三種升溫模式下鋼構(gòu)件火災(zāi)危險性分析

張佳慶,黃玉彪,蔣恭華,何靈欣,丁彥銘*

(1.國網(wǎng)安徽省電力有限公司電力科學(xué)研究院電力火災(zāi)與安全防護安徽省重點實驗室(國家電網(wǎng)公司輸變電設(shè)施火災(zāi)防護實驗室),安徽 合肥 230601;2.中國地質(zhì)大學(xué)(武漢)工程學(xué)院,湖北 武漢 430074)

火災(zāi)是變電站的重要安全隱患之一,變電站建筑采用的鋼材雖是不燃材料,但鋼材的導(dǎo)熱系數(shù)較大,其在火災(zāi)情況下升溫較快,彈性模量和屈服強度等受高溫影響也非常顯著[1-3]。當(dāng)溫度高于250 ℃時,鋼材的彈性模量和屈服強度開始減小,當(dāng)溫度升到400 ℃時,其屈服強度減小到常溫時的1/2,當(dāng)溫度升到600 ℃時,其屈服強度降低到室溫時的10%[4]。伴隨著鋼材在高溫環(huán)境下的受熱膨脹作用,其內(nèi)部會產(chǎn)生附加應(yīng)力與變形,導(dǎo)致鋼結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性被破壞[5-7]。

變電站作為一個特殊場所,其除了可能發(fā)生常見的標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)外,還可能發(fā)生由電力設(shè)備如電纜、電線等引起的電力火災(zāi),同時其內(nèi)部儲存的大量變壓器油易在變壓器故障、高溫情況下發(fā)生泄漏并燃燒,出現(xiàn)更為嚴(yán)重的碳?xì)浠馂?zāi)[8-9]。因此,在變電站火災(zāi)中,標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)、電力火災(zāi)和碳?xì)浠馂?zāi)三種火災(zāi)隱患同時存在,這三種火災(zāi)升溫曲線的數(shù)學(xué)表達式[10]分別為

T=345lg(8t+1)+T0

(1)

T=1 030(1-0.325e-0.167t-0.675e-2.5t)+T0

(2)

T=1 080(1-0.325e-0.167t-0.675e-2.5t)+T0

(3)

式中:T表示對應(yīng)于相關(guān)時間t的升溫溫度(℃);T0為實驗開始前的環(huán)境溫度(℃);t為測試開始時的時間(min)。

目前,有關(guān)鋼結(jié)構(gòu)在火災(zāi)下的抗火性能,國內(nèi)外學(xué)者已開展了相關(guān)研究,但現(xiàn)有研究大多采用標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)升溫曲線對鋼結(jié)構(gòu)進行實驗及數(shù)值模擬分析[11]。如:胡鷹等[12]在既有一榀框架受火實驗的基礎(chǔ)上建立了該實驗框架的有限元模型,通過模擬結(jié)果與實驗結(jié)果的對比,獲得了較好的溫度場模擬結(jié)果;Tondini等[13]對高強度鋼進行標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)升溫下的實驗,并通過ABAQUS建立了有限元模型,發(fā)現(xiàn)模擬結(jié)果與實測數(shù)據(jù)之間具有良好的一致性;王銀志等[14]利用ANSYS有限元軟件對有端部約束的鋼梁進行了抗火性能數(shù)值模擬分析,驗證了有限元分析的可靠性;汪洋等[15]基于ANSYS研究了鋼框架受火后的溫度場,得出當(dāng)鋼框架單跨房間受火時,需要在20 min內(nèi)采取措施以控制火情;Shnal等[16]通過數(shù)學(xué)模型模擬火災(zāi)溫度狀態(tài)對鋼結(jié)構(gòu)機械特性的影響,發(fā)現(xiàn)隨著火災(zāi)荷載密度的增加,鋼結(jié)構(gòu)的實際耐火極限逐漸降低。

然而,電力火災(zāi)、碳?xì)浠馂?zāi)升溫模式下鋼構(gòu)件的溫升變化規(guī)律還未見研究報道,特別是三種火災(zāi)升溫模式下鋼構(gòu)件的溫升變化對比也尚不明確。此外,無防火保護(防火涂層脫落)的鋼構(gòu)件遭遇火災(zāi)時,其厚度和荷載比對其升溫有重要的影響。因此,本文根據(jù)《建筑構(gòu)件耐火試驗 可供選擇和附加的試驗程序》(GB/T 26784—2011)[10],研究三種升溫模式、鋼板厚度及荷載比對鋼構(gòu)件溫升的影響。因鋼構(gòu)件溫度升到550 ℃左右時,其力學(xué)性能下降十分明顯,結(jié)構(gòu)已被破壞,此外,為方便后續(xù)研究中與有防火保護的鋼構(gòu)件的耐火極限進行對比,本文取《鋼結(jié)構(gòu)防火涂料》(GB 14907—2018)[17]規(guī)定的538 ℃作為不同厚度鋼板的臨界溫度值。施加不同荷載后鋼構(gòu)件的對應(yīng)臨界溫度根據(jù)《建筑鋼結(jié)構(gòu)防火技術(shù)規(guī)范》(GB 51249—2017)[18]確定。

本文首先使用自制的耐火實驗爐對三種火災(zāi)升溫模式下不同厚度鋼板背火面溫度隨時間的變化進行了實驗研究;接著,采用ABAQUS軟件對以上實驗結(jié)果進行模擬復(fù)現(xiàn),以驗證模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性和有效性[19-20];最后,對三種火災(zāi)升溫模式下鋼構(gòu)件達到臨界溫度時間與鋼構(gòu)件荷載比的關(guān)系進行了數(shù)值模擬。

1 實驗概況

1.1 實驗樣品制備

本文所用鋼構(gòu)件基材為Q235鋼,選取尺寸分別為200 mm×150 mm×2 mm、200 mm×150 mm×4 mm和200 mm×150 mm×8 mm(長×寬×厚)的鋼板,厚度d為實驗變量。首先用砂紙將鋼板表面打磨干凈,再用無水乙醇等有機溶劑擦去鋼板表面的雜質(zhì)。

1.2 實驗過程

實驗采用自制的可溫度編程的耐火實驗爐(圖1),其爐體采用陶瓷纖維爐膛,可實現(xiàn)快速升溫以滿足三種火災(zāi)升溫模式的要求。

圖1 耐火實驗裝置Fig.1 Test device of fire resistance

升溫程序參照標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)、電力火災(zāi)和碳?xì)浠馂?zāi)的升溫曲線,升溫時間設(shè)置為60 min。采用簡易支架和耐高溫膠布固定5個K型熱電偶,保證熱電偶測溫端與鋼板背火面緊密接觸,固定點在鋼板背火面對角線距離(L)的1/2處和1/4處,測點位置如圖1所示。當(dāng)5個測點的鋼板背火面平均溫度達到538 ℃時判定鋼板力學(xué)性能失效,測點溫度取三次重復(fù)性實驗的平均值,將實驗時間記錄為鋼板力學(xué)性能遭到破壞的時間。

2 結(jié)果與討論

2.1 不同厚度鋼板溫升實驗結(jié)果與分析

三種火災(zāi)升溫模式下不同厚度鋼板背火面溫度隨時間的變化曲線如圖2所示。

圖2 三種火災(zāi)升溫模式下不同厚度鋼板背火面溫度隨 時間的變化曲線Fig.2 Variation curves of backfire surface temperatures of steel plates of different thicknesses with time in three fire heating modes

由圖2可知:

1) 標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)升溫模式下,火災(zāi)發(fā)生11 min后,三種厚度鋼板背火面溫度都超過了300 ℃,平均升溫速率達27 ℃/min;當(dāng)火災(zāi)發(fā)生16.2、18.5、22.1 min時,厚度為2、4、8 mm鋼板的背火面平均溫度分別達到了538 ℃,鋼板厚度增加一倍,其達到臨界溫度的時間增加了14%～20%;當(dāng)火災(zāi)發(fā)生22.1 min后,鋼板背火面最高溫度超過538 ℃,平均升溫速率達25 ℃/min,此時鋼板已經(jīng)喪失大部分彈性模量和屈服強度[圖2(a)]。

2) 電力火災(zāi)升溫模式下,火災(zāi)發(fā)生2 min后,三種厚度鋼板背火面溫度都超過400 ℃,平均升溫速率達200 ℃/min;當(dāng)火災(zāi)發(fā)生2.5、3.8和5.9 min時,厚度為2、4和8 mm鋼板的背火面平均溫度分別達到538 ℃,鋼板厚度增加一倍,其達到臨界溫度的時間增加了52%～55%;當(dāng)火災(zāi)發(fā)生6 min后,鋼板背火面最高溫度超過538 ℃,平均升溫速率達90 ℃/min,即電力火災(zāi)下的升溫速率是標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)升溫模式下的7.4倍[圖2(b)]。

3) 碳?xì)浠馂?zāi)升溫模式下,火災(zāi)發(fā)生2 min后,三種厚度鋼板背火面溫度均超過450 ℃,平均升溫速率達225 ℃/min;當(dāng)火災(zāi)發(fā)生2.2、3.4和5.1 min時,厚度為2、4和8 mm鋼板的背火面平均溫度均達到538 ℃,鋼板厚度增加一倍,其達到臨界溫度的時間增加了50%～55%;當(dāng)火災(zāi)發(fā)生5.1 min后,鋼板背火面最高溫度均超過538 ℃,平均升溫速率達107.6 ℃/min,即碳?xì)浠馂?zāi)升溫模式下鋼板背火面的升溫速率是三種火災(zāi)升溫模式中最大的,而更快的升溫速率會導(dǎo)致鋼板的力學(xué)性能急劇下降,對鋼結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性造成破壞[圖2(c)]。

通過上述分析可知,電力火災(zāi)和碳?xì)浠馂?zāi)相對標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)而言,鋼板厚度對其溫升速率的影響更大。

2.2 不同火災(zāi)升溫模式下鋼板溫升實驗結(jié)果與分析

厚度為2 mm的鋼板在三種火災(zāi)升溫模式下的背火面溫度變化曲線,如圖3所示。

圖3 三種火災(zāi)升溫模式下厚度為2 mm的鋼板背火 面溫度隨時間的變化曲線Fig.3 Variation curves of backfire surface temperature of steel plates of 2 mm thickness with time in three fire heating modes

由圖3可知:電力火災(zāi)和碳?xì)浠馂?zāi)升溫模式下鋼板背火面溫度在前期升溫迅速,在達到600 ℃后升溫速率逐漸變緩;標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)模式下鋼板達到臨界溫度值(538 ℃)的時間為16.2 min,而電力火災(zāi)模式下對應(yīng)的時間為2.5 min,相比于標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)模式時間縮短了84.6%;在碳?xì)浠馂?zāi)模式下鋼板達到臨界溫度值的時間為2.2 min,相比于標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)模式時間縮短了86.3%。

三種火災(zāi)升溫模式下不同厚度鋼板達到臨界溫度(538 ℃)時間的實驗結(jié)果見表1。

表1 三種火災(zāi)升溫模式下不同厚度鋼板達到臨界溫度時間的實驗結(jié)果

由表1可知:在標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)升溫模式下厚度為4 mm的鋼板達到臨界溫度(538 ℃)的時間為18.5 min,而電力火災(zāi)升溫模式下對應(yīng)的時間為3.8 min,相比于標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)升溫模式時間縮短了79.5%;在碳?xì)浠馂?zāi)升溫模式下厚度為4 mm的鋼板達到臨界溫度的時間為3.4 min,相比于標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)升溫模式時間縮短了81.6%。電力火災(zāi)和碳?xì)浠馂?zāi)與標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)相比,鋼板達到臨界溫度的時間急劇縮短,縮短幅度達到70%以上,最高達到了86.3%,這主要是由于電力火災(zāi)和碳?xì)浠馂?zāi)前期升溫速率較高,這也是其與標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)之間最明顯的區(qū)別。由此可見,在變電站環(huán)境中,無防火保護或者防火涂料脫落的鋼構(gòu)件在遭遇火災(zāi)時是十分不安全的。

2.3 數(shù)值模擬實驗工況設(shè)置及數(shù)值模擬結(jié)果驗證

本文利用有限元分析軟件ABAQUS建立上述實驗鋼構(gòu)件的有限元模型,采用不同的火災(zāi)升溫曲線加載模擬不同火災(zāi)升溫模式下鋼構(gòu)件溫度隨時間的變化?；馂?zāi)發(fā)生時影響鋼構(gòu)件升溫的主要因素有鋼材的熱傳導(dǎo)系數(shù)、比熱容和密度[21]。其中,熱傳導(dǎo)系數(shù)是指在升高單位溫度條件下,單位面積上單位時間內(nèi)所傳遞的熱量[W/(m·℃)或W/(m·K)][12],本文中鋼材的熱傳導(dǎo)系數(shù)取值如圖4所示;比熱容是單位質(zhì)量物體改變單位溫度時吸收或釋放的內(nèi)能[J/(kg·℃)或J/(kg·K)[12]],本文中鋼材的比熱容按歐洲規(guī)范EC3的相關(guān)規(guī)定進行取值,如圖4所示;鋼材的密度ρs在火災(zāi)發(fā)展的溫度范圍內(nèi)變化很小,其值基本保持恒定,在鋼結(jié)構(gòu)抗火分析過程中一般取為常數(shù)7 850 kg/m3[12]。

圖4 鋼材的熱物理參數(shù)Fig.4 Thermal physical parameters of steel

本文采用瞬態(tài)非線性傳熱分析方法,對火爐內(nèi)熱量通過熱對流和熱輻射傳遞給鋼構(gòu)件進行分析。熱輻射系數(shù)是衡量物體表面接近理想黑體程度的指標(biāo),其取值因火爐不同而略有差異,本文取0.7;對流換熱系數(shù)參照歐洲規(guī)范EN 1991-1-2的規(guī)定,取25 W/(m2·K)。有限元模型全部使用三維實體單元,單元類型為DC3D8[21]。三種火災(zāi)升溫程序在幅值表中設(shè)定,火災(zāi)升溫時間為60 min。

三種火災(zāi)升溫模式下不同厚度鋼板背火面溫度達到臨界溫度(538 ℃)的時間的數(shù)值模擬結(jié)果與實驗結(jié)果的對比,如圖5所示。

圖5 數(shù)值模擬結(jié)果與實驗結(jié)果的對比Fig.5 Comparison between numerical simulation results and experimental results

由圖5可知:在標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)升溫模式下,厚度為2、4、8 mm鋼板達到臨界溫度的時間的數(shù)值模擬結(jié)果與實驗結(jié)果的誤差為3.57%、3.14%、3.49%;在電力火災(zāi)升溫模式下,厚度為2、4、8 mm鋼板達到臨界溫度的時間的數(shù)值模擬結(jié)果與實驗結(jié)果的誤差為3.85%、5%、3.28%;在碳?xì)浠馂?zāi)升溫模式下厚度為2、4、8 mm鋼板達到臨界溫度的時間的數(shù)值模擬結(jié)果與實驗結(jié)果的誤差為4.35%、2.86%、3.77%。由此說明鋼板達到臨界溫度的時間的數(shù)值模擬結(jié)果與實驗值吻合良好,具有較高的精度,且偏差均小于5%。因此,本文可采用ABAQUS軟件對鋼構(gòu)件達到臨界溫度的時間進行模擬復(fù)現(xiàn),從而可用于進一步分析更復(fù)雜鋼構(gòu)件在火災(zāi)升溫中達到臨界溫度的時間的變化規(guī)律。

2.4 局部鋼構(gòu)件達到臨界溫度的時間與荷載比的關(guān)系分析

鋼梁是鋼結(jié)構(gòu)中的重要受力構(gòu)件,不同荷載狀態(tài)的鋼梁遭遇高溫時可承受的極限溫度不同[22]。為研究荷載比對鋼梁達到臨界溫度時間的影響,選取截面尺寸為390 mm×300 mm×10 mm的H型鋼梁,三面受火條件下其截面形狀系數(shù)為125 m-1,四面受火條件下其截面形狀系數(shù)為147 m-1。本文采用ABAQUS軟件對不同火災(zāi)升溫模式下荷載比為0.50、0.55、0.60、0.65、0.70的鋼梁達到臨界溫度的時間進行數(shù)值模擬分析。根據(jù)《建筑鋼結(jié)構(gòu)防火技術(shù)規(guī)范》(GB 51249—2017),不同荷載比鋼梁對應(yīng)的臨界溫度確定為581、562、542、523、502 ℃[17]。

三面受火鋼梁在不同荷載比下達到臨界溫度的時間的變化曲線,如圖6所示。

圖6 三面受火鋼梁在不同荷載比下達到臨界溫度的 時間的變化曲線Fig.6 Curves of time to critical temperature for steel members subjected to fire on three sides at different load ratios

由圖6可知:鋼梁達到臨界溫度的時間隨鋼梁荷載比的增大呈線性減小趨勢;鋼梁荷載比大于0.70時,其在三種火災(zāi)升溫模式下達到臨界溫度的時間均低于10 min,鋼梁穩(wěn)定性失效的危險性較大;荷載比為0.60的鋼梁在電力火災(zāi)和碳?xì)浠馂?zāi)升溫模式下達到臨界溫度的時間均低于6 min,遠(yuǎn)小于標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)升溫模式下的10.6 min,降幅超過40%。

通過對三種火災(zāi)升溫模式下三面受火鋼梁荷載比與其達到臨界溫度的時間的擬合,可得到以下關(guān)系式:

y=-11x+17.2 (R2=0.99)(標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi))

(4)

y=-5x+8.8 (R2=0.99)(電力火災(zāi))

(5)

y=-5x+8.5 (R2=0.99)(碳?xì)浠馂?zāi))

(6)

上式中:y為鋼梁達到臨界溫度的時間(min);x為鋼梁的荷載比。

在同一火災(zāi)升溫模式下,鋼梁的荷載比越大,其達到臨界溫度的時間越短。

同理,四面受火鋼梁在不同荷載比下達到臨界溫度的時間的變化曲線,如圖7所示。

圖7 四面受火鋼梁在不同荷載比下達到臨界溫度的 時間的變化曲線Fig.7 Curves of the time to critical temperature for steel members subjected to fire on all sides at different load ratios

由圖6、圖7可知,與三面受火鋼梁相比,四面受火鋼梁在電力火災(zāi)、碳?xì)浠馂?zāi)升溫模式下達到臨界溫度的時間平均下降44.62%,表明四面受火鋼梁的荷載比對其到達臨界溫度的時間的影響更大。

通過對三種火災(zāi)升溫模式下四面受火鋼梁荷載比與其達到臨界溫度的時間的擬合,可得到以下關(guān)系式:

y=-10.6x+16.3 (R2=0.99)(標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi))

(7)

y=-3x+5.1 (R2=0.99)(電力火災(zāi))

(8)

y=-2.6x+4.5 (R2=0.98)(碳?xì)浠馂?zāi))

(9)

上式中:y為鋼梁達到臨界溫度的時間(min);x為鋼梁的荷載比。

3 結(jié) 論

1) 實驗鋼構(gòu)件在標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)升溫模式下達到臨界溫度的時間范圍為16～23 min,電力火災(zāi)、碳?xì)浠馂?zāi)升溫模式下其達到臨界溫度的時間為2～6 min;電力火災(zāi)和碳?xì)浠馂?zāi)升溫模式下鋼構(gòu)件達到臨界溫度的時間相對標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)升溫模式急劇縮短,平均縮短幅度超60%,最大幅度達86.3%。

2) 電力火災(zāi)、碳?xì)浠馂?zāi)中鋼梁荷載比大于0.70時,達到臨界溫度的時間均低于6 min,鋼梁穩(wěn)定性失效的危險性較大。

3) 局部鋼構(gòu)件——鋼梁達到臨界溫度的時間與荷載比呈線性關(guān)系,并得到了三面受火、四面受火鋼梁在三種火災(zāi)升溫模式下達到臨界溫度的時間與其荷載比的擬合方程。