大跨懸索橋主纜抗火性能及其防護

李雪紅，雷語璇，趙軍，郭志明，于俊杰，徐秀麗

(1.南京工業大學 土木工程學院，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中心，江蘇 南京 210019；4.中鐵大橋勘測設計院集團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，運輸危化品的罐車日益增多.21世紀以來，大量的橋梁火災是由油罐車翻傾和碰撞事故所致[1].危化品罐車一旦發生意外火災，短時間內釋放的能量巨大、溫度極高，可能直接破壞橋梁結構，嚴重威脅交通基礎設施安全[2].

在橋梁抗火方面，學者主要圍繞橋梁火災試驗測試與模擬技術、火災下橋梁損傷機理與安全評估、過火后橋梁性能演化與災變機制等方面進行深入研究[3].王瑩等[4-5]利用烴類升溫曲線[6]放大后的油罐火災升溫曲線（HCinc升溫曲線[7]）模擬得到火災下懸索橋主跨跨中吊索的抗火性能，并通過數值模擬確定吊索和主纜防火層的厚度及其防護范圍.Ma等[8]提出簡化的火災模型，模擬開放環境下橋梁中的車輛火災，并使用該模型進行簡單的傳熱分析.Lee等[9]提出適用于模擬開放環境下斜拉橋火災的火災強度模型，評估了火災后索構件的耐火性能；還提出評估開放環境中可能發生火災事故的斜拉橋性能的方法.總體來看，鋼結構橋梁的抗火性能研究仍處于發展階段，關于大跨懸索橋的最不利火災場景、抗火性能以及抗火防護方案的系統研究鮮見.本文以南京市仙新路過江通道跨江大橋為依托，針對主纜，分別從最不利火災場景、主纜抗火性能、抗火防護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計以及相關規范的完善提供參考.

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；加勁梁標準橫斷面布置如圖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鋼絲制成，鋼絲標準抗拉強度為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 加勁梁標準橫斷面布置圖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]進行計算，通過最不利火災場景分析得到的空氣升溫曲線對主纜進行瞬態熱分析，再將瞬態熱分析結果導入瞬態力分析.采用Ansys建立整橋模型，將結構離散為橋面系、主纜、吊索、主塔4個部分進行分別模擬，分別采用Beam188和Link180單元；建立主纜精細模型時采用Solid188單元模擬.火災屬于偶然狀況，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行施加，考慮橫向和縱向折減系數.

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

式中：KT為包含溫度影響的結構剛度矩陣，U為節點位移向量，F為荷載向量，RT為等效溫度荷載矩陣，T為結構溫度向量.考慮材料彈塑性，可以采用增量法[11]進行計算.把荷載分為較小的增量ΔFi、ΔTi逐級（荷載子步）施加.在每級荷載增量之間，認為材料性能不變，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

火災中結構承受的荷載基本保持不變，因此在進行火災下節點區域的受力性能計算時，可以應用增量法先計算結構在常溫下由荷載引起的變形，如式（2）等號右邊的第一項所示，再在這一變形的基礎上逐步施加溫度荷載引起的變形，如式（2）等號右邊的第二項所示.根據式（2）可以求得位移增量ΔUi，進而可以求得荷載增量施加后的累計位移為

2 最不利火災場景分析

2.1 不利火災形式分析

橋梁上油罐車燃燒可以分為油罐火災和燃油泄漏油池火災（以下簡稱油池火災）2種[12-13]，根據李雪紅等[13]的研究：火焰高度隨著風速的增大而逐漸降低，火焰核心區（高溫區）向下風向移動；對于懸索橋主纜，火災高溫影響的高度決定了懸索橋主纜的防護范圍，當風速較小時，主纜的抗火防護范圍較大，為主纜防護范圍的不利工況，因此取無風工況為不利工況.此外，通過調研可知油罐車的最大容量為50 m3，綜合考慮各?；返拈W點和熱值后確定，汽油為較危險?；?汽油的熱值為43 070 kJ/kg，密度為780 kg/m3；汽油的閃點較低，相對較易發生火災并且釋放的能量較大[13].

本研究針對容量為50 m3的汽油油罐車火災開展.對比油罐火災和油池火災，確定對主纜較為不利的火災形式.分析時將油罐簡化為長方體（長10 m，寬2.5 m，高2 m）；油罐可能的燃燒面有5個，分別為頂面、近主纜側面、遠離主纜側面、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為燃燒時間.取油池火災泄漏孔徑為0.03 m，對比2種火災形式下的溫度場分布.按照油罐車燃燒火災模型計算方法[13]分別計算2種火災的關鍵參數如表1、2所示，其中E為油罐火災荷載，QP為最大熱釋放速率，t1為熱釋放速率增長時間，E1為增長階段火災荷載.根據計算確定的參數，采用火災動力學模擬工具（fire dynamics simulator，FDS）分析2種火災形式的溫度場分布特性， FDS中的火災計算模型如圖5所示.

表1 油罐火災關鍵參數Tab.1 Key parameters of oil tank fire

表2 油池火災關鍵參數Tab.2 Key parameters of oil pool fire

圖5 火災動力學模擬工具中的火災計算模型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個面穩定燃燒（均達到最大熱釋放速率）后的空氣溫度分布云圖和油池火的溫度分布云圖對比如圖7所示，其中x為空氣中某點與主纜邊緣的距離，h為空氣中某點到橋面的高度，θ為空氣溫度.以520 ℃高溫為例，油罐火災高溫影響高度為21.5 m，油池火災為13 m，油罐火災的高溫影響范圍更大，在確定主纜防護范圍時比油池火更為不利，本文主要研究油罐火災.

圖7 油罐車火災的空氣溫度分布對比Fig.7 Comparison of air temperature distribution for tanker fire

2.2 油罐火災不利燃燒位置分析

油罐車邊緣與主纜不同水平距離時，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7 m時空氣溫度越高，對跨中主纜越不利.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 油罐火災不利燃燒狀態分析

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]試驗和數值模擬結果一致，羽流中心的密度小、速度大，四周的氣流受到向心作用力，產生卷吸作用，且火焰區域的空氣卷吸會受火源周長影響[16]，因此剖面溫度云圖呈圓錐狀.油罐車側面的主纜未處在其羽流中心位置，進一步模擬分析后設置油罐車頂面和近主纜側面燃燒，使火焰區域卷吸不對稱，形成類似貼壁火的形態，使火焰羽流中心靠近主纜側，得出最不利火災燃燒狀態，其溫度云圖如圖9所示.在該火災場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場景為無風工況+油罐火災+頂面和近主纜側面燃燒+跨中靠近吊索位置.

圖9 最不利火災場景下空氣溫度云圖Fig.9 Air temperature field in most unfavorable fire scenario

圖10 最不利火災場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 最不利火災場景下主纜溫度分布特性

基于最不利火災場景，采用FDS計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標準升溫曲線[6]和烴類升溫曲線作為對比.將最不利火災場景時的升溫曲線作為主纜瞬態熱分析的溫度作用，取計算時間tc=90 min，利用Ansys軟件得到主纜在最不利火災場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800 ℃，越靠近核心位置溫度越低，但溫度降低速度越來越慢，半徑r＜40 mm的核心區域溫度為424.6～428 ℃，主纜內外溫差較大.主纜的高度不同，在火災發生后，溫度分布也有所不同.隨火災持續時間的增長，主纜截面平均溫度逐漸升高，二者近似呈線性關系(圖13)；圖14繪出了燃燒60 min時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，當主纜高度為16 m時，主纜截面平均溫度低于300 ℃.

圖11 3種升溫曲線的對比圖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 最不利火災場景下主纜最大失效厚度、耐火極限

在火災中某一時刻，主纜內外層的材性折減程度差異較大.當外層鋼絲高溫松弛后，其承擔的內力將減小并逐漸失效，內層鋼絲承擔的內力將增大.當主纜失效厚度達到一定程度時，主纜發生破壞，即主纜達到耐火極限.將主纜模型由外至內分層劃分，按最不利火災場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.在計算過程中，對外層鋼絲進行生死單元設置，當外層鋼絲屈服產生塑性應變并達到極限強度后將外層單元殺死并繼續計算，直到全截面屈服產生較大塑性應變計算無法收斂，由殺死單元的層數得出主纜允許失效的厚度，破壞時的時間即為耐火極限.

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

通過熱力耦合分析，主纜應力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，主纜未失效部分應力逐漸增加，主纜軸向變形逐漸增大，當t=48 min時，主纜變形迅速增大，主纜發生破壞，此時主纜的失效厚度約90 mm.因此在最不利火災場景下，未防護主纜的耐火極限為48 min.

圖16 最不利火災場景下未防護主纜的2種時程曲線Fig.16 Time history curves for two types of unprotected main cables in most severe fire scenarios

3.3 主纜抗火設計目標

通過上述分析可知，主纜在火災發生后48 min失效，此時主纜的截面平均溫度為500 ℃.主纜為懸索橋的主要承重體系，一旦發生破壞，可能導致整座橋倒塌，而且主纜無法更換和維修，須進行主纜的抗火防護，提高主纜的抗火性能.Lu等[17]對1 770 MPa級和1 960 MPa級2種牌號的低松弛熱鍍鋅預應力鋼絲進行一系列試驗，研究2種牌號鋼絲高溫后的力學性能，得出不超過400 ℃的高溫對鋼絲的屈服強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法維修和更換，因此偏安全取主纜防護后最外側的臨界溫度為300 ℃.仙新路跨江大橋周邊為化工園區，園區內設有消防大隊，具有較強的烴類火災滅火能力，因此結合消防條件及經濟性進行綜合考慮，確定防護后的耐火極限為45 min.主纜防護后的抗火目標為耐火極限45 min，臨界溫度為300 ℃.即火災發生不超過45 min，防護后主纜外表面的溫度不超過300 ℃.

4 主纜抗火防護研究

火災事故時有發生，但依然屬于偶發事故，從結構設計本身提高抗火性能成本較高，在主纜外表面采取抗火防護措施，提高主纜抗火性能，是相對經濟、方便可行的措施.

4.1 抗火防護材料研究與試驗分析

適用于主纜的外包型防火隔熱材料按照形態分為纖維型、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、強度高和易加工等特點，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].氣凝膠是分散介質為氣體的凝膠材料，孔隙結構為納米量級，氣凝膠材料的機械耐久性以及封裝整合問題還有待進一步研究[20-21].在對各類防火材料調研的基礎上，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，提出高硅氧復合材料防火結構，設計3種由不同防火材料組成的防護方案，試驗對比方案的優劣.3種防護方案的厚度均為12 mm，各方案的防護材料構成及厚度如下：方案1為高硅氧復合材料12 mm，方案2為鍍鋁玻纖布9 mm+陶瓷纖維布3 mm，方案3為高硅氧復合材料6 mm+2×鍍鋁玻纖布3 mm.

4.1.1 試驗模型及測點布置 如圖17所示，試驗試件為足尺索股，索股由 127 絲直徑為5.4 mm 的鍍鋅高強鋼絲構成，長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個熱電偶，用以檢測索體截面沿徑向的溫度變化，熱電偶編號沿徑向由外至內分別為A-1～A-4和B-1～B-4.

圖17 試件平面圖、測點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 試驗升溫曲線 如圖18所示，試驗在水平高溫爐中進行，在ISO834標準升溫曲線的基礎上，提高試驗升溫曲線的升溫速度，以更接近于油罐火災的升溫過程.

圖18 材料對比試驗爐內升溫曲線Fig.18 Heating curve in furnace for material comparison test

4.1.3 試驗現象 如圖19所示為燃燒后試件全貌和剖開防護層后鋼絲的狀態.在現場可以看到，鍍鋁玻纖布材質較脆，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，未發生損壞.剖開防火保護層，方案1的高硅氧材料外部呈黑色，內部呈棕褐色；方案2的外層陶瓷纖維布表面被燒黑，內層的鍍鋁玻纖布無明顯變化；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，內部呈棕褐色，內層鍍鋁玻纖布無明顯變化.

圖19 防護材料對比試驗后的試件Fig.19 Specimens after Comparison test of protective materials

4.1.4 試驗結果分析 各方案的測點溫度-時間曲線如圖20所示，其中方案1試件的B-3測點損壞，未能采集到數據.可以看出，截面A-A與截面B-B在相同位置的測點溫度曲線較為一致；試件防護層外表面的溫度與爐溫一致；在防護層內側，試件表面測點的溫度顯著降低，越靠近試件內部，溫度越低.隨著時間的延長，內部各測點的溫度趨于一致，燃燒至60 min時，3種防護方案防護層內側（測點2）溫度分別為484、622、558 ℃.試驗結果顯示，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.試驗結果表明，高硅氧復合材料的抗火隔熱性能是3種防護材料中最好的，因此采用該防護材料進行主纜抗火防護設計.

圖20 不同方案各測點溫度時程曲線Fig.20 Time history curve of temperature at each measuring point with different schemes

4.2 主纜抗火防護方案設計

在實際施工過程中，防火材料纏繞過程施加的張力、主纜外表面的纏包帶施加的壓力等因素均會壓縮防火材料，為此針對不同壓縮狀態下的防護材料的抗火性能開展試驗研究.主纜直徑為879 mm，較難進行足尺試驗，為此進行不同直徑的索股模型試驗，研究溫度與索股直徑（截面形狀系數）的相關關系，再結合數值模擬確定主纜的防護方案.

4.2.1 防護層壓縮影響效應研究 為了研究防護層被壓縮后對防護效果的影響，設計自然狀態下10 mm的高硅氧復合材料防護層為方案4，10 mm壓縮為6 mm的高硅氧復合材料防護層為方案5，通過試驗對比2種方案的防護效果.索股試件及測點布置如圖17所示.試驗升溫曲線采用烴類升溫曲線，實際爐溫曲線與之稍有差異，如圖21所示，其中燃燒時間為60 min.試驗前后的試件如圖22所示.由于索股直徑較小，試驗時采用兩端支撐的方式放置，高溫作用后試件產生一定的撓度，但防護層外觀較完整，未發生損壞.燃燒60 min時2種方案截面A各測點溫度對比如圖23所示.可以看出，防護層被壓縮后的方案5各測點溫度均較方案4低，最外層鋼絲溫度降低10%，即防護層被壓縮后防護效果不降反升.

圖21 主攬抗火試驗爐內升溫曲線Fig.21 Heating curves in furnace of main cable fire resistance test

圖22 防護層壓縮影響效應試驗前后的試件形態Fig.22 Appearance of specimen before and after effects test of protective

圖23 60 min時試件各測點溫度Fig.23 Each measuring point temperature of specimen at 60 min

4.2.2 主纜直徑影響效應研究 為了研究直徑變化（截面形狀系數改變）與防護效果的相關性，設計3種試件，直徑分別為70 、159、201 mm，長度均為2 m，防護層取自然狀態下高硅氧復合材料厚度為10 mm.升溫曲線如圖21所示，燃燒時間為60 min，試驗前后的試件如圖24所示，試件直徑D和截面形狀系數η與溫度的關系曲線如圖25所示.由圖24和圖25可知，在升溫過程中，直徑為159 mm的試件表面固定防護層的鋼套箍發生斷裂，防護層受鋼絲變形影響發生破壞，防護效果降低，最終溫度偏高，但依舊可以反映直徑與溫度的相關性，隨直徑增大，溫度顯著降低.因為直徑越大，截面形狀系數越小，所以隨著截面形狀系數增大，試件的最終溫度越高.為了得到依托工程主纜防護后的溫度，基于試驗數據，并參照相關規范[6]進行計算，防護層的等效熱傳導系數為0.55 W/(m·℃)，采用有限元模擬，得到試驗爐溫升曲線作用下，主纜最外側溫度隨主纜直徑的變化曲線如圖26所示.由圖可知，當采用10 mm厚高硅氧復合材料作為主纜防護層時，隨著直徑增大，主纜防護層內側溫度逐漸降低，當直徑達到主纜直徑為879 mm時，溫度為288 ℃ (高溫作用時間60 min).如圖27所示為最不利火災場景升溫曲線作用60 min時的依托工程主纜溫度時程曲線.可以看出，60 min時的主纜外表面溫度為266 ℃，另外，通過計算可知，高溫作用45 min時主纜外表面溫度為224 ℃，小于抗火設計目標300 ℃.試驗結果表明，采用自然狀態下厚度為10 mm的高硅氧復合材料進行主纜防護，可以滿足火災發生45 min主纜外表面溫度不超過300 ℃的抗火設計目標.火災發生60 min時亦不超過300 ℃，具有一定的安全余度.另外，考慮火災發生時的復雜性，可以將耐火時間延長，若耐火時間延長至2 h，則須取防護層厚度為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，在防火層外側設置纏包帶.

圖24 主纜直徑影響效應試驗前后的試件形態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與溫度相關關系曲線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 主纜防護后最外側溫度的時程曲線Fig.27 Time history curve of outermost temperature after main cable protection

5 結 論

（1）火災產生的高溫區的高度是影響懸索橋主纜防護范圍的關鍵因素，為此分別從油罐車火災燃燒的形式、火災發生的位置、火災燃燒的狀態、風速的影響等方面進行對比分析，確定懸索橋最不利火災場景為無風工況+油罐火災+跨中靠近吊索位置燃燒+頂面和近主纜側面燃燒.

（2）主纜在最不利火災作用下燃燒90 min，外表面溫度超過800 ℃，越靠近核心位置溫度越低，半徑小于40mm的核心區域溫度為424.6～428 ℃，主纜內外溫差較大；隨火災持續時間的增長，主纜截面平均溫度逐漸增大，二者近似呈線性關系.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，且當主纜高度為16 m時，主纜截面平均溫度低于300 ℃.

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

（4）通過試驗研究確定高硅氧復合材料壓縮后的隔熱性能有所提升，提升幅度為10%.在試驗的基礎上，結合數值模擬，得到纜索直徑與溫度的相關關系，在采取相同防護方案時，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.提出采用自然狀態下厚度為10 mm的高硅氧復合材料進行主纜抗火防護，試驗結果表明，該防護方案可達到抗火防護目標.

（5）本研究的抗火防護方案主體材料為高硅氧復合材料，從理論上講，該材料具有較好的耐久性，后續將對其耐久性展開系統研究.若能證明該材料具備良好的耐久性，則在防火層外側可不予設置纏包帶，進一步簡化防護方案.