鋼筋混凝土地鐵上蓋平臺(tái)車輛火災(zāi)模擬試驗(yàn)

吳明洋，余 敏,2，唐 智,2，方 正,2，徐浩銘

(1.武漢大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，武漢 430072；2.湖北省城市綜合防災(zāi)與消防救援工程技術(shù)研究中心(武漢大學(xué))，武漢 430072)

當(dāng)今土地資源日益緊缺，最大化利用城市用地有十分積極的意義。地鐵上蓋物業(yè)既能綜合利用土地，也能帶動(dòng)片區(qū)的區(qū)域規(guī)劃[1]。地鐵上蓋物業(yè)是針對(duì)軌道交通車輛段的開(kāi)發(fā)模式[2-4]，指修建建筑物直接與軌道交通出入口相連，將地上建筑物疊加建造于車輛段和地下車庫(kù)的上蓋平臺(tái)之上，利用軌道交通車輛段的上部空間布置住宅或商用建筑。這種結(jié)構(gòu)如果發(fā)生火災(zāi),對(duì)建筑結(jié)構(gòu)的破壞以及對(duì)人民群眾財(cái)產(chǎn)與生命造成的威脅不可估量。不同于普通的樓板，上蓋平臺(tái)除了是平臺(tái)上建筑物與車輛段的分隔結(jié)構(gòu)，也作為疏散區(qū)域保障群眾的安全，同時(shí)也是消防車專用道的設(shè)置點(diǎn),其抗火性能對(duì)建筑防火設(shè)計(jì)意義重大。當(dāng)板厚為120 mm，保護(hù)層厚度為20 mm時(shí)，現(xiàn)行規(guī)范[5]對(duì)現(xiàn)澆整體式梁板僅作出了耐火極限為2.65 h的規(guī)定，對(duì)上蓋平臺(tái)而言，其耐火等級(jí)應(yīng)比一般樓板要高。

鋼筋混凝土上蓋平臺(tái)主要由連續(xù)的梁板構(gòu)成，目前鋼筋混凝土梁或板構(gòu)件耐火研究相對(duì)豐富，如：由文獻(xiàn)[6-8]的研究結(jié)果可知，鋼筋混凝土梁耐火極限與破壞形態(tài)受到升溫方式、荷載比、板寬等多種因素的影響。文獻(xiàn)[9-10]表明，鋼筋混凝土板件在火災(zāi)下的破壞模式受到配筋與試件形狀的影響。文獻(xiàn)[11-12]分別針對(duì)單向板與雙向板進(jìn)行了抗火試驗(yàn)研究，由試驗(yàn)結(jié)果可知彎曲應(yīng)力是樓板在火災(zāi)下跨中平面外位移主要的主要影響因素，在薄膜效應(yīng)的影響下樓板的抗火性能得到了提升。上述研究主要以單個(gè)構(gòu)件在標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)下的耐火性能為主，無(wú)法反映真實(shí)火災(zāi)溫度場(chǎng)分布及演化情況。標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)試驗(yàn)主要關(guān)注梁板柱等構(gòu)件的單獨(dú)抗火性能表現(xiàn)而沒(méi)有考慮結(jié)構(gòu)的整體性能，具有一定的局限性。

為較好反映火災(zāi)下的火災(zāi)場(chǎng)景和結(jié)構(gòu)響應(yīng)，進(jìn)行結(jié)構(gòu)的火災(zāi)模擬試驗(yàn)是一種十分必要且有效的手段[13-14]。如：文獻(xiàn)[15]利用地下綜合體的縮尺寸模型，得到了在火災(zāi)條件下火災(zāi)與煙氣蔓延趨勢(shì)的模擬結(jié)果。相較于縮尺寸試驗(yàn)，全尺寸火災(zāi)試驗(yàn)花費(fèi)昂貴，試驗(yàn)難度大，但更貼近實(shí)際情況。如：文獻(xiàn)[16]進(jìn)行了3層鋼框架結(jié)構(gòu)足尺模型受火試驗(yàn)，分析了整體結(jié)構(gòu)的溫度分布情況。文獻(xiàn)[17]的全尺寸試驗(yàn)結(jié)果表明，與常溫條件相比，火災(zāi)產(chǎn)生的薄膜效應(yīng)對(duì)保持結(jié)構(gòu)整體性有更明顯的有利作用。在火災(zāi)全尺寸試驗(yàn)中，被報(bào)道得較多的是英國(guó)房屋建筑研究所(BRE)進(jìn)行的Cardington試驗(yàn)[18-20]，試驗(yàn)結(jié)果表明:構(gòu)件在整體結(jié)構(gòu)中時(shí)的抗火性能較單個(gè)構(gòu)件要更強(qiáng)，這使得火災(zāi)下試驗(yàn)結(jié)構(gòu)在溫度極高以及豎向位移較大的情況下仍保持了整體不被破壞。此外，BRE在另一次全尺寸試驗(yàn)中[21-23]進(jìn)一步研究了火災(zāi)下鋼筋混凝土樓板在整體結(jié)構(gòu)中的薄膜效應(yīng)，結(jié)果表明，相較于屈服線理論的計(jì)算結(jié)果，試驗(yàn)中鋼筋混凝土板的抗火性能更加優(yōu)異,承載力也大大提高。模擬試驗(yàn)?zāi)芊从痴w結(jié)構(gòu)在火災(zāi)下的行為，相較于單個(gè)構(gòu)件作為研究對(duì)象的抗火試驗(yàn)更接近真實(shí)火災(zāi)情形。

受限于試驗(yàn)成本與難度，火災(zāi)模擬試驗(yàn)無(wú)法應(yīng)用于所有工程，而數(shù)值模擬不受試驗(yàn)條件的限制，因此數(shù)值模擬在火災(zāi)試驗(yàn)中的應(yīng)用對(duì)進(jìn)行研究與驗(yàn)證結(jié)果具有重要補(bǔ)充意義。國(guó)內(nèi)外學(xué)者通過(guò)數(shù)值模擬對(duì)混凝土梁板構(gòu)件抗火性能進(jìn)行了廣泛研究，如：文獻(xiàn)[24]提出了一種非線性有限元程序，用于預(yù)測(cè)火災(zāi)條件下梁截面的溫度分布情況。文獻(xiàn)[25]對(duì)鋼筋混凝土梁在火災(zāi)下的行為特征進(jìn)行了模擬研究，指出增加保護(hù)層厚度可增大耐火極限。文獻(xiàn)[26-28]分別完成了構(gòu)件在火災(zāi)下模型的建立，可以較為精準(zhǔn)低預(yù)測(cè)鋼筋混凝土柱與板構(gòu)件的耐火極限，并對(duì)升溫過(guò)程中構(gòu)件內(nèi)的溫度分布進(jìn)行計(jì)算。真實(shí)火災(zāi)影響因素繁多，情況復(fù)雜，在條件允許的前提下，采用試驗(yàn)和模擬相結(jié)合的方式是研究火災(zāi)的優(yōu)選。

與此同時(shí)，國(guó)民機(jī)動(dòng)車保有量越來(lái)越高，汽車火災(zāi)在火災(zāi)事故中的比例也越來(lái)越高。由文獻(xiàn)[29]可知，汽車火災(zāi)比其他火災(zāi)更容易蔓延。上蓋物業(yè)開(kāi)發(fā)模式逐漸出現(xiàn)在各大城市，上蓋平臺(tái)作為其中抗火設(shè)計(jì)的重要環(huán)節(jié)，值得關(guān)注與研究。文獻(xiàn)[30]提出增加梁板構(gòu)件保護(hù)層厚度等方法使上蓋平臺(tái)達(dá)到4 h的耐火極限。但是目前關(guān)于此類結(jié)構(gòu)的防火設(shè)計(jì)無(wú)明確統(tǒng)一的設(shè)計(jì)規(guī)范，以此類結(jié)構(gòu)作為研究對(duì)象的火災(zāi)試驗(yàn)更是鮮有報(bào)道。

基于目前的研究現(xiàn)狀，本文進(jìn)行了車輛段上蓋平臺(tái)的縮尺寸火災(zāi)試驗(yàn)并對(duì)該情況下的耐火試驗(yàn)進(jìn)行了數(shù)值模擬，通過(guò)對(duì)火災(zāi)試驗(yàn)燃燒過(guò)程及現(xiàn)象，不同溫度測(cè)點(diǎn)與變形測(cè)點(diǎn)的數(shù)據(jù)等相關(guān)信息的分析，得到了地鐵上蓋平臺(tái)車輛火災(zāi)的特點(diǎn)，對(duì)該情況下的滅火救援工作具有一定的指導(dǎo)意義。

1 上蓋平臺(tái)車輛火災(zāi)模擬試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 上蓋平臺(tái)的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

該試驗(yàn)以武漢某地鐵車輛段上蓋綜合開(kāi)發(fā)項(xiàng)目為試驗(yàn)設(shè)計(jì)對(duì)象。按照項(xiàng)目要求，上蓋平臺(tái)的梁、板等承重構(gòu)件的耐火極限應(yīng)不小于3 h，而現(xiàn)行規(guī)范[5]中沒(méi)有樓板及非預(yù)應(yīng)力連續(xù)梁耐火極限為3 h的規(guī)定，則在工程竣工驗(yàn)收前開(kāi)展現(xiàn)場(chǎng)模擬試驗(yàn)。實(shí)際工程中各樓板短邊尺寸從2.65～4.5 m，考慮到試驗(yàn)的成本和難度，在此選取具有代表性的尺寸為4 m×4 m的樓板進(jìn)行試驗(yàn)。樓板用磚墻簡(jiǎn)支固定，為聚集熱量，采用小室燃燒試驗(yàn)方法，高度比尺按1∶2.5，考慮施工方便，高度取2.7 m。

擬采用面包車作為火源模擬地鐵車廂燃燒的火災(zāi)場(chǎng)景，為充分滿足面包車燃燒時(shí)補(bǔ)風(fēng)排煙的需要，本模型室預(yù)留兩個(gè)2.0 m×0.9 m的洞口，經(jīng)前期論證，該開(kāi)口布置可為面包車燃燒提供充足氧氣，使得火源功率達(dá)到設(shè)計(jì)規(guī)模，進(jìn)而在模型室各結(jié)構(gòu)構(gòu)件處形成最不利高溫環(huán)境。試驗(yàn)?zāi)Ｐ褪疽鈭D見(jiàn)圖1(a)。

根據(jù)現(xiàn)有規(guī)范[5]，樓板的耐火極限主要與混凝土保護(hù)層厚度和樓板厚度有關(guān)。在進(jìn)行耐火縮尺模型設(shè)計(jì)時(shí)保持保護(hù)層厚度和樓板厚度與實(shí)際工程一致，反映真實(shí)結(jié)構(gòu)的耐火性能。本次現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)樓板的板厚為200 mm，保護(hù)層厚度為20 mm。

1)加載方式及荷載設(shè)計(jì)：實(shí)際工程中各樓板受到的荷載很大，其中恒載標(biāo)準(zhǔn)值從24～46 kN/mm2，活荷載從16～20 kN/mm2，現(xiàn)場(chǎng)條件無(wú)法滿足。因此，對(duì)于此戶外模擬荷載試驗(yàn)，采用先根據(jù)現(xiàn)在條件確定可以施加的外部荷載，再根據(jù)該荷載和樓板自重進(jìn)行板的配筋設(shè)計(jì)，從而保證試驗(yàn)荷載比和實(shí)際工程一致，即荷載比等于荷載標(biāo)準(zhǔn)組合除以荷載基本組合，均布荷載的施加可以通過(guò)沙袋或填土來(lái)實(shí)現(xiàn)，試驗(yàn)荷載設(shè)計(jì)值取6.0 kPa，根據(jù)該荷載值進(jìn)行配筋設(shè)計(jì)。

2)樓板配筋設(shè)計(jì)：鋼筋混凝土等級(jí)為C40，梁截面尺寸為350 mm×400 mm，采用1.35×樓板自重+1.4×填土荷載作為設(shè)計(jì)荷載，對(duì)四面簡(jiǎn)支的該樓板進(jìn)行配筋設(shè)計(jì)，樓板配筋：板面配筋為雙向10@180，板底配筋為雙向10@150，結(jié)構(gòu)配筋設(shè)計(jì)見(jiàn)圖1(b)。

上述加載荷載考慮了該樓板能承受的所有荷載，總體上該取值為樓板標(biāo)準(zhǔn)耐火試驗(yàn)中最不利的荷載取值。最終結(jié)構(gòu)見(jiàn)圖1(c)。

圖1 縮尺模型結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)Fig.1 Design of scale model

1.2 車輛火災(zāi)的火源設(shè)計(jì)

EUREKA EU499項(xiàng)目[31]中地鐵車廂火災(zāi)試驗(yàn)是本試驗(yàn)火源設(shè)計(jì)的參照。根據(jù)該項(xiàng)目研究結(jié)果，地鐵車廂的熱釋放速率峰值為35 MW。在該試驗(yàn)中采用了德國(guó)地鐵鋁制結(jié)構(gòu)車廂(長(zhǎng)18 m、寬2.8 m、高3 m)，共有40個(gè)采用聚氨酯泡沫制成的座位(共210 kg)，座位總熱值為6 000 MJ，車廂總熱值為41 300 MJ。顯然我國(guó)地鐵并不存在如此多的可燃物，但根據(jù)保守原則，仍然以此作為火源設(shè)計(jì)參照。根據(jù)Froude相似律，火源功率的相似準(zhǔn)則為[32]

(1)

為了滿足耐火試驗(yàn)熱釋放速率在200 kW以上并保持穩(wěn)定燃燒時(shí)間達(dá)到180 min的要求，本試驗(yàn)采用了普通7座面包車和自行設(shè)計(jì)的丙烷燃?xì)庀到y(tǒng)相結(jié)合的方式來(lái)模擬真實(shí)火災(zāi)。具體為：1)面包車(見(jiàn)圖2(a))，有效燃燒時(shí)間約為65 min。在第二排座位下放置一油盤(pán)，用以盛放點(diǎn)燃車廂的甲醇；2)丙烷燃?xì)庀到y(tǒng)(見(jiàn)圖2(b))，作為補(bǔ)充火源維持設(shè)計(jì)耐火時(shí)間至180 min，通過(guò)流量控制火源熱釋放速率維持溫度。1 m3丙烷的高熱值是50 kJ，燃燒室預(yù)留有兩個(gè)2.0 m×0.9 m的孔洞通風(fēng)，燃燒器燃燒效率可按90%計(jì)算，要達(dá)到的熱釋放速率為200 kW的要求，最終本試驗(yàn)中丙烷流量需控制在7.84 m3/h。燃燒器通過(guò)金屬管道跟模型室外的流量計(jì)相連，并在流量計(jì)后設(shè)置燃?xì)馊ㄩy分別通過(guò)軟管接到氣瓶。

圖2 試驗(yàn)的火源設(shè)計(jì)Fig.2 Fire source design for the test

1.3 試驗(yàn)的測(cè)量方案設(shè)計(jì)

1.3.1 室內(nèi)的溫度測(cè)點(diǎn)布置

為了準(zhǔn)確捕捉車輛火災(zāi)下室內(nèi)各位置的升溫過(guò)程，在樓板底部以及室內(nèi)不同高度布置鎧裝K型熱電偶。試驗(yàn)?zāi)Ｐ褪覂?nèi)共布置8個(gè)測(cè)點(diǎn)，測(cè)點(diǎn)布置見(jiàn)圖3(a)。測(cè)點(diǎn)T12～T15布置在模型室頂部，距四個(gè)角部距離為400 mm×400 mm，測(cè)點(diǎn)T16位于樓板中心；T14及T13正下方7 cm處分別設(shè)置一個(gè)測(cè)點(diǎn)(T17、T18)；另外面包車頂棚下還布置一個(gè)測(cè)點(diǎn)(T19)，用于監(jiān)測(cè)試驗(yàn)燃燒時(shí)面包車車廂內(nèi)的實(shí)時(shí)溫度。板底面熱電偶綁扎在鋼筋支架上進(jìn)行定位，現(xiàn)場(chǎng)熱電偶布置見(jiàn)圖3(b)。

圖3 試驗(yàn)?zāi)Ｐ褪覂?nèi)溫度測(cè)點(diǎn)布置(mm)Fig.3 Layout of indoor temperature measuring points (mm)

此外，設(shè)置一臺(tái)NEC TH51-707的熱成像儀來(lái)拍攝模型室表面的溫度場(chǎng)，在離模型室西南角約20 m處進(jìn)行拍攝。

1.3.2 樓板結(jié)構(gòu)的溫度和變形測(cè)量

為監(jiān)測(cè)火災(zāi)下鋼筋混凝土樓板內(nèi)的溫度情況，提前在板內(nèi)布置非鎧裝K型熱電偶，線芯0.3 mm，具體位置見(jiàn)圖4，其中測(cè)點(diǎn)T9、T10、T11處打孔深度為10 cm，測(cè)點(diǎn)T5、T6、T7、T8處打孔深度為15 cm，圖中圓圈示意打孔位置。具體安裝過(guò)程為：鉆取直徑32 mm的孔洞至指定深度，放入熱電偶后用水泥砂漿進(jìn)行密封。

圖4 鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的熱電偶布置(mm)Fig.4 Thermocouple layout of reinforced concrete structure (mm)

樓板中心點(diǎn)豎向變形大于其它部位，為試驗(yàn)中位移測(cè)點(diǎn)的主要部位，同時(shí)在板邊緣距四個(gè)角部距離為400 mm×400 mm處分別布置4個(gè)位移測(cè)點(diǎn)，測(cè)點(diǎn)布置圖和實(shí)物圖見(jiàn)圖5。

圖5 鋼筋混凝土樓板頂面位移測(cè)點(diǎn)布置(mm)Fig.5 Displacement measurement of the top surface of the reinforced concrete floor (mm)

2 上蓋平臺(tái)模擬火災(zāi)試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 火災(zāi)試驗(yàn)的過(guò)程和現(xiàn)象

火災(zāi)全過(guò)程見(jiàn)圖6，整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程持續(xù)時(shí)間為3 h。試驗(yàn)分為兩個(gè)階段，首先引燃面包車，待面包車燃燒完時(shí)開(kāi)啟燃燒器，維持試驗(yàn)?zāi)Ｐ褪覂?nèi)溫度直至試驗(yàn)結(jié)束。試驗(yàn)第一階段見(jiàn)圖6(a)、(b)，點(diǎn)火后車廂內(nèi)飾迅速被甲醇引燃，火焰瞬間充滿整個(gè)車廂，隨著火勢(shì)的蔓延，車廂內(nèi)飾中的聚合物燃燒產(chǎn)生了大量黑煙，車廂的燃燒進(jìn)入穩(wěn)定階段。在試驗(yàn)進(jìn)行大約50 min時(shí)，面包車車身的可燃物燃燒殆盡，僅輪胎處還有部分殘余，模型房間內(nèi)溫度下降，此時(shí)開(kāi)啟燃?xì)庀到y(tǒng)，試驗(yàn)進(jìn)入第二階段。如圖6(c)所示，燃?xì)庀到y(tǒng)開(kāi)啟之后，為減小試驗(yàn)?zāi)Ｐ褪业膶?duì)流散熱，維持室內(nèi)高溫，靠近燃燒器的通風(fēng)口用防火板封堵。之后燃?xì)庀到y(tǒng)持續(xù)工作，直至試驗(yàn)進(jìn)行到180 min結(jié)束。圖6(d)為試驗(yàn)結(jié)束后模型室內(nèi)狀態(tài)，可以看到面包車所有可燃物均完全燃燒，車身僅剩金屬框架及其附件。

圖6 車輛火災(zāi)全過(guò)程Fig.6 Whole process of vehicle fire

在試驗(yàn)整個(gè)過(guò)程中，采用熱成像儀對(duì)模型室外側(cè)墻壁溫度分布進(jìn)行了拍攝，圖7為不同時(shí)刻模型室外壁溫度云圖，從圖7可知，位于模型室南側(cè)外壁的a點(diǎn)處溫度值在試驗(yàn)過(guò)程中從25.9 ℃逐漸升高至39.6 ℃。

圖7 不同時(shí)刻模型室外壁溫度云圖Fig.7 Temperature distribution of outside wall at different moments

2.2 溫度分布監(jiān)測(cè)結(jié)果及分析

2.2.1 模型室內(nèi)溫度分布監(jiān)測(cè)結(jié)果

T12～T19為室內(nèi)溫度測(cè)點(diǎn)，其中T12～T16樓板底面測(cè)點(diǎn)，可視作樓板結(jié)構(gòu)的一部分，此處僅分析T17～T19的溫度監(jiān)測(cè)結(jié)果。測(cè)點(diǎn)T17～T19測(cè)得室內(nèi)各點(diǎn)升溫曲線見(jiàn)圖8。

圖8 室內(nèi)溫度數(shù)據(jù)結(jié)果Fig.8 Indoor temperature of different measuring points

在試驗(yàn)第一階段，面包車車廂被點(diǎn)燃之后，室內(nèi)測(cè)點(diǎn)的溫度急劇上升，很快達(dá)到了峰值，其中位于面包車廂內(nèi)頂棚的測(cè)點(diǎn)T19溫升最大。由于面包車車內(nèi)各處可燃物分布有所差異，且測(cè)點(diǎn)距面包車的距離不同，不同位置測(cè)點(diǎn)的溫度變化曲線有所不同，但變化趨勢(shì)基本一致。此后，隨著面包車車身的可燃物逐漸消耗，火源熱釋放速率逐漸減小，各測(cè)點(diǎn)的溫度也隨之降低，當(dāng)試驗(yàn)進(jìn)行到50 min時(shí)，面包車燃燒基本結(jié)束，室內(nèi)各測(cè)點(diǎn)溫度降到200 ℃以下，試驗(yàn)開(kāi)始進(jìn)入第二階段。

在試驗(yàn)第二階段，即丙烷燃燒階段，T17、T18測(cè)點(diǎn)溫度有所回升，且一直維持到試驗(yàn)結(jié)束。因?yàn)槿紵魑挥诿姘囄鱾?cè)，所以該階段西側(cè)測(cè)點(diǎn)(T17)較東側(cè)測(cè)點(diǎn)溫度(T18)高；測(cè)點(diǎn)T19位于車廂頂棚內(nèi)，高度較低且受丙烷燃燒產(chǎn)生的羽流影響較小，溫度呈下降趨勢(shì)，且低于其他測(cè)點(diǎn)溫度。

將本試驗(yàn)與EUREKA EU499項(xiàng)目[31]中35 MW地鐵車廂火災(zāi)試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比分析。熱釋放速率和溫度有很強(qiáng)的相關(guān)性，圖8所示溫度曲線基本可以反映本試驗(yàn)火源功率隨時(shí)間的變化趨勢(shì)。圖9為EUREKA EU499項(xiàng)目中熱釋放速率曲線，對(duì)比圖8中測(cè)點(diǎn)T19的溫度變化曲線和圖9熱釋放速率曲線可知它們的變化趨勢(shì)基本一致，表明本試驗(yàn)所采用的火源可以較好地反映地鐵車廂的燃燒過(guò)程。

圖9 全尺寸地鐵車廂試驗(yàn)熱釋放速率曲線Fig.9 Heat release rate curve of full-scale metro car test

此外，EUREKA EU499項(xiàng)目[31]試驗(yàn)研究結(jié)果表明，在該熱釋放速率區(qū)間，車廂頂棚溫度峰值為800～1 060 ℃，與本試驗(yàn)中圖8顯示的面包車頂棚的溫度峰值相當(dāng)。

綜上所述，本項(xiàng)目所設(shè)計(jì)的火源條件成功地模擬出地鐵車廂燃燒過(guò)程及車廂內(nèi)的溫度峰值。

2.2.2 樓板結(jié)構(gòu)溫度分布監(jiān)測(cè)結(jié)果

圖10為測(cè)點(diǎn)T1～T16測(cè)得的樓板結(jié)構(gòu)中各測(cè)點(diǎn)的升溫曲線。

圖10 樓板溫度數(shù)據(jù)結(jié)果Fig.10 Floor temperature of different measuring points

測(cè)點(diǎn)T1～T3曲線為板頂溫度，試驗(yàn)開(kāi)始后板頂面溫度緩慢升高，三測(cè)點(diǎn)溫度曲線變化趨勢(shì)保持一致，板頂面溫度保持均勻分布，最終維持在52 ℃左右；測(cè)點(diǎn)T5～T11為板內(nèi)溫度測(cè)點(diǎn)，板內(nèi)各測(cè)點(diǎn)的溫度均平緩升高，且分布均勻；測(cè)點(diǎn)T12～T16為樓板底面的升溫曲線，試驗(yàn)開(kāi)始后板底溫度迅速上升，在6 min左右達(dá)到峰值溫度，約為780 ℃；隨著面包車完全燃燒，室內(nèi)溫度逐漸下降，至試驗(yàn)開(kāi)始后50 min，板底溫度降低至150 ℃左右；點(diǎn)燃丙烷后，室內(nèi)溫度又逐漸回升，最終保持穩(wěn)定不變。由室內(nèi)溫度監(jiān)測(cè)結(jié)果可知，位于距樓板7 cm處的測(cè)點(diǎn)T17、T18測(cè)點(diǎn)的溫度與其分別的對(duì)應(yīng)的T14、T13測(cè)點(diǎn)溫度相差不大，說(shuō)明在房間內(nèi)上部空間(樓板下表面至板下7 cm范圍內(nèi))的溫度沿豎向分布較為平均。由于燃?xì)饣鹪吹奈恢迷谑覂?nèi)靠西一側(cè)(即靠近測(cè)點(diǎn)T12、T14)，后續(xù)各測(cè)點(diǎn)升溫幅值有所差別；總體而言，試驗(yàn)樓板底面升溫基本保持一致。

2.3 結(jié)構(gòu)變形曲線結(jié)果及分析

結(jié)構(gòu)各測(cè)點(diǎn)變形見(jiàn)圖11?；馂?zāi)試驗(yàn)前期，樓板溫度迅速上升，由于材料膨脹及上部荷載的作用，板頂面的豎向變形發(fā)展較快，受火30 min時(shí)豎向位移發(fā)展到最大值；后期室內(nèi)溫度基本維持在300 ℃以下，混凝土材料膨脹停滯，在上部荷載作用下，板頂位移基本維持保持不變，其中測(cè)點(diǎn)V1、V2、V4、V5測(cè)得樓板角部變形較小，最大約為2 mm，測(cè)點(diǎn)V3測(cè)得板中心位移，最大約為10 mm。結(jié)構(gòu)的總體變形比較小，結(jié)構(gòu)保持完好，說(shuō)明該結(jié)構(gòu)可以滿足3 h的模擬真實(shí)火災(zāi)的要求。

圖11 試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)位移曲線Fig.11 Vertical displacement of different measuring points

2.4 試驗(yàn)后結(jié)構(gòu)的損傷情況

試驗(yàn)后結(jié)構(gòu)整體損傷情況如圖12所示，火災(zāi)試驗(yàn)進(jìn)行到3 h，停止燃燒丙烷，模型室整體結(jié)構(gòu)保持完整，沒(méi)有出現(xiàn)結(jié)構(gòu)坍塌和鋼筋保護(hù)層剝落等現(xiàn)象，外墻體靠近洞口及上部女兒墻位置出現(xiàn)較多裂縫，鋼筋混凝土樓板由于受火產(chǎn)生膨脹，導(dǎo)致上部女兒墻與梁連接處出現(xiàn)較大裂縫。

圖12 試驗(yàn)后整體結(jié)構(gòu)受損情況Fig.12 Damage in different parts of the structure after fire

停止試驗(yàn)后，待室內(nèi)溫度降至約30 ℃時(shí)，觀察模型室內(nèi)壁及樓板底面的受火情況。樓板底面抹灰層完全開(kāi)裂，部分已經(jīng)剝落，混凝土沒(méi)有剝落現(xiàn)象，底板出現(xiàn)細(xì)微裂縫。可以判定鋼筋混凝土樓板結(jié)構(gòu)屬于輕微受損，除了裝修層外的其他部分受損并不嚴(yán)重。

該樓板結(jié)構(gòu)在3 h的模擬真實(shí)火災(zāi)作用下，板頂面豎向位移較小，滿足3 h的耐火極限要求；火災(zāi)試驗(yàn)后，受火面樓板沒(méi)有混凝土大面積脫落的現(xiàn)象，結(jié)構(gòu)保持較好的完整性。

3 上蓋平臺(tái)結(jié)構(gòu)模擬火災(zāi)試驗(yàn)的模擬分析

3.1 上蓋平臺(tái)結(jié)構(gòu)的火災(zāi)試驗(yàn)數(shù)值模擬

為了對(duì)現(xiàn)場(chǎng)耐火試驗(yàn)結(jié)構(gòu)進(jìn)行更為詳細(xì)的分析，采用大型通用有限元軟件對(duì)樓板的受火情況進(jìn)行了耐火模擬，并建立了高溫條件下的熱力耦合計(jì)算模型，其中混凝土樓板采用分層殼單元，鋼筋采用Rebar layer的方式嵌入到混凝土板中，鋼筋與混凝土的熱工參數(shù)和材料本構(gòu)模型均參考?xì)W洲規(guī)范EC2[33]取值。在保證收斂的前提下，采用強(qiáng)耦合的計(jì)算方法。更多關(guān)于建模的細(xì)節(jié)詳見(jiàn)作者前期論文[34]。

本試驗(yàn)實(shí)測(cè)升溫曲線最高溫度約780 ℃且維持時(shí)間較短，到了后期溫度降到約300 ℃，而標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)升溫最高接近1 200 ℃，且無(wú)下降。為驗(yàn)證分層殼單元模型是否適用，對(duì)熱邊界條件進(jìn)行了必要的調(diào)整，具體為：樓板底面為受火面，為了和試驗(yàn)一致，直接采用第一類邊界條件，即直接輸入板底的實(shí)測(cè)溫度；對(duì)于樓板頂面，由于溫度變化不大，按常溫環(huán)境考慮，采取對(duì)流與輻射邊界條件，其中對(duì)流換熱系數(shù)取8 W/(m2K)，表面發(fā)射率取0.7，通過(guò)后面的比較證明該處理可行。其他參數(shù)如單元類型、材料參數(shù)等和標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)模擬一致，詳見(jiàn)文獻(xiàn)[34]。

鋼筋混凝土樓板火災(zāi)下的變形見(jiàn)圖13，其中板的變形為放大10倍后的結(jié)果。有限元得到的溫度場(chǎng)和變形結(jié)果與試驗(yàn)的對(duì)比見(jiàn)圖14。

圖13 火災(zāi)下樓板的應(yīng)力云圖Fig.13 Stress distribution of the floor under fire

由圖14(a)～(c)可知：樓板頂面及板厚中部溫度測(cè)量結(jié)果與有限元計(jì)算得到的升溫曲線的趨勢(shì)一致，但數(shù)值略有差異，這主要是因?yàn)楝F(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)混凝土內(nèi)部測(cè)點(diǎn)溫度在100 ℃左右，混凝土中水分的氣化和流動(dòng)目前還很難一一考慮，同時(shí)按規(guī)范采用的材料參數(shù)取值和實(shí)際構(gòu)件可能也存在一定的差異。但是總體溫度場(chǎng)的模擬結(jié)果和試驗(yàn)基本吻合，相關(guān)偏差在合理范圍內(nèi)。

試驗(yàn)變形曲線和有限元計(jì)算的結(jié)果對(duì)比見(jiàn)圖14(d)，試驗(yàn)開(kāi)始30 min內(nèi)，樓板溫度快速升高，板中心點(diǎn)處位移也快速增加，有限元計(jì)算結(jié)果曲線與試驗(yàn)曲線保持一致；試驗(yàn)進(jìn)行到30 min時(shí)，由于樓板溫度基本穩(wěn)定在300 ℃左右，溫度較低，樓板變形也保持在峰值10 mm左右。在有限元模型中，邊界條件為四邊簡(jiǎn)支時(shí)，板跨中位置最大變形可以達(dá)到15.4 mm；現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)中樓板跨中的最大變形值約為10 mm，稍小于有限元計(jì)算結(jié)果，可能的原因是：試驗(yàn)邊界是介于簡(jiǎn)支和固支之間的一種復(fù)雜邊界條件，在數(shù)值模擬中很難做到，在此采用簡(jiǎn)支的邊界條件是基本合理且偏于安全的。

圖14 有限元和試驗(yàn)結(jié)果的比較Fig.14 Comparison of finite element analysis and test results

試驗(yàn)中位移測(cè)點(diǎn)V1、V2、V4、V5對(duì)稱布置在樓板四角，現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量結(jié)果受風(fēng)速、荷載分布等條件影響而有部分偏差，總體上，四個(gè)測(cè)點(diǎn)的最大位移均在1～2 mm，有限元計(jì)算結(jié)果與之相吻合。

綜述可知,根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)的真實(shí)情況，對(duì)該試驗(yàn)進(jìn)行的有限元數(shù)值模擬驗(yàn)證的計(jì)算得到的變形曲線和溫度曲線結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果比較一致，進(jìn)一步驗(yàn)證了所采用的有限元模型的可信性。

3.2 標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)下的模擬分析

為進(jìn)一步分析試驗(yàn)樓板在標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)下的耐火性能，在此對(duì)ISO-834標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)下的耐火過(guò)程進(jìn)行計(jì)算，得到鋼筋混凝土樓板溫度場(chǎng)和板頂位移曲線如圖15。由圖15可知：在ISO-834標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)升溫曲線下，鋼筋混凝土樓板底面溫度上升較快，最高溫度在1 100 ℃以上，板內(nèi)距板頂150 mm處的溫度最高達(dá)到350 ℃，均高于試驗(yàn)火災(zāi)中測(cè)得的溫度值。標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)下的樓板變形發(fā)展較快，樓板中心最大豎向位移達(dá)到69 mm，角部測(cè)點(diǎn)位置變形最大為13 mm，兩個(gè)部位的變形均遠(yuǎn)大于現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)火災(zāi)下的變形。

圖15 標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)下有限元計(jì)算結(jié)果Fig.15 Finite element analysis results under standard fire

變形速率較大時(shí)，構(gòu)件的變形也將在短時(shí)間內(nèi)快速增大，因此通常主要采用變形量來(lái)判斷構(gòu)件的耐火時(shí)間。本次試驗(yàn)中，耐火樓板凈跨為4 000 mm，板厚為200 mm，根據(jù)規(guī)范[35]可得該雙向板的極限彎曲變形為D=200 mm。ISO-834標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)下的樓板最大豎向變形值為69 mm?D=200 mm ，該模擬分析可以預(yù)測(cè)該樓板能夠達(dá)到ISO-834標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)下3 h的抗火要求。

4 結(jié) 論

根據(jù)地鐵上蓋平臺(tái)縮尺車輛火災(zāi)模擬試驗(yàn)并結(jié)合數(shù)值模擬分析，主要結(jié)論如下：

1)開(kāi)展了縮尺火災(zāi)模擬試驗(yàn)，采用了面包車火災(zāi)與丙烷火相結(jié)合的火源形式對(duì)實(shí)際的地鐵列車車廂火災(zāi)進(jìn)行了相似縮小，試驗(yàn)結(jié)果表明，所設(shè)計(jì)的火源條件成功地模擬出地鐵車廂燃燒過(guò)程及車廂內(nèi)的溫度峰值，達(dá)到了本試驗(yàn)火源設(shè)計(jì)的目標(biāo)。

2)試驗(yàn)結(jié)果表明樓板底面的溫度先快速升高到約780 ℃，隨后降低，最后維持在300 ℃左右。該樓板結(jié)構(gòu)在3 h的模擬真實(shí)火災(zāi)作用下，板頂面豎向位移較小，滿足3 h的耐火極限要求；火災(zāi)試驗(yàn)后，受火面樓板沒(méi)有混凝土大面積脫落的現(xiàn)象，結(jié)構(gòu)保持較好的完整性。

3)據(jù)現(xiàn)場(chǎng)耐火試驗(yàn)的真實(shí)情況，對(duì)該試驗(yàn)進(jìn)行了有限元數(shù)值模擬驗(yàn)證，現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果與有限元的計(jì)算得到的變形曲線和溫度曲線結(jié)果比較一致，證明了本項(xiàng)目所采用的有限元模型及相關(guān)參數(shù)取值的合理性，并通過(guò)與現(xiàn)有梁板結(jié)構(gòu)的標(biāo)準(zhǔn)耐火試驗(yàn)對(duì)比，進(jìn)一步驗(yàn)證了試驗(yàn)和數(shù)值相結(jié)合的研究方法的有效性。