大跨懸索橋主纜抗火性能及其防護(hù)

李雪紅，雷語(yǔ)璇，趙軍，郭志明，于俊杰，徐秀麗

(1.南京工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院，江蘇 南京 211816；2.江蘇法爾勝纜索有限公司，江蘇 江陰 214445；3.南京市公共工程建設(shè)中心，江蘇 南京 210019；4.中鐵大橋勘測(cè)設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司華東分公司，江蘇 南京 210031)

城市空間格局加密，交通流量增大，能源交換的需求量也隨之增大，運(yùn)輸危化品的罐車日益增多.21世紀(jì)以來(lái)，大量的橋梁火災(zāi)是由油罐車翻傾和碰撞事故所致[1].?；饭捃囈坏┌l(fā)生意外火災(zāi)，短時(shí)間內(nèi)釋放的能量巨大、溫度極高，可能直接破壞橋梁結(jié)構(gòu)，嚴(yán)重威脅交通基礎(chǔ)設(shè)施安全[2].

在橋梁抗火方面，學(xué)者主要圍繞橋梁火災(zāi)試驗(yàn)測(cè)試與模擬技術(shù)、火災(zāi)下橋梁損傷機(jī)理與安全評(píng)估、過(guò)火后橋梁性能演化與災(zāi)變機(jī)制等方面進(jìn)行深入研究[3].王瑩等[4-5]利用烴類升溫曲線[6]放大后的油罐火災(zāi)升溫曲線（HCinc升溫曲線[7]）模擬得到火災(zāi)下懸索橋主跨跨中吊索的抗火性能，并通過(guò)數(shù)值模擬確定吊索和主纜防火層的厚度及其防護(hù)范圍.Ma等[8]提出簡(jiǎn)化的火災(zāi)模型，模擬開放環(huán)境下橋梁中的車輛火災(zāi)，并使用該模型進(jìn)行簡(jiǎn)單的傳熱分析.Lee等[9]提出適用于模擬開放環(huán)境下斜拉橋火災(zāi)的火災(zāi)強(qiáng)度模型，評(píng)估了火災(zāi)后索構(gòu)件的耐火性能；還提出評(píng)估開放環(huán)境中可能發(fā)生火災(zāi)事故的斜拉橋性能的方法.總體來(lái)看，鋼結(jié)構(gòu)橋梁的抗火性能研究仍處于發(fā)展階段，關(guān)于大跨懸索橋的最不利火災(zāi)場(chǎng)景、抗火性能以及抗火防護(hù)方案的系統(tǒng)研究鮮見.本文以南京市仙新路過(guò)江通道跨江大橋?yàn)橐劳?，針?duì)主纜，分別從最不利火災(zāi)場(chǎng)景、主纜抗火性能、抗火防護(hù)措施等方面開展研究，研究成果可為該類橋梁主纜的抗火設(shè)計(jì)以及相關(guān)規(guī)范的完善提供參考.

1 依托工程概況及有限元分析方法

1.1 依托工程概況

南京市仙新路過(guò)江通道跨江大橋是主跨1 760 m的雙塔單跨懸索橋，如圖1所示；加勁梁標(biāo)準(zhǔn)橫斷面布置如圖2所示；整橋有限元模型如圖3所示.主纜采用直徑為5.4 mm的熱鍍鋅鋁合金高強(qiáng)鋼絲制成，鋼絲標(biāo)準(zhǔn)抗拉強(qiáng)度為2 100 MPa，主纜截面布置如圖4所示.

圖1 南京市仙新路過(guò)江通道跨江大橋的總體布置圖Fig.1 General layout of Nanjing Xianxin Road river crossing passage bridge

圖2 加勁梁標(biāo)準(zhǔn)橫斷面布置圖Fig.2 Standard cross-sectional of stiffened beam

圖3 全橋有限元模型Fig.3 Finite element model of whole bridge

圖4 主纜擠圓后截面Fig.4 Cross section of main cable

1.2 有限元分析方法

采用間接耦合法[10]進(jìn)行計(jì)算，通過(guò)最不利火災(zāi)場(chǎng)景分析得到的空氣升溫曲線對(duì)主纜進(jìn)行瞬態(tài)熱分析，再將瞬態(tài)熱分析結(jié)果導(dǎo)入瞬態(tài)力分析.采用Ansys建立整橋模型，將結(jié)構(gòu)離散為橋面系、主纜、吊索、主塔4個(gè)部分進(jìn)行分別模擬，分別采用Beam188和Link180單元；建立主纜精細(xì)模型時(shí)采用Solid188單元模擬.火災(zāi)屬于偶然狀況，因此考慮恒載+活載的偶然組合，其中汽車荷載按全橋車道荷載進(jìn)行施加，考慮橫向和縱向折減系數(shù).

鋼結(jié)構(gòu)火災(zāi)下的受力性能計(jì)算是以溫度為變量的分析過(guò)程.材料特性變化對(duì)結(jié)構(gòu)受力性能的影響主要有：材料的力學(xué)性能隨溫度升高而降低（軟化）和材料的熱膨脹作用.在計(jì)算過(guò)程中，鋼材升溫軟化表現(xiàn)為結(jié)構(gòu)剛度矩陣的變化，熱膨脹影響可以等效為溫度荷載.火災(zāi)下鋼結(jié)構(gòu)受力性能計(jì)算平衡方程[10]（彈性階段）為

式中：KT為包含溫度影響的結(jié)構(gòu)剛度矩陣，U為節(jié)點(diǎn)位移向量，F(xiàn)為荷載向量，RT為等效溫度荷載矩陣，T為結(jié)構(gòu)溫度向量.考慮材料彈塑性，可以采用增量法[11]進(jìn)行計(jì)算.把荷載分為較小的增量ΔFi、ΔTi逐級(jí)（荷載子步）施加.在每級(jí)荷載增量之間，認(rèn)為材料性能不變，即剛度矩陣KTi和等效溫度荷載矩陣RTi取固定值.建立增量形式的平衡方程為

火災(zāi)中結(jié)構(gòu)承受的荷載基本保持不變，因此在進(jìn)行火災(zāi)下節(jié)點(diǎn)區(qū)域的受力性能計(jì)算時(shí)，可以應(yīng)用增量法先計(jì)算結(jié)構(gòu)在常溫下由荷載引起的變形，如式（2）等號(hào)右邊的第一項(xiàng)所示，再在這一變形的基礎(chǔ)上逐步施加溫度荷載引起的變形，如式（2）等號(hào)右邊的第二項(xiàng)所示.根據(jù)式（2）可以求得位移增量ΔUi，進(jìn)而可以求得荷載增量施加后的累計(jì)位移為

2 最不利火災(zāi)場(chǎng)景分析

2.1 不利火災(zāi)形式分析

橋梁上油罐車燃燒可以分為油罐火災(zāi)和燃油泄漏油池火災(zāi)（以下簡(jiǎn)稱油池火災(zāi)）2種[12-13]，根據(jù)李雪紅等[13]的研究：火焰高度隨著風(fēng)速的增大而逐漸降低，火焰核心區(qū)（高溫區(qū)）向下風(fēng)向移動(dòng)；對(duì)于懸索橋主纜，火災(zāi)高溫影響的高度決定了懸索橋主纜的防護(hù)范圍，當(dāng)風(fēng)速較小時(shí)，主纜的抗火防護(hù)范圍較大，為主纜防護(hù)范圍的不利工況，因此取無(wú)風(fēng)工況為不利工況.此外，通過(guò)調(diào)研可知油罐車的最大容量為50 m3，綜合考慮各危化品的閃點(diǎn)和熱值后確定，汽油為較危險(xiǎn)危化品.汽油的熱值為43 070 kJ/kg，密度為780 kg/m3；汽油的閃點(diǎn)較低，相對(duì)較易發(fā)生火災(zāi)并且釋放的能量較大[13].

本研究針對(duì)容量為50 m3的汽油油罐車火災(zāi)開展.對(duì)比油罐火災(zāi)和油池火災(zāi)，確定對(duì)主纜較為不利的火災(zāi)形式.分析時(shí)將油罐簡(jiǎn)化為長(zhǎng)方體（長(zhǎng)10 m，寬2.5 m，高2 m）；油罐可能的燃燒面有5個(gè)，分別為頂面、近主纜側(cè)面、遠(yuǎn)離主纜側(cè)面、首端面、尾端面，如圖5所示；各燃燒面熱釋放速率Q曲線如圖6所示.圖中，t為燃燒時(shí)間.取油池火災(zāi)泄漏孔徑為0.03 m，對(duì)比2種火災(zāi)形式下的溫度場(chǎng)分布.按照油罐車燃燒火災(zāi)模型計(jì)算方法[13]分別計(jì)算2種火災(zāi)的關(guān)鍵參數(shù)如表1、2所示，其中E為油罐火災(zāi)荷載，QP為最大熱釋放速率，t1為熱釋放速率增長(zhǎng)時(shí)間，E1為增長(zhǎng)階段火災(zāi)荷載.根據(jù)計(jì)算確定的參數(shù)，采用火災(zāi)動(dòng)力學(xué)模擬工具（fire dynamics simulator，F(xiàn)DS）分析2種火災(zāi)形式的溫度場(chǎng)分布特性， FDS中的火災(zāi)計(jì)算模型如圖5所示.

表1 油罐火災(zāi)關(guān)鍵參數(shù)Tab.1 Key parameters of oil tank fire

表2 油池火災(zāi)關(guān)鍵參數(shù)Tab.2 Key parameters of oil pool fire

圖5 火災(zāi)動(dòng)力學(xué)模擬工具中的火災(zāi)計(jì)算模型Fig.5 Fire calculation model on fire dynamics simulator

圖6 各燃燒面熱釋放速率曲線Fig.6 Heat release rate curve of each combustion surface

油罐5個(gè)面穩(wěn)定燃燒（均達(dá)到最大熱釋放速率）后的空氣溫度分布云圖和油池火的溫度分布云圖對(duì)比如圖7所示，其中x為空氣中某點(diǎn)與主纜邊緣的距離，h為空氣中某點(diǎn)到橋面的高度，θ為空氣溫度.以520 ℃高溫為例，油罐火災(zāi)高溫影響高度為21.5 m，油池火災(zāi)為13 m，油罐火災(zāi)的高溫影響范圍更大，在確定主纜防護(hù)范圍時(shí)比油池火更為不利，本文主要研究油罐火災(zāi).

圖7 油罐車火災(zāi)的空氣溫度分布對(duì)比Fig.7 Comparison of air temperature distribution for tanker fire

2.2 油罐火災(zāi)不利燃燒位置分析

油罐車邊緣與主纜不同水平距離時(shí)，不同高度處的空氣溫度分布曲線如圖8所示.由圖可知，離油罐車越近且h不超過(guò)7 m時(shí)空氣溫度越高，對(duì)跨中主纜越不利.因此，油罐車橫向邊緣靠近吊索且位于懸索橋跨中位置為油罐火災(zāi)的最不利燃燒位置.

圖8 油罐車邊緣離主纜不同水平距離時(shí)空氣溫度沿高度變化曲線Fig.8 Air temperature variations with height at different horizontal distance from tank edge to main cable

2.3 油罐火災(zāi)不利燃燒狀態(tài)分析

由圖7可以看出，火焰羽流中心溫度比外圍高，溫度分布特征與孫亞寧等[14-15]試驗(yàn)和數(shù)值模擬結(jié)果一致，羽流中心的密度小、速度大，四周的氣流受到向心作用力，產(chǎn)生卷吸作用，且火焰區(qū)域的空氣卷吸會(huì)受火源周長(zhǎng)影響[16]，因此剖面溫度云圖呈圓錐狀.油罐車側(cè)面的主纜未處在其羽流中心位置，進(jìn)一步模擬分析后設(shè)置油罐車頂面和近主纜側(cè)面燃燒，使火焰區(qū)域卷吸不對(duì)稱，形成類似貼壁火的形態(tài)，使火焰羽流中心靠近主纜側(cè)，得出最不利火災(zāi)燃燒狀態(tài)，其溫度云圖如圖9所示.在該火災(zāi)場(chǎng)景下主纜處空氣溫度分布如圖10所示.綜上分析，得到主纜的最不利火災(zāi)場(chǎng)景為無(wú)風(fēng)工況+油罐火災(zāi)+頂面和近主纜側(cè)面燃燒+跨中靠近吊索位置.

圖9 最不利火災(zāi)場(chǎng)景下空氣溫度云圖Fig.9 Air temperature field in most unfavorable fire scenario

圖10 最不利火災(zāi)場(chǎng)景下空氣溫度隨高度的變化曲線Fig.10 Air temperature distribution along height in most unfavorable fire scenario

3 主纜抗火性能研究

3.1 最不利火災(zāi)場(chǎng)景下主纜溫度分布特性

基于最不利火災(zāi)場(chǎng)景，采用FDS計(jì)算得到跨中最低位置主纜處的空氣升溫曲線如圖11所示，圖中繪出ISO834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線[6]和烴類升溫曲線作為對(duì)比.將最不利火災(zāi)場(chǎng)景時(shí)的升溫曲線作為主纜瞬態(tài)熱分析的溫度作用，取計(jì)算時(shí)間tc=90 min，利用Ansys軟件得到主纜在最不利火災(zāi)場(chǎng)景下的截面溫度分布如圖12所示.燃燒90 min后，主纜外表面溫度超過(guò)800 ℃，越靠近核心位置溫度越低，但溫度降低速度越來(lái)越慢，半徑r＜40 mm的核心區(qū)域溫度為424.6～428 ℃，主纜內(nèi)外溫差較大.主纜的高度不同，在火災(zāi)發(fā)生后，溫度分布也有所不同.隨火災(zāi)持續(xù)時(shí)間的增長(zhǎng)，主纜截面平均溫度逐漸升高，二者近似呈線性關(guān)系(圖13)；圖14繪出了燃燒60 min時(shí)主纜截面平均溫度隨高度的變化曲線.由圖14可以看出，隨主纜高度的增加，主纜截面平均溫度逐漸降低，當(dāng)主纜高度為16 m時(shí)，主纜截面平均溫度低于300 ℃.

圖11 3種升溫曲線的對(duì)比圖Fig.11 Comparison of three temperature rise curves

圖12 主纜截面溫度沿徑向分布曲線Fig.12 Temperature distribution curve of main cable section along radius direction

圖13 不同高度主纜截面平均溫度隨時(shí)間的變化曲線Fig.13 Average temperature variation curve of main cable crosssection with time at different heights

圖14 主纜截面平均溫度隨高度的變化曲線Fig.14 Average temperature variation curve of main cable crosssection with height

3.2 最不利火災(zāi)場(chǎng)景下主纜最大失效厚度、耐火極限

在火災(zāi)中某一時(shí)刻，主纜內(nèi)外層的材性折減程度差異較大.當(dāng)外層鋼絲高溫松弛后，其承擔(dān)的內(nèi)力將減小并逐漸失效，內(nèi)層鋼絲承擔(dān)的內(nèi)力將增大.當(dāng)主纜失效厚度達(dá)到一定程度時(shí)，主纜發(fā)生破壞，即主纜達(dá)到耐火極限.將主纜模型由外至內(nèi)分層劃分，按最不利火災(zāi)場(chǎng)景下的升溫曲線施加溫度作用并模擬軸向拉伸，取主纜承受的軸向荷載為在恒載+活載作用下依托工程主纜的最大軸力.有限元模型如圖15所示.在計(jì)算過(guò)程中，對(duì)外層鋼絲進(jìn)行生死單元設(shè)置，當(dāng)外層鋼絲屈服產(chǎn)生塑性應(yīng)變并達(dá)到極限強(qiáng)度后將外層單元?dú)⑺啦⒗^續(xù)計(jì)算，直到全截面屈服產(chǎn)生較大塑性應(yīng)變計(jì)算無(wú)法收斂，由殺死單元的層數(shù)得出主纜允許失效的厚度，破壞時(shí)的時(shí)間即為耐火極限.

圖15 主纜有限元模型Fig.15 Finite element model of main cable

通過(guò)熱力耦合分析，主纜應(yīng)力σ及軸向變形如圖16所示.隨著溫度的升高，外層鋼絲屈服、失效，主纜未失效部分應(yīng)力逐漸增加，主纜軸向變形逐漸增大，當(dāng)t=48 min時(shí)，主纜變形迅速增大，主纜發(fā)生破壞，此時(shí)主纜的失效厚度約90 mm.因此在最不利火災(zāi)場(chǎng)景下，未防護(hù)主纜的耐火極限為48 min.

圖16 最不利火災(zāi)場(chǎng)景下未防護(hù)主纜的2種時(shí)程曲線Fig.16 Time history curves for two types of unprotected main cables in most severe fire scenarios

3.3 主纜抗火設(shè)計(jì)目標(biāo)

通過(guò)上述分析可知，主纜在火災(zāi)發(fā)生后48 min失效，此時(shí)主纜的截面平均溫度為500 ℃.主纜為懸索橋的主要承重體系，一旦發(fā)生破壞，可能導(dǎo)致整座橋倒塌，而且主纜無(wú)法更換和維修，須進(jìn)行主纜的抗火防護(hù)，提高主纜的抗火性能.Lu等[17]對(duì)1 770 MPa級(jí)和1 960 MPa級(jí)2種牌號(hào)的低松弛熱鍍鋅預(yù)應(yīng)力鋼絲進(jìn)行一系列試驗(yàn)，研究2種牌號(hào)鋼絲高溫后的力學(xué)性能，得出不超過(guò)400 ℃的高溫對(duì)鋼絲的屈服強(qiáng)度和彈性模量影響很小.考慮到主纜的重要性并且主纜損傷后無(wú)法維修和更換，因此偏安全取主纜防護(hù)后最外側(cè)的臨界溫度為300 ℃.仙新路跨江大橋周邊為化工園區(qū)，園區(qū)內(nèi)設(shè)有消防大隊(duì)，具有較強(qiáng)的烴類火災(zāi)滅火能力，因此結(jié)合消防條件及經(jīng)濟(jì)性進(jìn)行綜合考慮，確定防護(hù)后的耐火極限為45 min.主纜防護(hù)后的抗火目標(biāo)為耐火極限45 min，臨界溫度為300 ℃.即火災(zāi)發(fā)生不超過(guò)45 min，防護(hù)后主纜外表面的溫度不超過(guò)300 ℃.

4 主纜抗火防護(hù)研究

火災(zāi)事故時(shí)有發(fā)生，但依然屬于偶發(fā)事故，從結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)本身提高抗火性能成本較高，在主纜外表面采取抗火防護(hù)措施，提高主纜抗火性能，是相對(duì)經(jīng)濟(jì)、方便可行的措施.

4.1 抗火防護(hù)材料研究與試驗(yàn)分析

適用于主纜的外包型防火隔熱材料按照形態(tài)分為纖維型、反射型、氣凝膠類隔熱材料等.纖維型隔熱材料具有密度小、輕柔、強(qiáng)度高和易加工等特點(diǎn)，是隔熱材料的最主要類型之一[18].反射型隔熱材料表面具有較高的反輻射性能，能夠反射大部分的熱輻射，隔熱效果較好[19].氣凝膠是分散介質(zhì)為氣體的凝膠材料，孔隙結(jié)構(gòu)為納米量級(jí)，氣凝膠材料的機(jī)械耐久性以及封裝整合問(wèn)題還有待進(jìn)一步研究[20-21].在對(duì)各類防火材料調(diào)研的基礎(chǔ)上，將纖維型與反射型隔熱材料融合，以高耐久性的二氧化硅為主要成分，提出高硅氧復(fù)合材料防火結(jié)構(gòu)，設(shè)計(jì)3種由不同防火材料組成的防護(hù)方案，試驗(yàn)對(duì)比方案的優(yōu)劣.3種防護(hù)方案的厚度均為12 mm，各方案的防護(hù)材料構(gòu)成及厚度如下：方案1為高硅氧復(fù)合材料12 mm，方案2為鍍鋁玻纖布9 mm+陶瓷纖維布3 mm，方案3為高硅氧復(fù)合材料6 mm+2×鍍鋁玻纖布3 mm.

4.1.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ图皽y(cè)點(diǎn)布置 如圖17所示，試驗(yàn)試件為足尺索股，索股由 127 絲直徑為5.4 mm 的鍍鋅高強(qiáng)鋼絲構(gòu)成，長(zhǎng)2 m.在距索體中心截面250 mm的截面A-A和B-B分別布置4個(gè)熱電偶，用以檢測(cè)索體截面沿徑向的溫度變化，熱電偶編號(hào)沿徑向由外至內(nèi)分別為A-1～A-4和B-1～B-4.

圖17 試件平面圖、測(cè)點(diǎn)布置圖和加工后試件外觀Fig.17 Specimen plan, measuring point layout and specimen appearance after processing

4.1.2 試驗(yàn)升溫曲線 如圖18所示，試驗(yàn)在水平高溫爐中進(jìn)行，在ISO834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線的基礎(chǔ)上，提高試驗(yàn)升溫曲線的升溫速度，以更接近于油罐火災(zāi)的升溫過(guò)程.

圖18 材料對(duì)比試驗(yàn)爐內(nèi)升溫曲線Fig.18 Heating curve in furnace for material comparison test

4.1.3 試驗(yàn)現(xiàn)象 如圖19所示為燃燒后試件全貌和剖開防護(hù)層后鋼絲的狀態(tài).在現(xiàn)場(chǎng)可以看到，鍍鋁玻纖布材質(zhì)較脆，部分鍍鋁玻纖布掉落；高硅氧材料和陶瓷纖維布的韌性較好，較為完整，未發(fā)生損壞.剖開防火保護(hù)層，方案1的高硅氧材料外部呈黑色，內(nèi)部呈棕褐色；方案2的外層陶瓷纖維布表面被燒黑，內(nèi)層的鍍鋁玻纖布無(wú)明顯變化；方案3的外層鍍鋁玻纖布表面燒成灰色，中層的高硅氧材料外部呈黑色，內(nèi)部呈棕褐色，內(nèi)層鍍鋁玻纖布無(wú)明顯變化.

圖19 防護(hù)材料對(duì)比試驗(yàn)后的試件Fig.19 Specimens after Comparison test of protective materials

4.1.4 試驗(yàn)結(jié)果分析 各方案的測(cè)點(diǎn)溫度-時(shí)間曲線如圖20所示，其中方案1試件的B-3測(cè)點(diǎn)損壞，未能采集到數(shù)據(jù).可以看出，截面A-A與截面B-B在相同位置的測(cè)點(diǎn)溫度曲線較為一致；試件防護(hù)層外表面的溫度與爐溫一致；在防護(hù)層內(nèi)側(cè)，試件表面測(cè)點(diǎn)的溫度顯著降低，越靠近試件內(nèi)部，溫度越低.隨著時(shí)間的延長(zhǎng)，內(nèi)部各測(cè)點(diǎn)的溫度趨于一致，燃燒至60 min時(shí)，3種防護(hù)方案防護(hù)層內(nèi)側(cè)（測(cè)點(diǎn)2）溫度分別為484、622、558 ℃.試驗(yàn)結(jié)果顯示，方案1的索體溫度最低，隔熱效果最好；其次為方案3，方案2效果較差.試驗(yàn)結(jié)果表明，高硅氧復(fù)合材料的抗火隔熱性能是3種防護(hù)材料中最好的，因此采用該防護(hù)材料進(jìn)行主纜抗火防護(hù)設(shè)計(jì).

圖20 不同方案各測(cè)點(diǎn)溫度時(shí)程曲線Fig.20 Time history curve of temperature at each measuring point with different schemes

4.2 主纜抗火防護(hù)方案設(shè)計(jì)

在實(shí)際施工過(guò)程中，防火材料纏繞過(guò)程施加的張力、主纜外表面的纏包帶施加的壓力等因素均會(huì)壓縮防火材料，為此針對(duì)不同壓縮狀態(tài)下的防護(hù)材料的抗火性能開展試驗(yàn)研究.主纜直徑為879 mm，較難進(jìn)行足尺試驗(yàn)，為此進(jìn)行不同直徑的索股模型試驗(yàn)，研究溫度與索股直徑（截面形狀系數(shù)）的相關(guān)關(guān)系，再結(jié)合數(shù)值模擬確定主纜的防護(hù)方案.

4.2.1 防護(hù)層壓縮影響效應(yīng)研究 為了研究防護(hù)層被壓縮后對(duì)防護(hù)效果的影響，設(shè)計(jì)自然狀態(tài)下10 mm的高硅氧復(fù)合材料防護(hù)層為方案4，10 mm壓縮為6 mm的高硅氧復(fù)合材料防護(hù)層為方案5，通過(guò)試驗(yàn)對(duì)比2種方案的防護(hù)效果.索股試件及測(cè)點(diǎn)布置如圖17所示.試驗(yàn)升溫曲線采用烴類升溫曲線，實(shí)際爐溫曲線與之稍有差異，如圖21所示，其中燃燒時(shí)間為60 min.試驗(yàn)前后的試件如圖22所示.由于索股直徑較小，試驗(yàn)時(shí)采用兩端支撐的方式放置，高溫作用后試件產(chǎn)生一定的撓度，但防護(hù)層外觀較完整，未發(fā)生損壞.燃燒60 min時(shí)2種方案截面A各測(cè)點(diǎn)溫度對(duì)比如圖23所示.可以看出，防護(hù)層被壓縮后的方案5各測(cè)點(diǎn)溫度均較方案4低，最外層鋼絲溫度降低10%，即防護(hù)層被壓縮后防護(hù)效果不降反升.

圖21 主攬抗火試驗(yàn)爐內(nèi)升溫曲線Fig.21 Heating curves in furnace of main cable fire resistance test

圖22 防護(hù)層壓縮影響效應(yīng)試驗(yàn)前后的試件形態(tài)Fig.22 Appearance of specimen before and after effects test of protective

圖23 60 min時(shí)試件各測(cè)點(diǎn)溫度Fig.23 Each measuring point temperature of specimen at 60 min

4.2.2 主纜直徑影響效應(yīng)研究 為了研究直徑變化（截面形狀系數(shù)改變）與防護(hù)效果的相關(guān)性，設(shè)計(jì)3種試件，直徑分別為70 、159、201 mm，長(zhǎng)度均為2 m，防護(hù)層取自然狀態(tài)下高硅氧復(fù)合材料厚度為10 mm.升溫曲線如圖21所示，燃燒時(shí)間為60 min，試驗(yàn)前后的試件如圖24所示，試件直徑D和截面形狀系數(shù)η與溫度的關(guān)系曲線如圖25所示.由圖24和圖25可知，在升溫過(guò)程中，直徑為159 mm的試件表面固定防護(hù)層的鋼套箍發(fā)生斷裂，防護(hù)層受鋼絲變形影響發(fā)生破壞，防護(hù)效果降低，最終溫度偏高，但依舊可以反映直徑與溫度的相關(guān)性，隨直徑增大，溫度顯著降低.因?yàn)橹睆皆酱螅孛嫘螤钕禂?shù)越小，所以隨著截面形狀系數(shù)增大，試件的最終溫度越高.為了得到依托工程主纜防護(hù)后的溫度，基于試驗(yàn)數(shù)據(jù)，并參照相關(guān)規(guī)范[6]進(jìn)行計(jì)算，防護(hù)層的等效熱傳導(dǎo)系數(shù)為0.55 W/(m·℃)，采用有限元模擬，得到試驗(yàn)爐溫升曲線作用下，主纜最外側(cè)溫度隨主纜直徑的變化曲線如圖26所示.由圖可知，當(dāng)采用10 mm厚高硅氧復(fù)合材料作為主纜防護(hù)層時(shí)，隨著直徑增大，主纜防護(hù)層內(nèi)側(cè)溫度逐漸降低，當(dāng)直徑達(dá)到主纜直徑為879 mm時(shí)，溫度為288 ℃ (高溫作用時(shí)間60 min).如圖27所示為最不利火災(zāi)場(chǎng)景升溫曲線作用60 min時(shí)的依托工程主纜溫度時(shí)程曲線.可以看出，60 min時(shí)的主纜外表面溫度為266 ℃，另外，通過(guò)計(jì)算可知，高溫作用45 min時(shí)主纜外表面溫度為224 ℃，小于抗火設(shè)計(jì)目標(biāo)300 ℃.試驗(yàn)結(jié)果表明，采用自然狀態(tài)下厚度為10 mm的高硅氧復(fù)合材料進(jìn)行主纜防護(hù)，可以滿足火災(zāi)發(fā)生45 min主纜外表面溫度不超過(guò)300 ℃的抗火設(shè)計(jì)目標(biāo).火災(zāi)發(fā)生60 min時(shí)亦不超過(guò)300 ℃，具有一定的安全余度.另外，考慮火災(zāi)發(fā)生時(shí)的復(fù)雜性，可以將耐火時(shí)間延長(zhǎng)，若耐火時(shí)間延長(zhǎng)至2 h，則須取防護(hù)層厚度為17 mm.考慮到防火材料的耐久性要求以及主纜外觀的一致性，在防火層外側(cè)設(shè)置纏包帶.

圖24 主纜直徑影響效應(yīng)試驗(yàn)前后的試件形態(tài)Fig.24 Appearance of specimen before and after diameter influence effect test of main cable

圖25 試件直徑和截面形狀系數(shù)與溫度相關(guān)關(guān)系曲線Fig.25 Correlation curve of diameter and cross-section shape factor with temperature of specimen

圖26 主纜最外側(cè)溫度隨主纜直徑的變化曲線Fig.26 Curve of outermost temperature variation with main cable diameter

圖27 主纜防護(hù)后最外側(cè)溫度的時(shí)程曲線Fig.27 Time history curve of outermost temperature after main cable protection

5 結(jié) 論

（1）火災(zāi)產(chǎn)生的高溫區(qū)的高度是影響懸索橋主纜防護(hù)范圍的關(guān)鍵因素，為此分別從油罐車火災(zāi)燃燒的形式、火災(zāi)發(fā)生的位置、火災(zāi)燃燒的狀態(tài)、風(fēng)速的影響等方面進(jìn)行對(duì)比分析，確定懸索橋最不利火災(zāi)場(chǎng)景為無(wú)風(fēng)工況+油罐火災(zāi)+跨中靠近吊索位置燃燒+頂面和近主纜側(cè)面燃燒.

（2）主纜在最不利火災(zāi)作用下燃燒90 min，外表面溫度超過(guò)800 ℃，越靠近核心位置溫度越低，半徑小于40mm的核心區(qū)域溫度為424.6～428 ℃，主纜內(nèi)外溫差較大；隨火災(zāi)持續(xù)時(shí)間的增長(zhǎng)，主纜截面平均溫度逐漸增大，二者近似呈線性關(guān)系.主纜高度不同，溫度分布有所不同，隨主纜高度的增加，主纜截面平均溫度逐漸降低，燃燒60 min，且當(dāng)主纜高度為16 m時(shí)，主纜截面平均溫度低于300 ℃.

（3）在最不利火災(zāi)作用下，依托工程主纜的極限失效厚度為90 mm，耐火極限為48 min，此時(shí)主纜截面平均溫度為500 ℃.主纜為懸索橋的主要承重體系，無(wú)法更換和維修，為此結(jié)合消防調(diào)研提出主纜抗火防護(hù)目標(biāo)為耐火極限45 min、臨界溫度300 ℃.

（4）通過(guò)試驗(yàn)研究確定高硅氧復(fù)合材料壓縮后的隔熱性能有所提升，提升幅度為10%.在試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，結(jié)合數(shù)值模擬，得到纜索直徑與溫度的相關(guān)關(guān)系，在采取相同防護(hù)方案時(shí)，隨直徑的增大，纜索表面的溫度顯著降低，但降低幅度逐漸減小.提出采用自然狀態(tài)下厚度為10 mm的高硅氧復(fù)合材料進(jìn)行主纜抗火防護(hù)，試驗(yàn)結(jié)果表明，該防護(hù)方案可達(dá)到抗火防護(hù)目標(biāo).

（5）本研究的抗火防護(hù)方案主體材料為高硅氧復(fù)合材料，從理論上講，該材料具有較好的耐久性，后續(xù)將對(duì)其耐久性展開系統(tǒng)研究.若能證明該材料具備良好的耐久性，則在防火層外側(cè)可不予設(shè)置纏包帶，進(jìn)一步簡(jiǎn)化防護(hù)方案.