国产日韩欧美一区二区三区三州_亚洲少妇熟女av_久久久久亚洲av国产精品_波多野结衣网站一区二区_亚洲欧美色片在线91_国产亚洲精品精品国产优播av_日本一区二区三区波多野结衣 _久久国产av不卡

?

鋼筋混凝土地鐵上蓋平臺(tái)車輛火災(zāi)模擬試驗(yàn)

2021-03-29 07:03吳明洋徐浩銘
關(guān)鍵詞:樓板測(cè)點(diǎn)荷載

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。國內(nèi)外學(xué)者通過數(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),國民機(jī)動(dòng)車保有量越來越高,汽車火災(zāi)在火災(zāi)事故中的比例也越來越高。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,通過對(duì)火災(zāi)試驗(yàn)燃燒過程及現(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沙袋或填土來實(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)中采用了德國地鐵鋁制結(jié)構(gòu)車廂(長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)合的方式來模擬真實(shí)火災(zāi)。具體為:1)面包車(見圖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,用以盛放點(diǎn)燃車廂的甲醇;2)丙烷燃?xì)庀到y(tǒng)(見圖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)的過程和現(xiàn)象

火災(zāi)全過程見圖6,整個(gè)試驗(yàn)過程持續(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)全過程Fig.6 Whole process of vehicle fire

在試驗(yàn)整個(gè)過程中,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裂,部分已經(jīng)剝落,混凝土沒有剝落現(xiàn)象,底板出現(xiàn)細(xì)微裂縫??梢耘卸ㄤ摻罨炷翗前褰Y(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,詳見文獻(xiàn)[34]。

鋼筋混凝土樓板火災(zāi)下的變形見圖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)比見圖14(d),試驗(yàn)開始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。

猜你喜歡
樓板測(cè)點(diǎn)荷載
活荷載
預(yù)制疊合樓板的裂縫成因與防治措施應(yīng)用研究
日光溫室荷載組合方法及應(yīng)用
裝配式疊合樓板施工質(zhì)量控制
基于MEEMD與相關(guān)分析的行星齒輪箱測(cè)點(diǎn)優(yōu)化*
房建工程現(xiàn)澆鋼筋砼樓板裂縫分析及防治
廚房、衛(wèi)生間樓板滲漏的主要原因及防治
基于CATIA的汽車測(cè)點(diǎn)批量開發(fā)的研究與應(yīng)用
客貨共線鐵路列車荷載圖式探討
基于小波包位移能量曲率差的隧道襯砌損傷識(shí)別