三種升溫模式下鋼構件火災危險性分析

張佳慶,黃玉彪,蔣恭華,何靈欣,丁彥銘*

(1.國網安徽省電力有限公司電力科學研究院電力火災與安全防護安徽省重點實驗室(國家電網公司輸變電設施火災防護實驗室),安徽 合肥 230601;2.中國地質大學(武漢)工程學院,湖北 武漢 430074)

火災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,但鋼材的導熱系數較大,其在火災情況下升溫較快,彈性模量和屈服強度等受高溫影響也非常顯著[1-3]。當溫度高于250 ℃時,鋼材的彈性模量和屈服強度開始減小,當溫度升到400 ℃時,其屈服強度減小到常溫時的1/2,當溫度升到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,其內部會產生附加應力與變形,導致鋼結構的穩(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)生常見的標準火災外,還可能發(fā)生由電力設備如電纜、電線等引起的電力火災,同時其內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)更為嚴重的碳氫火災[8-9]。因此,在變電站火災中,標準火災、電力火災和碳氫火災三種火災隱患同時存在,這三種火災升溫曲線的數學表達式[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表示對應于相關時間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,有關鋼結構在火災下的抗火性能,國內外學者已開展了相關研究,但現(xiàn)有研究大多采用標準火災升溫曲線對鋼結構進行實驗及數值模擬分析[11]。如:胡鷹等[12]在既有一榀框架受火實驗的基礎上建立了該實驗框架的有限元模型,通過模擬結果與實驗結果的對比,獲得了較好的溫度場模擬結果;Tondini等[13]對高強度鋼進行標準火災升溫下的實驗,并通過ABAQUS建立了有限元模型,發(fā)現(xiàn)模擬結果與實測數據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,得出當鋼框架單跨房間受火時,需要在20 min內采取措施以控制火情;Shnal等[16]通過數學模型模擬火災溫度狀態(tài)對鋼結構機械特性的影響,發(fā)現(xiàn)隨著火災荷載密度的增加,鋼結構的實際耐火極限逐漸降低。

然而,電力火災、碳氫火災升溫模式下鋼構件的溫升變化規(guī)律還未見研究報道,特別是三種火災升溫模式下鋼構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)的鋼構件遭遇火災時,其厚度和荷載比對其升溫有重要的影響。因此,本文根據《建筑構件耐火試驗 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件溫升的影響。因鋼構件溫度升到550 ℃左右時,其力學性能下降十分明顯,結構已被破壞,此外,為方便后續(xù)研究中與有防火保護的鋼構件的耐火極限進行對比,本文取《鋼結構防火涂料》(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件的對應臨界溫度根據《建筑鋼結構防火技術規(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軟件對以上實驗結果進行模擬復現(xiàn),以驗證模擬結果的準確性和有效性[19-20];最后,對三種火災升溫模式下鋼構件達到臨界溫度時間與鋼構件荷載比的關系進行了數值模擬。

1 實驗概況

1.1 實驗樣品制備

本文所用鋼構件基材為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。

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

升溫程序參照標準火災、電力火災和碳氫火災的升溫曲線,升溫時間設置為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5個測點的鋼板背火面平均溫度達到538 ℃時判定鋼板力學性能失效,測點溫度取三次重復性實驗的平均值,將實驗時間記錄為鋼板力學性能遭到破壞的時間。

2 結果與討論

2.1 不同厚度鋼板溫升實驗結果與分析

三種火災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) 標準火災升溫模式下,火災發(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;當火災發(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%;當火災發(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,此時鋼板已經喪失大部分彈性模量和屈服強度[圖2(a)]。

2) 電力火災升溫模式下,火災發(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;當火災發(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%;當火災發(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,即電力火災下的升溫速率是標準火災升溫模式下的7.4倍[圖2(b)]。

3) 碳氫火災升溫模式下,火災發(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;當火災發(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%;當火災發(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,即碳氫火災升溫模式下鋼板背火面的升溫速率是三種火災升溫模式中最大的,而更快的升溫速率會導致鋼板的力學性能急劇下降,對鋼結構的穩(wěn)定性造成破壞[圖2(c)]。

通過上述分析可知,電力火災和碳氫火災相對標準火災而言,鋼板厚度對其溫升速率的影響更大。

2.2 不同火災升溫模式下鋼板溫升實驗結果與分析

厚度為2 mm的鋼板在三種火災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:電力火災和碳氫火災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;標準火災模式下鋼板達到臨界溫度值(538 ℃)的時間為16.2 min,而電力火災模式下對應的時間為2.5 min,相比于標準火災模式時間縮短了84.6%;在碳氫火災模式下鋼板達到臨界溫度值的時間為2.2 min,相比于標準火災模式時間縮短了86.3%。

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

表1 三種火災升溫模式下不同厚度鋼板達到臨界溫度時間的實驗結果

由表1可知:在標準火災升溫模式下厚度為4 mm的鋼板達到臨界溫度(538 ℃)的時間為18.5 min,而電力火災升溫模式下對應的時間為3.8 min,相比于標準火災升溫模式時間縮短了79.5%;在碳氫火災升溫模式下厚度為4 mm的鋼板達到臨界溫度的時間為3.4 min,相比于標準火災升溫模式時間縮短了81.6%。電力火災和碳氫火災與標準火災相比,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和碳氫火災前期升溫速率較高,這也是其與標準火災之間最明顯的區(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件在遭遇火災時是十分不安全的。

2.3 數值模擬實驗工況設置及數值模擬結果驗證

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

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

本文采用瞬態(tài)非線性傳熱分析方法,對火爐內熱量通過熱對流和熱輻射傳遞給鋼構件進行分析。熱輻射系數是衡量物體表面接近理想黑體程度的指標,其取值因火爐不同而略有差異,本文取0.7;對流換熱系數參照歐洲規(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]。三種火災升溫程序在幅值表中設定,火災升溫時間為60 min。

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

圖5 數值模擬結果與實驗結果的對比Fig.5 Comparison between numerical simulation results and experimental results

由圖5可知:在標準火災升溫模式下,厚度為2、4、8 mm鋼板達到臨界溫度的時間的數值模擬結果與實驗結果的誤差為3.57%、3.14%、3.49%;在電力火災升溫模式下,厚度為2、4、8 mm鋼板達到臨界溫度的時間的數值模擬結果與實驗結果的誤差為3.85%、5%、3.28%;在碳氫火災升溫模式下厚度為2、4、8 mm鋼板達到臨界溫度的時間的數值模擬結果與實驗結果的誤差為4.35%、2.86%、3.77%。由此說明鋼板達到臨界溫度的時間的數值模擬結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軟件對鋼構件達到臨界溫度的時間進行模擬復現(xiàn),從而可用于進一步分析更復雜鋼構件在火災升溫中達到臨界溫度的時間的變化規(guī)律。

2.4 局部鋼構件達到臨界溫度的時間與荷載比的關系分析

鋼梁是鋼結構中的重要受力構件,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為125 m-1,四面受火條件下其截面形狀系數為147 m-1。本文采用ABAQUS軟件對不同火災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值模擬分析。根據《建筑鋼結構防火技術規(guī)范》(GB 51249—2017),不同荷載比鋼梁對應的臨界溫度確定為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的鋼梁在電力火災和碳氫火災升溫模式下達到臨界溫度的時間均低于6 min,遠小于標準火災升溫模式下的10.6 min,降幅超過40%。

通過對三種火災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,可得到以下關系式:

y=-11x+17.2 (R2=0.99)(標準火災)

(4)

y=-5x+8.8 (R2=0.99)(電力火災)

(5)

y=-5x+8.5 (R2=0.99)(碳氫火災)

(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、碳氫火災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,可得到以下關系式:

y=-10.6x+16.3 (R2=0.99)(標準火災)

(7)

y=-3x+5.1 (R2=0.99)(電力火災)

(8)

y=-2.6x+4.5 (R2=0.98)(碳氫火災)

(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 論

1) 實驗鋼構件在標準火災升溫模式下達到臨界溫度的時間范圍為16～23 min,電力火災、碳氫火災升溫模式下其達到臨界溫度的時間為2～6 min;電力火災和碳氫火災升溫模式下鋼構件達到臨界溫度的時間相對標準火災升溫模式急劇縮短,平均縮短幅度超60%,最大幅度達86.3%。

2) 電力火災、碳氫火災中鋼梁荷載比大于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) 局部鋼構件——鋼梁達到臨界溫度的時間與荷載比呈線性關系,并得到了三面受火、四面受火鋼梁在三種火災升溫模式下達到臨界溫度的時間與其荷載比的擬合方程。