(qū)域受到的熱輻射和熱對(duì)流更加強(qiáng)烈，所以，該區(qū)域的溫度也會(huì)較高.在試驗(yàn)過程中，不同位置的熱電偶測(cè)點(diǎn)升溫曲線也不同，靠近燃燒機(jī)噴出火焰位置的測(cè)點(diǎn)溫度明顯更高(圖4)，這一試驗(yàn)現(xiàn)象與模擬結(jié)果相吻合.

模擬火爐中各測(cè)點(diǎn)的升溫曲線,如圖10所示.當(dāng)需要對(duì)非均勻溫度場(chǎng)下結(jié)構(gòu)分析進(jìn)行研究時(shí)，通過傳統(tǒng)的火災(zāi)實(shí)驗(yàn)爐很難測(cè)得整體結(jié)構(gòu)的溫度場(chǎng)數(shù)據(jù)，而FDS數(shù)值模擬則可以解決這一難題.

圖9 樓板受火面的溫度云圖 圖10 模擬火爐中各測(cè)點(diǎn)升溫曲線 Fig.9 Temperature contour of slab fire side Fig.10 Simulation temperature of each thermocouple in the furnace

3 結(jié)論

基于改進(jìn)熱平衡法，使用FDS對(duì)混凝土樓板火災(zāi)試驗(yàn)過程進(jìn)行模擬，研究水平爐內(nèi)部的溫度場(chǎng)分布，驗(yàn)證FDS模擬火災(zāi)實(shí)驗(yàn)爐的準(zhǔn)確性，主要得到以下3點(diǎn)結(jié)論.

1) 通過改進(jìn)熱平衡法計(jì)算天然氣供應(yīng)速率來控制燃燒機(jī)的輸出熱功率，可以使FDS按照設(shè)定的升溫曲線模擬真實(shí)火災(zāi)實(shí)驗(yàn)爐，模擬平均爐溫與試驗(yàn)平均爐溫最終誤差為2.2%(22 ℃).

2) 水平爐內(nèi)的高溫?zé)煔飧咚龠M(jìn)入煙道，煙道口區(qū)域受到的熱對(duì)流和熱輻射較強(qiáng)，煙道口的溫度高于平均爐溫約87 ℃.因此，煙道與爐墻連接區(qū)域的設(shè)計(jì)耐火極限應(yīng)高于平均爐溫，否則，煙道口容易因溫度過高而發(fā)生損壞.

3) 火災(zāi)實(shí)驗(yàn)爐內(nèi)各熱電偶測(cè)點(diǎn)的升溫曲線不同，說明火災(zāi)實(shí)驗(yàn)爐內(nèi)為非均勻溫度場(chǎng)，這與FDS模擬結(jié)果相吻合，通過FDS模擬可以得到火災(zāi)實(shí)驗(yàn)爐內(nèi)部及樓板受火面的非均勻溫度場(chǎng)數(shù)據(jù).在使用有限元軟件對(duì)混凝土板進(jìn)行數(shù)值模擬時(shí)，可以考慮引入FDS模擬的溫度場(chǎng)數(shù)據(jù)來研究非均勻溫度場(chǎng)對(duì)混凝土板力學(xué)性能的影響.