抗火设计（精选7篇）
抗火设计 篇1
摘要：钢筋混凝土剪力墙是高层建筑结构中的重要构件, 深入研究其耐火性能并进行合理科学的抗火设计至关重要。为此, 简要回顾了钢筋混凝土剪力墙火灾下力学性能的研究现状, 介绍了Eurocode 2、BS 8110-2、ACI 216R-89、AS 3600-2001、NS 3473E-1992、NZS 3101、GB 50045—95和GB 50016—2006规范的有关设计要求, 探讨了钢筋混凝土剪力墙耐火性能及抗火设计的若干问题。
关键词：钢筋混凝土,剪力墙,耐火性能,抗火设计,耐火极限
随着高层建筑的迅速发展, 建筑火灾潜在的危害性也越来越严重。钢筋混凝土剪力墙是高层建筑中的常用构件, 该类结构构件的受火情况也时有发生, 例如1985年4月19日, 哈尔滨市天鹅饭店发生特大火灾;2007年5月14日, 厦门市香港广场1号楼发生火灾, 剪力墙严重受损。抗火设计是结构设计的一项重要内容, 结构构件未进行抗火设计或设计不周全, 必然存在安全隐患, 一旦发生火灾, 将对国民经济和人身财产造成巨大的损失。由此可见, 有必要深入研究钢筋混凝土剪力墙的耐火性能并提出科学合理的抗火设计方法。
本文回顾了钢筋混凝土剪力墙耐火性能的研究现状, 介绍了Eurocode 2、BS 8110-2、ACI 216R-89、AS 3600-2001、NS 3473E-1992、NZS 3101、GB 50045—95和GB 50016—2006规范的有关抗火设计要求, 并对钢筋混凝土剪力墙耐火性能及抗火设计的若干问题进行了探讨。
1 钢筋混凝土墙耐火性能研究现状
以往, 国内外学者对钢筋混凝土剪力墙火灾下的力学性能进行了一些研究, 但研究工作开展尚不充分。
Crozier和Sanjayan[1]进行了18个钢筋混凝土墙体的抗火实验研究, 实验主要参数有高厚比 (24、36、48) 、钢筋的混凝土保护层厚度 (30～65 mm) 、混凝土强度 (圆柱体抗压强度44～70 MPa) 和面外偏心荷载 (88 kN、135 kN) 等。18个试件中, 8个墙体两短边铰接, 考察面外偏心荷载和侧向荷载作用下墙高温面外承载力;2个墙体两短边铰接, 考察侧向荷载作用下混凝土剥落和热弯曲;2个墙体两短边和一长边均铰接, 考察侧向荷载作用下墙无弯曲开裂时混凝土的剥落。所有试件长度3 600 mm, 宽1 200 mm, 截面配筋率0.25%, 荷载偏心距为1/2墙厚。试件均为单面受火, 升温曲线根据AS1530.4确定, 图1所示为墙试件的火灾实验装置。研究结果表明, 单面受火时, 墙的面外承载力明显下降, 而混凝土强度对面外承载力的影响不大;很少或没有弯曲裂缝的墙体更容易发生混凝土爆裂;火灾下高强混凝土墙体的变形比同等情况下普通混凝土墙体小;混凝土保护层厚度对墙的高温承载力影响较为显著。
Selih等[2]采用数值方法对ASTM E-119和SDHI 2种火灾曲线作用下混凝土墙的温度进行了计算分析, 并将计算结果与简化模型结果比较。计算中考虑了自由水、边界水和水蒸气的影响, 而简化模型中是假设混凝土中所含水分在100 ℃时全部蒸发。结果表明, 采用SDHI火灾曲线得到的混凝土墙受火面附近温度梯度较大, 简化模型结果与完整数值模型计算结果趋势一致, 但温度总体偏小。
Ongah等[3]归纳了NS 3473E、NZS 3101和BS 8110标准中有关混凝土墙的耐火极限设计表格, 探讨了高强混凝土在高温下的爆裂, 采用有限差分法计算了火灾下钢筋混凝土承重墙温度曲线, 并简要介绍了计算火灾下弯矩-曲率关系和变形的方法, 计算结果尚未和实验结果比较。
任红梅[4]和肖建庄等[5]报道了3榀矿渣高性能混凝土剪力墙耐火实验研究结果。试件中2榀加入0.25%聚丙烯纤维, 混凝土立方体强度为52.2 MPa和58.3 MPa。剪力墙厚度120 mm, 高2 110 mm, 除底部扩大端外, 墙体宽度为800 mm, 配置ϕ6@150 mm双向双层钢筋网片, 钢筋保护层厚度为15 mm, 墙左右端部设置暗柱。实验时, 作用在墙上的轴压力为260～339 kN, 轴压比约为0.2。研究结果表明, 火灾下矿渣高性能混凝土剪力墙比普通混凝土传热更快, 加入聚丙烯纤维在一定程度上改善了高性能混凝土剪力墙的抗火性能。但由于实验条件限制, 各次实验的升温曲线存在较大差异, 且与ISO-834标准升温曲线相差甚远。墙体试件尚未完全破坏就开始降温, 因而无法获得剪力墙的耐火极限。
任红梅[4]采用有限元软件ANSYS对混凝土剪力墙的火灾反应进行了分析。热分析时, 混凝土采用SOLID70单元, 忽略钢筋作用, 为考虑热辐射, 在实体模型表面覆盖SHELL57单元;结构分析时, 混凝土采用SOLID65单元, 钢筋采用LINK8单元。有限元模型中尚未考虑混凝土瞬态热应变、高温徐变 (蠕变) 、爆裂等的影响, 温度场及受力计算结果仅仅和极少数试件比较, 模型的可靠性未能得到充分验证。同时, 未进行火灾下混凝土剪力墙的工作机理分析和参数分析, 并提出合理科学的抗火设计方法。
Lim[6]探讨了工业建筑中预制独立悬臂墙、有支承悬臂墙、钢框架中混凝土墙火灾下力学性能的分析方法和结果。计算方法包括有限元程序SAFIR、结构分析程序FIREWALLS及手算方法。采用SAFIR时假设混凝土墙温度场沿着高度一致、钢与混凝土之间无相对滑移、混凝土不发生剥落、无初始偏心等, 考察了混凝土墙高度 (6～12 m) 、厚度 (125～250 mm) 、配筋率 (0.38%～1.34%) 、钢筋布置 (单层、双层) 、升温曲线 (EC1外部火灾曲线、ISO-834标准升温曲线) 、风荷载 (0.25 kPa) 等对墙挠度、墙基础弯矩等的影响。采用程序FIREWALLS时需将墙体沿着高度方向分为若干单元, 将数值积分点处的截面分为若干面积单元, 通过不断迭代求解平衡方程, 该方法可考虑二阶效应影响。采用简化的手算方法不考虑二阶效应的影响, 适用于特定条件下的墙体。
2 钢筋混凝土墙抗火设计方法
2.1 Eurocode 2
欧洲混凝土规范Eurocode 2[7]给出了设计荷载比为0.35和0.7、受火时间为30～240 min、单面受火和双面受火情况下钢筋混凝土承重墙的最小厚度和钢筋形心到混凝土表面的最小距离, 如表1所示。
2.2 BS 8110-2: 1985
英国混凝土结构规范BS 8110-2: 1985[8]给出不同配筋率和混凝土密度钢筋混凝土墙耐火设计要求, 如表2所示, 对于配筋率为0.4%～1.0%, 混凝土密度在1 200 kg/m3与2 400 kg/m3之间时可通过插值获得。
2.3 ACI 216R-89
美国混凝土学会标准ACI 216R-89[9]在第3章中对素混凝土、钢筋混凝土及混凝土砌块墙体的耐火极限进行了简要的叙述。对于素混凝土和钢筋混凝土墙, 假设背火面温度达到139 ℃时丧失隔热性, 耐火极限设计方法可参考有关楼板的设计曲线, 如图2所示。
2.4 AS 3600-2001
澳大利亚混凝土规范AS 3600-2001[10]在5.7.2和5.7.4节分别对混凝土墙的隔热性和结构要求做了规定, 如表3和表4所示, 其中, 对于实体墙, 有效厚度为实际厚度;对于中空墙体, 有效厚度为截面净面积与长度的比值。
2.5 NS 3473E-1992
挪威混凝土规范NS 3473E-1992附录B3.3给出非承重和承重混凝土墙耐火极限设计表格, 分别如表5和6所示[3]。其中, 混凝土强度可达到C65, 对于非承重墙, 受火时间30 min和60 min时墙体需满足最小厚度要求外, 墙体高度不应超过3 m;对于承重墙, 设计表格适用条件为高厚比≤25。
2.6 NZS 3101
新西兰规范NZS 3101: Part 1: 1995根据混凝土墙隔热性和稳定性对不同受火时间下不同骨料的混凝土墙体厚度和钢筋的保护层厚度做了要求, 如表7和8所示[3]。其中, 骨料A代表石英、杂砂岩、玄武岩等, 骨料B代表英安岩、响岩、安山石、流纹岩、石灰石, 骨料C代表浮石和一些轻质骨料。表中混凝土强度适用于17.5～100 MPa, 然而该部分的设计内容却是基于低强混凝土的研究结果[3]。
2.7 GB 50045-95和GB 50016-2006
我国现行结构抗火设计方法是先根据建筑物的性质、重要性、规模、用途、层数、火灾危险性和扑救难度等确定建筑物的耐火等级, 然后根据耐火等级选择承重构件的耐火极限和燃烧性能, 以此保证结构的耐火稳定性。《高层民用建筑设计防火规范》GB 50045—95[11]附录A和《建筑设计防火规范》GB 50016—2006[12]条文说明3.2列出了部分混凝土承重墙的耐火极限和燃烧性能, 如表9所示。
3 剪力墙耐火性能研究若干问题
3.1 理论分析和设计方法
如前所述, 以往也有学者对火灾下钢筋混凝土剪力墙力学性能进行理论计算和分析, 但理论分析模型尚未得到充分的实验验证。为更准确地模拟钢筋混凝土剪力墙的火灾反应, 温度场分析中可合理地考虑水蒸气的影响, 力学模型中考虑混凝土瞬态热应变、高温徐变和钢材蠕变, 在充分验证计算模型的基础上, 进行钢筋混凝土剪力墙受力特性的分析。
目前有关规范的抗火设计方法主要是基于耐火极限设计表格或曲线, 其优点是简单、直观、应用方便, 但其适用的参数范围和条件较为有限, 未充分考虑几何参数、物理参数和荷载参数等的影响。影响钢筋混凝土剪力墙耐火性能的参数可能有墙厚度、高宽比、火灾荷载比、配筋率、荷载偏心率、钢筋和混凝土强度等因素, 因此有必要在对上述参数影响规律系统分析结果的基础上提供更为合理的耐火极限设计方法。
3.2 剪力墙-梁连接节点及整体结构
在充分认识钢筋混凝土剪力墙耐火性能的基础上, 研究还有待于向连接节点和结构体系发展, 因为单个构件的性能不能准确地反映其在整体结构体系中的性能和反应。以往对剪力墙-梁连接节点及整体结构高温力学性能的研究报道非常缺乏, 有必要开展这方面的研究工作, 为更好地认识剪力墙耐火性能及结构抗火性能化设计打下良好的基础。
3.3 考虑火灾作用全过程的分析
火灾作用全过程包括了升温、降温以及火灾后阶段, 为了评估火灾后的力学性能和工作行为, 并进而制定合理的火灾后修复加固措施, 还需要研究结构在降温段和火灾后的反应。
4 结 语
钢筋混凝土剪力墙在高层建筑结构中应用广泛, 研究其耐火性能并进行合理的抗火设计非常重要。本文简述了钢筋混凝土剪力墙火灾下力学性能的研究现状, 给出了Eurocode 2、BS 8110-2、ACI 216R-89、AS 3600-2001、NS 3473E-1992、NZS 3101、GB 50045-95和GB 50016-2006规范的有关抗火设计要求, 探讨了钢筋混凝土剪力墙耐火性能及抗火设计的若干问题, 可为有关抗火研究提供参考。
参考文献
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[12]中华人民共和国国家标准.GB 50016—2006.建筑设计防火规范[S].北京:中国计划出版社, 2006.
抗火设计 篇2
关键词：管廊抗火构造,地下城市,消防设计,研究
地下城市综合管廊, 能够有效消除电信、电力以及视频线路在市政上空蛛网式的布置弊端, 而且还有效地解决了建筑结构周围影响消防、曲臂车辆动作障碍等问题。不仅可以避免路面重复挖掘现象, 而且还确保了道路畅通, 对于美化城市环境、解决管线建设和管理混乱问题, 具有一定的现实意义。
1 管廊抗火构造设计
地下城市综合管廊, 多为钢筋混凝土结构、墙板结构等, 以单双舱、多舱形式为众, 通常设计成圆形、矩形以及半圆状构造, 如图1 所示。
对于管廊而言, 其构造设计时, 应当注意抗火性能, 建议选用不燃体, 而且耐火极限至少2 小时, 检查井的耐火等级不低于二级。在管廊抗火设计时, 其中按每200 米的距离布设防火分区, 而且每隔大约200米的距离设防火墙以及甲级防火门和阻火包等。预留检查口以及疏散通道中, 应当布设排水、通风系统。若管廊是钢筋混凝土结构, 则着火时表面温度超过150 ~ 200 摄氏度, 会出现爆裂现象。基于对火灾时管廊结构强度下降考虑, 可能会出现垮塌、损坏等现象, 严重影响检查人员安全疏散, 而且对消防救援造成了不利影响。针对这一现象, 低标混凝土表面的温度应当控制在380 摄氏度以内, 高标混凝土的表面温度在250 摄氏度以内。
2 地下城市综合管廊消防设计思路
虽然地下城市综合管廊中发生火灾的概率非常小, 但是综合管廊中敷设的线路是非常重要的, 直接关系着人们的生活、工作以及生产等, 一旦出现火灾事故, 则必然会对社会以及经济秩序的发展造成不利影响, 甚至造成人员伤亡。然而, 国内地下城市综合管廊建设规范出台的相对较晚, 尤其是消防设计规范还不够健全。《城市综合管廊工程技术规范》中, 对综合管廊消防设计给出了一些规定, 然消防设计条文仍较简单, 安全设计与具体设计, 主要依赖于设计人员的分析和把握。
2. 1 设计思路概述———以济南市二环西路综合管廊为例
地下城市综合管廊, 是解决线路乱敷设的有效途径。以济南市二环西路综合管廊为例, 目前已建成通车的二环西路高架路东侧地面辅道下, 南起经十路, 北至滨河南路, 全长度6009 米, 采用现浇钢筋混凝土结构, 宽度和高度分别是8. 3 米和4. 9 米, 管廊中敷设了热力、给水、中水以及电力和通信等五类综合管线, 及消防、照明、监控、排水、通风、安全标识等配套设施, 并设有检修车通道等, 如图2 所示。
如图2 所示, 该综合管廊中安置了热力、给水、排水以及弱电和电力等多种管道, 对这些管道进行检测、管理, 日后可通过智能化管理进行及时的检测。通过构建综合管廊智能化监控系统, 利用先进的自动控制技术, 实现实时采集综合管廊内的供水、供热等管线指标, 进行实时检测, 并快速发现管线的异常情况, 避免供水、供热管网爆管、电缆发热起火等事件的发生。更为重要的是, 还要对综合管廊进行消防设计, 做好消防安全防范工作。
地下城市综合管廊中, 存在着很多的可燃物, 比如电缆、管线以及光缆等从, 从上图中也可以看到。电缆的主要构成是导体、保护包皮以及绝缘层三部分, 目前国内多采用聚氯乙烯电缆以及橡胶电缆等。对于光缆而言, 其构成主要是塑料外皮、光导纤维以及塑料保护套管。相间以及对地短路、线路过载与接触不良等, 都可能会造成电缆着火。对于敷设较为密集的电缆而言, 当廊道中着火时, 火灾会产生大量的热量, 并在较短的时间内难以扩散, 因此会导致综合管廊中的温度快速升高。管廊中电线电缆的布置层叠集中, 若上层电线电缆发生火灾, 聚氯乙烯以及橡胶等材料就会被高温融化, 然后滴下来的融化物很快就会将火焰蔓延至下层光缆、电缆以及管线。当管廊下层的电缆着火时, 热烟气以及热辐射等, 就会很快对上层线路造成影响。地下城市综合管廊中内发生火灾事故时, 如果不及时采取有效的措施控制, 则会对当周围的环境造成不利影响。对于集中敷设了管线的地下综合管廊而言, 发生火灾时, 主要表现出以下特点。第一, 火势比较猛烈, 而且燃烧的速度也比较快。管廊前后是贯通的, 而且电缆敷设较为密集, 如上图所示, 一旦发生火灾, 电缆就会形成火流, 蔓延至邻区, 以致于火势沿电缆迅速扩散。第二, 扑救困难。当电缆燃烧时, 会产生非常多的有毒气体, 而且管廊中的通道有比较狭窄, 通信设施受到屏蔽影响, 因没有信号与外界联系而导致消防灭火困难。第三, 触电危险性比较大。在综合廊道中, 高压电缆断电以后, 仍可能会留有一定的余压, 不注意可能会触电, 设计时需特别注意。
2. 2 地下城市综合管廊细部消防设计
( 1) 防火分区以及管廊构造设计。实践中, 为确保地下城市综合管廊的安全性, 综合管廊中的承重结构燃烧性能, 应当选用不燃体, 而且内部所用的装修材料也以不燃材料为宜。地下城市综合管廊中的可燃物, 以电线电缆为重, 而且电线电缆集中排置, 火灾荷载相对较大时, 为严格控制火灾影响, 应当根据《城市综合管廊工程技术规范》规定要求, 地下综合管廊中的防火分区间距最大不超过200 米, 而且防火分区应布设防火墙、阻火包以及甲级防火门等防火分隔设施。各防火分区, 都要设直通室外的消防疏散出口, 直接与逃生通道相连接, 通过检查井向室外疏散人群。同时, 检查井口还可以作为疏散出口, 在连接管廊位置, 布设一个1. 7 平方米的前室, 而且前室门以乙级防火门为宜。当单舱管廊的长在150 米以上时, 未设疏散出口舱段, 一定要设计临时的避难间, 通风、通信性能良好。
对于人行通道而言, 应当布设应急疏散系统、照明系统以及灯光疏散标志, 其照度至少应为平均工作照度的百分之十。出入口位置、设备操作点, 照度至少100Lx。同时, 应当将灯光疏散标志布设在地面以下大约1 米的位置, 而且间距不能超过20 米。布设的设置位置应当明显可视, 主要入口位置设管廊标识牌, 而且内容一定要简易, 信息一定要明确, 能够使受灾人群清楚地识别管廊分区。
( 2) 安全疏散设计。对于地下城市综合管廊而言, 除监控中心以外基本上没有人员操控。然而, 日常检修工作是必不可少的, 干线与支线综合管廊, 设计的逃生口至少能够容纳两人。同时, 逃生口引导与通风口、投料口结合设置。逃生口位置, 应当布设灭火器材, 比如黄沙箱、灭火器等。对于管廊防排烟、通风系统而言, 根据防火分区布设机械通风系统, 同时用作排烟系统; 排风、排烟以及送风口位置, 布设在管廊上方、中间位置, 各防烟分区至少两个, 以缩短火灾时烟雾扩散距离。
( 3) 自动报警系统设计。为及时发现地下城市综合管廊内火灾事故, 从源头上减小火灾事故造成的损失, 应当优化设计自动报警系统。结合管廊中的可燃物属性, 针对性地布设感烟报警探测设备、感温报警器; 综合管廊中出现紧急情况时, 探测器及时将信号发至值班室, 联动其他设施共同灭火。通常情况下, 报警探测器布设在顶棚以下, 一旦发生火灾, 则烟雾或者高温报警。基于度地下城市综合管廊的特殊性和重要性分析, 采用线型探测器敷设于电缆之上, 电缆的温度相对较高时, 立即能够监测出来, 并且报警。比如, 世博园的地下综合管廊, 即采用了该种报警设计思路。
( 4) 灭火系统设计。目前可选用的灭火系统种类繁多, 各种类型的灭火系统都有其自身的优势和不足, 设计过程中应当选择性的应用。根据《城市综合管廊工程技术规范》之规定, 综合管廊中的技术方案、经济方案对比, 可布设湿式、水喷雾以及气体等类型的灭火系统和固定装置。实际应用时, 虽然采用湿式自动喷水灭火系统的成本相对较低, 而且施工也比较简单, 但因综合管廊中有很多的带电线缆, 所以不建议采用该种设计方式。对于水喷雾系统而言, 对带电火灾的扑救效果比较显著, 然通常城市给水管道直接供水难以有效满足大流量需求; 如果选用的是泵房加压供水方式, 则供水管道的直径就会比较大, 对综合管廊的空间要求比较高, 不利于节约空间资源; 一旦启动系统, 就会导致管廊中排水压力过大, 进行发生次生灾害。实践中, 也有利于七氟丙烷气体进行灭火的设计方案, 而且灭火效率也比较高, 基本上没有残留物。然而, 利于该系统灭火时, 会产生有害气体, 不仅会损害管廊内的电缆线, 而且会危及灭火人员的身体健康。对于气溶胶灭火系统而言, 具有环保、安装方便以及无管网等优点, 然该系统灭火以后的分解产物以及喷射物成分是碳酸钾、氧化钾, 吸收水分以后就会生产氢氧化钾, 具有强氧化性, 而且会腐蚀管廊中的设备。气溶胶灭火系统喷射物, 含有导电性能的金属盐离子, 操作不当就会导致短路。对于IG541 灭火系统而言, 环保、无毒, 成本却非常的高, 需定期对灭火剂进行更换, 而且后期维护成本比较高。对于细水雾灭火系统而言, 环保且无毒, 而且灭火效果也比较好。较之于水喷雾系统, 用水量少, 造价与运用维护费用较低。通过以上设计方案对比分析, 为了能够有效降低误喷概率, 地下城市综合管廊消防灭火系统设计时, 建议采用具有闭式预作用的细水雾灭火系统。
3 结语
总而言之, 地下城市综合管廊是一种趋势, 建设与运维管理过程中, 该种系统非常的复杂, 特别是综合管廊设计初期阶段的成本投入加大, 若想进行大规模的建设和利用, 仍有待进一步研究和论证。实践中, 应当结合拟建城市的近远期规划目标, 预留合适的出入口和发展空间。这对地方政府而言, 应当加强重视, 提高城市规划设计的前瞻性、可能性, 借鉴成功典范, 立足实际, 坚持人本理念、统筹兼顾, 以此来设计科学合理的地下城市综合管廊抗火和消防系统, 以确保城市建设与持续发展。
参考文献
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大空间钢结构抗火概述 篇3
近十年来,随着城市现代化的建设,我国的钢结构建筑数量激增,钢结构的大空间建筑迅速增多,目前已在我国城市建筑中占有相当比例。而钢材的耐火性能差,当温度为400 ℃时,钢材的屈服强度降低为常温下的一半左右;温度达到600 ℃时,钢材基本丧失其强度和刚度。因此建筑钢结构的抗火研究具有极其重要的意义。特别是对大空间的钢结构建筑,由于其在建筑上和使用功能上的需要,在火灾防治问题上有很多特殊性,因此结构抗火问题显得尤为突出。
1 大空间建筑火灾
1.1 大空间建筑
所谓大空间建筑[1],即指内部空间很大的建筑物,包括高层建筑的中庭、大空间商业建筑、交通建筑、体育建筑、大型仓库、观演建筑等。根据结构形式,大空间建筑大体可分为三类:
1)占地面积相当大且具有一定高度的大体积型建筑(立体型)。
2)占地面积不太大但却有相当高度的建筑(瘦高型)。
3)占地面积很大但并不很高的大面积型建筑(扁平型)。
1.2 大空间建筑火灾
影响建筑火灾发展过程的因素一般包括:火源功率的大小、建筑尺寸、建筑结构形式和通风排烟条件。在大空间建筑中,火灾燃烧的形式类似于室外环境下的燃料控制性燃烧,只要有可燃物就能持续燃烧。
与普通建筑火灾相比,大空间建筑火灾在同等火灾载荷下具有顶棚射流温度和速度较低,火灾初期浓烟下限较高,火灾“轰燃”现象几乎不出现,出现烟气填充、分层现象以及排烟量较大等特点。火灾烟气一旦进入大空间内,将非常难以控制,容易造成严重的人员伤亡和财产损失。
大空间建筑火灾中,建筑结构对火灾环境的反应主要是由于火灾中热对流、热辐射引起空气升温,火源热量由空气媒介经瞬态传热过程传递给构件,导致构件的升温,从而引起构件的材性和热物性变化。同时,构件在约束状态下由于升温产生附加应力,引起整体结构的应力重分配。由于在大部分情况下大空间火灾的烟气温度都较低,按照现有的耐火等级标准进行结构防火保护,会造成不必要的浪费。因此,研究大空间钢结构建筑在火灾中的反应,对其进行合理的抗火设计必须较准确地预测火场空气升温过程。
1.3 大空间建筑火灾采用的模拟方法
建筑火灾模型主要分为确定性模型和随机性模型。确定性模型中主要包括区域模型、场模型和网络模型为主体的模型及经验模型。在目前大空间建筑火灾研究中主要采用的是区域模型和场模型。通过对不同情况下的火场进行模拟,可以预测相应火场空气升温过程。
区域模型首先由美国哈佛大学的H.W.Emmons教授提出,他把质量守恒、动量平衡及化学平衡的原理运用于建筑火灾的研究。区域模型以受限空间中的火灾过程为研究对象,将空间分为几个区域,假定每个区域内部的压力、温度、密度、烟气浓度等物理参数均匀一致,运用质量、能量、动量和化学反应的基本定律建立区域模型的基本方程,找出各区域之间的相互影响,由此求得各区域的状态参数随时间的变化。目前应用最广的是根据试验观察得出的双区域模型。区域模型的分析方法在火灾初期烟气填充阶段有较好的计算精度,它在人员逃生、烟感报警、烟气控制方面有广泛地应用。但不适用于火灾中后期空气升温的计算。
场模型是建立在流体动力学、燃烧学和传热学理论基础上,对火灾中燃烧的湍流过程的流体力学基本方程进行数值求解,得出火灾过程中状态参数在所研究的室内空间分布及其随时间的变化。这是一种精确预测火灾发展规律的物理模型。但由于其求解微分方程组的复杂性,早期应用较为困难。近年来,随着计算机硬件能力的飞跃和计算流体动力学的发展,通过编制计算机程序对场模型进行数值模拟成为火灾场景模拟又一种切实可行的手段。
建筑火灾分析模型的建立都是基于如下能量守恒关系:
Qf=Qc+Qw+Qr+Qg (1)
其中,Qf为火灾燃烧释热率;Qc为火灾热烟气逃逸房间带走热量的功率;Qw为房间墙面吸收热量的功率;Qr为通过房间开口辐射损失热量的功率;Qg为房间空间升温所需热量的功率。
2 火灾下钢结构构件升温
在钢结构建筑火灾中,由于火灾中热对流、热辐射引起空气升温,火源热量由空气媒介经瞬态传热过程传递给钢构件,导致构件的升温,从而引起构件的材性和热物性变化。对于大空间建筑火灾,一般将热烟气对钢构件的辐射和火焰对钢构件的辐射分别考虑。以下仅简要介绍由热烟气的辐射和对流产生的钢结构构件升温。
确定钢构件的升温可通过试验测定和对钢构件截面导热微分方程求解这两种方法。试验方法主要用于测定有保护层钢构件的升温,研究保护层对钢构件的隔热性能。基于计算的方法则根据钢构件的截面特性、构件材料及保护层的材性和厚度确定构件的升温。根据热平衡原理,采用集总热容法建立热平衡方程:
其中,q为单位时间内外界传入单位长度构件内的热能,W/m;Ts为钢构件温度,℃;Cs为钢的比热,J/(kg·℃);V为单位长度构件的体积,m3/m;t为时间,s;ρs为钢的密度。
1)无保护层钢构件的升温。
假定截面上温度为均匀分布。沿纵向轴线上的温度由于处在同一温度的烟气中,也可认为温度是一致的。截面温度均匀分布,钢构件的升温计算可采用迭代方法:
K=αr+αc。
其中,Ts为钢构件的温度,℃;Tg为烟气层的平均温度,℃;ρs为钢的密度,取7 850 kg/m3;Cs为钢的比热,取600 J/(kg·℃);Fs/vs为钢构件的截面形状系数,m-1,Fs为单位长度构件的受火表面积,m2/m,vs为单位长度构件的体积,m3/m;αr为以辐射方式由空气向构件表面传热的传热系数,W/(m2·℃);αc为对流传热系数,对于纤维类燃烧火灾,可取25 W/(m2·℃);εr为综合辐射系数,一般取0.5。
2)有保护层(轻质)钢构件的升温。
同样假定截面上温度为均匀分布。沿纵向轴线上的温度由于处在同一温度的烟气中,也可认为温度是一致的。截面温度均匀分布,钢构件的升温计算可采用迭代方法:
其中,λb为保护层的导热系数,W/(m·℃);d为保护层的厚度,m。其他各参数含义与前述相同。
3 大空间钢结构抗火设计方法
在大空间钢结构抗火设计中,性能化抗火设计方法起着越来越重要的作用。这种方法不明确规定结构抗火设计的具体解决方案,而是确定结构抗火设计的目标及相关功能目标,通过具体建筑的火灾场景模拟及实际结构的受火性能分析,提出满足结构抗火性能目标的解决方案。在CECS 200∶2006建筑钢结构防火技术规范[3]中体现出了这种设计理念。根据文献[3],对于高大空间建筑宜采用实际火灾升温进行结构或构件抗火验算。对于特别重要的大跨度(l≥80 m)和超高层(H≥100 m)建筑,宜采用实际火灾升温进行结构整体抗火验算。
基于性能化的大空间钢结构抗火设计方法的主要步骤如下:1)确定结构抗火性能目标;2)根据建筑特点和功能需要确定可能的不利火灾场景,预测可能的火灾场景对应的空气温度场;3)由最不利温度值作为分析结构及构件升温的边界条件,对集总热容法建立的热平衡方程用增量法求解钢构件温度,对钢结构构件的力学性能进行分析。在需要的情况下对整体结构进行火场下的力学分析;4)根据结构的受火性能是否满足抗火性能目标来评估结构的抗火安全性及采取需要的防火保护措施。
参考文献
[1]李国强,韩林海,楼国彪,等.钢结构及钢—混凝土组合结构抗火设计[M].北京:中国建筑工业出版社,2006.
[2]GB 50016-2006,建筑设计防火规范[S].
单层柱面网壳抗火性能分析 篇4
1 数值模拟初始条件
1.1 火灾条件
室内火灾高温数值模拟通常有场模拟、区域模拟和经验模拟三种方式。其中, 经验模拟法由于方法简便、实效性高且便于工程设计而被广泛应用。通常情况下采用国际标准组织制定的ISO 834标准对室内温度场进行经验模拟。见式 (1) 所示。
式中:T0为空气初始温度, 一般取20℃;Tg为空气温度;t为时间, min。
通过以往实验结果表明, 室内火灾的破坏性主要出现在轰燃或可燃物全面燃烧的情况下, 此时室内空气温度分布均匀并显著影响钢构件截面温度, 但构件升温较空气升温会出现滞后现象, 其滞后程度受F/V的影响。其中, F为结构构件单位长度受火表面积;V为构件单位长度体积。
1.2 材料高温特性
钢材在高温下通常取密度为7 850kg/m3、泊松比为0.3、比热为600J/ (kg·℃) 、热传导系数45 W/ (m·℃) , 而屈服强度和弹性模量随温度变化较大, 常温下变化比例为1.0, 随温度升高变化比例下降即材料不断软化。
2 数值模型
2.1 模型参数
双斜杆型单层柱面网壳由于经济性好、造型美观、布置灵活、受力均匀等特点而被广泛应用于大型商场中庭、商业步行街、室外停车库、展览厅、工业厂房以及农贸市场屋盖等。笔者选取平面较为规则的双斜杆型单层柱面网壳结构为数值模型, 跨度20m、长度30m、起拱半径11m、纵向网格为10格、跨向网格为8格, 其较小的矢跨比为网壳结构提供了较高的使用空间;可将长边支座直接置于地面, 极大增强了结构的美观性和布置的灵活性, 同时增强了结构拱的受力特性。笔者假定结构模型四边各节点为铰约束, 其余节点为刚接, 结构构件按照长细比要求均采用114mm×4mm的无缝圆管, 钢材采用Q345钢, 如图1所示。
2.2 荷载工况及组合
取恒载工况Gk=0.3kN/m2, 活载工况Qk=0.5kN/m2, 火灾工况是基于火灾经验模拟法, 假定室内空间发生轰燃或局部受到持续火焰影响并考虑结构受力的薄弱部位, 采用ISO 834标准升温曲线模拟不同的受火区域, 并以节点温度荷载的形式加载在结构节点上。其中, 结构构件温度滞后影响系数按照结构构件尺寸计算后取F/V=100。通常网壳结构风压高度变化系数较低, 风荷载影响较小, 因此不考虑风荷载的影响。常温下荷载效应组合取q1=1.2Gk+1.4Qk, 火灾情况下荷载效应组合取q2=1.0Gk+0.7Qk+1.0T (T为温度荷载) , 计算工况组合详见表1。
3 抗火性能分析
3.1 应力应变特性
该结构计算模型属于双向异性受力。通过6个工况组合的计算模拟, 结构应力应变显现出明显的对称性, 在结构四边约束和结构拱的受力特性下, 其受力薄弱区普遍出现在C和G轴向区域, 以在工况组合1的情况下为例, 结构会产生明显向下挠度同时靠近长边支座的B和H轴区域有向外扩张的趋势;D、E、F轴区域有向上扩张的趋势。其中, 向上最大挠度为10.9mm并出现在节点87和93;向下最小挠度为8.5mm并出现在节点88和92, 最大拉应力为53.4 MPa并广泛出现在C、D、E、F、G轴中间区域, 其应力应变能够满足承载要求。
各火灾工况组合参与的情况下, 模型显现出敏感的受火特性, 受火区域均向上膨胀且对外荷载具有很强的抵抗作用, 同时薄弱区域挠度急剧变化。在工况组合2、3、5的情况下, 火灾持续7min时结构受火构件温度达到约200℃, 其结构总体受力状态仍保持平稳, 结构构件应力应变基本呈线性变化;7min后由于钢材弹性模量开始发生变化, 结构各节点位移开始出现不同程度的振荡;于9min左右时结构多数构件发生应力突变或超应力现象, 即失去承载能力。在工况组合4、6情况下, 火灾持续7min后钢材弹性模量的变化并没有造成结构各节点位移振荡现象;9 min后结构仍能继续保持受力平稳态;12min后结构受火杆件温度已达到约400℃, 此时钢材开始软化, 屈服强度开始降低, 结构各节点位移出现较大程度的变化, 但结构仍能承载, 直至工况组合4的17.5min和工况组合6的14 min时结构多数杆件出现应力突变和超应力现象, 结构失去承载力。这是因为工况组合2、3、5情况下, 结构薄弱区域普遍受到火灾温度的影响, 造成结构内力分布变化较大, 使结构丧失拱的受力特性而在较短时间内失去承载能力。工况组合4、6情况下, 火灾温度出现在结构顶部和横跨向, 对薄弱区域影响较小, 结构保持拱的受力特性较好而持续承载。具体数值对比见表2。
3.2 支座效应
通过6个工况组合计算的结果可以看出该结构支座反力呈显著的对称性和不均匀性。为了简便、详尽地分析结构受火情况下的支座效应, 取角部支座 (节点1) 、短边中部支座 (节点5) 和长边中部支座 (节点86) 进行描述。根据数值模型应力应变分析结果, 取应力突变时间点T之前为有效分析时间段, 即结构丧失承载力之前。各节点支座反力趋势线, 见图2所示。
计算分析可知节点支座1和5为模型强约束, 节点支座5位于模型短边方向, 很大程度上限制结构拱的受力形态而形成强约束;节点支座1限制模型长、短边的变形, 而两边的反作用效应叠加于角部造成角部约束产生更大的支座反力;而节点支座86位于长边中部, 远离模型强约束区而逐渐被释放, 各节点反力值在受火情况下基本处于上升趋势。通过图2可分析出各节点约束均有显著的受火效应。在工况组合1情况下, 结构不受火而各节点反力值始终保持一致;各火灾工况组合下, 各节点反力均有不同程度的变化, 而且各节点不会同时出现同步变化;如工况组合2、3、6情况下, 节点支座86较节点支座1、5变化相对平缓或相对陡峭, 这是由于结构变形协调造成的。在工况组合4、5情况下, 体现出靠近受火区域的约束会产生显著的反力变化, 而远离受火区域的则变化平缓;产生较小的支座反力。另外, 各节点支座实际上均有不同程度的振荡变化, 特别是相对较弱的约束, 其反力振荡现象突出。这是由于弱约束反力较小, 受结构位移变化显著或受火膨胀效应显著造成的。
3.3 倒塌分析
单层柱面网壳属于受力敏感性结构, 常因失稳破坏倒塌。在火灾情况下, 结构构件由于受热软化更容易出现失稳破坏, 在不同火灾工况组合下, 结构将出现不同的破坏形态。笔者依据GB 50068—2001《建筑结构可靠度设计统一标准》和JGJ 61-2003《网壳结构技术规程》确定如下构件破坏准则: (1) 结构丧失承载能力; (2) 结构特征变形的增量改变符号; (3) 结构变形超过规范允许值, λ>L/250 (L为短向跨度) 。结合算例的应力应变, 对火灾情况下单层柱面网壳结构失稳态进行比较, 见表3。
通过表3的对比分析, 在火灾工况组合2、3、6情况下, 结构模型由于出现较多超应力杆件并退出工作致使结构丧失承载力而发生倒塌;而火灾工况组合4、5情况下, 结构模型中受火区域杆件受热软化, 但并没有出现超应力现象, 理论上可以继续承载。但此时由于结构模型局部位移变大或反向导致局部失稳或刚度损失而造成结构模型内力重分布, 可能立即出现杆件超应力现象以致结构模型最终发生倒塌, 所以按照规范要求认为结构模型此时处于不适宜继续承载的情况。
4 结论
(1) 单层柱面网壳属于双向受力异性, 通常情况下存在受力薄弱区, 这是单层柱面网壳模型先天的受力特点, 与结构形式、跨高比、材料特性有关。火灾发生时, 模型受力薄弱区往往体现出显著受火效应, 常因薄弱区域产生较大的位移和超应力杆件而失去承载能力。建议在单层柱面网壳结构防火设计中, 减少薄弱区域的范围, 深化结构拓扑和优化, 加强薄弱区域的防火设计和保护措施。
(2) 四边约束的单层柱面网壳会造成模型横跨向成为强约束, 纵向越靠中部约束越弱。强约束受火效应显著, 特别当火灾发生在强约束区域时, 将会造成结构支座破坏而倒塌。数值模拟中各节点支座反力值基本呈线性增加;实际情况下, 强约束会出现反力反向的情况, 这将造成结构位移突变和内力重分布, 严重影响结构承载能力;较弱约束会出现反力振荡现象, 对支座抗疲劳、抗冲击承载能力产生较大影响。建议单层网壳结构设计时应优化支座设置的位置, 顺应结构基本受力特性, 避免产生较大的约束反力;防火设计时应注重强约束的防火保护和设计, 多采用铰接支座和弹性支座并采取抵御热膨胀效应的措施。
(3) 单层柱面网壳结构受力具有较强的敏感性, 火灾情况下显得尤为突出。然而, 火灾作为一种偶然荷载具有很强的随机性和破坏性。本文5个火灾工况组合下的倒塌分析并不能全面总结模型倒塌的情况, 所以火灾情况下很难判定结构抗火安全性。建议在抗火设计中可考虑火灾发生的概率, 结合建筑使用功能、火灾强度、室内燃烧物质的存放位置、室内通风情况等因素综合考虑, 选取典型的火灾工况组合进行数值模拟, 确保结构模型具有更强的抗火性能。其具体、有效的设计方法和模拟方法也将是今后研究的方向。
摘要：通过在6个工况组合的数值模拟基础上, 对单层柱面网壳结构常温下和不同受火区域情况下应力应变、支座效应和稳定性的分析比较, 得出单层柱面网壳属于敏感性受力结构, 在火灾高温下显得尤为突出。防火设计中应加强受力薄弱区域和强约束部位的保护, 同时可在设计过程中进行火灾工况的概率分析以提高结构防火设计效率和结构安全可靠度。
关键词：单层柱面网壳,抗火性能,有限元分析
参考文献
[1]陈树华.火灾下钢网壳结构的非线性有限元分析[D].哈尔滨:哈尔滨工程大学, 2009.
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[3]薛素铎, 王广勇.凯维特单层球面网壳抗火性能研究[J].工业建筑, 2008, 35 (S) :452-472.
[4]CECS 200:2006, 建筑钢结构防火技术规范[S].
[5]GB 50068-2001, 建筑结构可靠度设计统一标准[S].
钢结构抗火研究现状与发展趋势 篇5
钢结构具有强度高、自重轻、制作安装方便, 商品化程度高, 抗震性能好、环境污染少等特点, 在建筑工程中发挥着重要的作用。随着钢结构的广泛应用, 特别是高层建筑的大量建造, 钢结构的抗火设计越来越引起重视。目前, 钢结构往往用于大型的体育馆、展览馆、飞机库、剧场、博物馆和高层建筑结构。但是钢材的致命弱点是其物理和机械性能对温度很敏感, 耐火性能较差。随着温度的升高, 钢材的强度和刚度下降, 当温度超过300 ℃时, 钢材的屈服强度和弹性模量开始明显降低, 当温度达到400 ℃时, 其屈服强度将下降到常温下的一半左右, 弹性模量将下降到常温下的60%左右, 当温度超过500 ℃时, 钢材会发生明显的塑性变形, 超过500 ℃时钢材的承载力将急剧降低。在火灾中无保护层的钢结构升温很快, 即使室温下相对安全的结构在高温时也可能迅速破坏。不加保护的钢结构构件的耐火极限仅为10 min～20 min, 一旦发生火灾, 结构极易遭到破坏, 后果不堪设想。因此, 这使得以钢结构为主的金属结构的崛起与发展, 以及其全新的结构形式和材料特性在建筑抗火中遇到了新的挑战。
1材料特性的研究
掌握高温条件下钢材的性能是确定火灾下钢结构的结构性能的必要条件。与钢结构抗火有关的材料特性主要包括:强度 (屈服强度、极限强度) 、弹性模量、热膨胀系数、应力-应变关系及热传导系数和比热等热工参数。在高温下钢材的力学性能方面, 国内外进行了较多的试验研究, 得到了钢材的屈服强度和极限强度与温度的关系, 但如何确定高温下结构钢的屈服强度没有统一的标准, 各试验结果相差较大, 而极限抗拉强度的结果都较相近。 有关钢材在高温下完整的应力- 应变关系的试验数据报道不多, 关于弹性模量的试验报道也不多, 普遍应用的是ECCS建议中的结果。 我国同济大学、清华大学等分别对常用的Q235、Q345钢及I、II级钢筋的高温性能进行了试验研究[1]。热膨胀系数是结构抗火性能中一个很重要的参数, 目前国内外对结构钢和高强螺栓材料的热膨胀系数进行过测试, 结果表明温度越高热膨胀系数越大。
钢材的高温特性试验都是在按恒温加载或恒载升温两种温度荷载路径进行, 试验结果的表达也是主要给出单一温度下的材料特性参数和应力—应变关系, 但因高温下结构钢呈现很强的塑性, 应力- 应变关系本来就与荷载路径有关, 同时还要考虑热膨胀的影响, 要给出一个统一的应力-应变-温度函数非常困难。为便于应用, 从塑性力学的原理, 根据材料是处于加载或卸载状态给出应力- 应变的增量关系便于结构分析应用。
2试验性能的研究
对于钢结构的抗火试验, 最早是以单个构件为对象进行理论和试验研究的。研究对象主要包括钢梁、钢柱、节点等。对高温下钢梁、钢柱分析主要基于常温下的受力、变形性能分析方法, 采用高温下的结构材料特性进行分析。对于钢构件的抗火性能试验研究, 国内外对钢梁、钢柱、组合梁进行了数量比较多的试验研究。 国外主要有英国的BRE, 法国的CTICM等进行比较多的试验研究, 我国主要是同济大学组织进行了钢梁、组合梁、钢柱等的抗火性能试验研究, 还进行了约束钢梁的抗火性能试验。英国的Sheffield大学、Manchester大学对钢结构节点进行了试验研究, 英国的BRE和澳大利亚曾经进行过足尺模型的钢结构抗火性能试验研究。同济大学对钢结构端板连接的抗火性能进行了试验研究。此外, 英国的Sheffield大学和Manchester大学、国内的同济大学都对钢结构端板连接、组合节点和高强螺栓连接进行了理论研究, Sheffield大学采用了结构力学的方法, 同济大学和Manchester大学均采用有限元的方法进行模拟计算[2]。
3抗火设计方法
钢结构抗火分析的过程非常复杂, 需要考虑的因素和变量很多, 如火的燃烧曲线、高温时材料力学性能、材料的徐变、蠕变、几何非线性、材料非线性和杆件温度的不均匀分布等。由于对高温下钢结构特性的了解不多, 过去一般采用隔热材料使钢结构达到抗火要求。随着人们知识水平提高和计算机的发展, 钢结构的抗火分析已经发生重大的改变, 从单个钢构件的试验方法发展到考虑火灾及结构特性的计算分析方法。最常用的方法有:基于试验的设计方法、基于计算的设计方法和基于结构整体作用分析的抗火设计方法[3]。
4基于试验的设计方法
这种方法以试验为设计依据, 通过进行不同类型构件在规定荷载分布与标准升温条件下的耐火试验, 确定采取不同的防火措施。通过进行一系列的试验可确定各种防火措施相应的耐火时间。在进行结构抗火设计时, 可根据构件的耐火时间要求, 直接选取对应的防火保护措施。这种方法具有简单、直观、应用方便等优点。然而, 它存在严重缺陷。在设计时, 荷载分布和大小以及构件的端部约束状态这两种影响很难加以考虑。而且, 实际结构所受的荷载分布和大小、构件端部约束千变万化, 所以试验很难准确和全面的对受火灾作用的钢结构加以模拟[4]。
5基于计算的构件抗火设计方法
基于计算的钢结构抗火设计方法, 可以免除传统的、基于试验的钢结构抗火设计方法存在的问题, 目前已被各国普遍接受并在设计规范中采纳。为考虑荷载的分布、大小及构件的端部约束状态对构件耐火时间的影响, 弥补基于试验的构件抗火设计带来的不足, 从20世纪70年代之后, 结构抗火设计方法转为基于构件计算的现代方法。英、美、日等国进行了考虑荷载的分布与大小及构件端部约束对构件耐火时间影响的大量计算分析。理论研究以有限元为主, 也有采用经典解析分析方法, 基本建立了能考虑任意荷载方式和端部约束状态影响的钢结构抗火设计方法。目前这种方法已被欧美等国家组织的钢结构设计规范采用。我国上海市标准《钢结构防火技术规程》也采用这种方法。
6基于结构整体作用分析的抗火设计方法
结构是作为整体承受荷载, 钢结构抗火设计也是以“整体不倒塌”为最终目的, 因此火灾下单个构件的破坏并不一定意味着整体结构的破坏。特别是超静定钢结构体系, 一般情况下结构局部少数构件发生破坏, 将引起结构内力重分布, 结构仍具有一定继续承载的能力。因此基于整体结构的承载能力极限状态进行抗火设计更为合理。目前结构在火灾下的整体反应分析尚是热门研究课题, 还没有提出适于工程实用的方法被有关规范采纳[5,6]。
7结论
钢结构抗火研究已经取得一定的成果, 但抗火设计仍没有形成统一的规范和标淮, 尤其我国起步较晚, 钢结构抗火设计还存在着许多问题。例如结构设计是以概率可靠度为目标的极限状态设计法。针对火灾发生的随机性, 且火灾发生后空气升温的变异性很大, 要实现结构抗火的概率可靠度设计, 必须考虑火灾及空气升温的随机性。这方面的研究成果还不多, 也是结构抗火设计的发展方向之一。相信随着人们对这钢结构防火设计认识的不断加深, 对钢结构防火设计的科学研究必将更加深入和完善, 钢结构工程应用必将更趋广泛。 [ID:5547]
摘要：本文分析了钢结构抗火研究的现状, 综述了钢结构抗火的试验研究状况和理论研究成果, 总结了钢结构抗火的主要设计方法:基于试验的设计方法、基于计算的设计方法和基于结构整体作用分析的抗火设计方法。同时, 指出了钢结构抗火研究尚存在的问题, 对钢结构抗火研究趋势进行了展望。
关键词：火灾,钢结构,抗火,设计方法
参考文献
[1]李国强.钢结构抗火设计方法的发展[J].钢结构, 2000, (3) :47-49.
[2]甄诚.钢结构防火设计发展[J].低温建筑技术, 2005, (3) :35-36.
[3]赵金城, 沈祖炎.局部火灾下钢框架整体性能的非线性分析[J].建筑结构学报, 1997, (4) :30-36.
[4]巩伟平, 高洪俊, 何丽丽.钢结构防火设计的探讨[J].山西建筑, 2008, 34 (4) :109-110.
[5]李国强, 陈凯, 蒋首超, 殷颖智.高温下Q345钢的材料性能试验研究[J].建筑结构, 2001.
抗火设计 篇6
关键词：钢管柱构件,升温速率,恒载升温,轴向位移约束,抗火试验
建筑结构在火灾中的安全性取决于火灾环境温度、火灾持续的时间、构件的耐火特性等,在标准耐火试验基础上制定的GB 50016-2014《建筑设计防火规范》对于建筑结构的所有类型构件耐火时间都做出了明确规定。但是,由于实际使用中建筑内部的火灾荷载和通风系数等因素的不确定性,造成火灾发生时其内部环境温度-时间曲线与标准升温曲线有较大差别。实际中,发生火灾时消防力量达到后实施的灭火动作对建筑内部的火场温度也将产生相当的影响,导致其构件内部的温度场发生复杂变化,由此影响到建筑结构受火构件内部抗力的变化。目前,对于结构的耐火性能试验研究有恒载升温和恒温加载两种方式,而根据两种方式研究得到的模型结果是不同的。恒温加载时,加载受力阶段中构件截面内部温度比较均匀,但是在恒载(或位移约束)升温过程中,升温过程比较复杂,不同的试验条件可能营造不同升温速率的模拟火灾环境。研究表明,火灾中,环境温度随时间的变化规律对建筑构件的抗火性能具有重要影响,不同的火灾环境升温速率会导致建筑构件表面温度变化的差异性,进一步影响到构件内部温度场的差异性,导致材料呈现出不同的高温力学效果,最终影响其耐火时间。因此,此课题以钢管柱构件为对象,试验研究其在不同升温速率下,恒载升温和位移约束两种方式下的抗火规律。
1 试验装置及试验内容设计
1.1 试验装置介绍
试验装置采用专利文献设计制造的高温压力试验机,包括微机控制电液伺服加载系统、加热控温系统、激光测距和数字变形测量系统及其他辅助装置。
试验装置最大加载2 000kN,力控精度为±1%,系统能实现力和变形的闭环控制;温度控制系统的精度为1℃,能实现多种模式的升温路径控制,其高温炉内部试验构件的模拟火灾环境温度以四个壁面上共14个K型热电偶采集到的温度数据进行加权平均。
1.2 试验方案设计
选用国产Q345薄壁钢管,外径159mm,壁厚6mm,长度1 960mm,钢管柱两端分别焊接一块200mm×200mm×20mm的高强度钢板,钢管短柱屈服强度为388MPa,长柱屈服强度353 MPa。按钢结构施工规范做成如图1所示。
研究内容分为恒载升温和轴向位移约束两种方式的抗火试验。
(1)恒载升温试验组。在这一组试验中,进行5次不同升温-恒温路径下的抗压试验。将试件安装于高温炉内,并确保试件的轴心线与压力机的加载中心线重合,吊装试验炉炉盖,然后进入系统操作程序。加载前先设置温控程序:设定初始温度为20℃,目标温度300℃,升温速率(用K表示)分别为4.0、7.0、10.0、14.0、17.5℃/min,达到目标温度后再恒温10min。加载时给试件缓慢预加0.2Fs的初始载荷即200kN,并保持升温过程荷载恒定,然后开启温控动作响应程序,系统自动记录并保存试件所受的荷载、发生变形、环境温度等结果参数,通过分析该组试验中构件变形随时间和变形随温度的变化规律,分析不同升温速率对钢管柱构件抗火的影响。
(2)轴向位移约束试验组。在这一组试验中,进行3次不同升温速率下的抗压试验。按照安装操作要求,将试件正确安装于炉内。加载前设置温控程序:设定初始温度为20℃,最高温度为800℃,三次升温速率分别为3.9、6.2、13.0℃/min,在整个过程中温度持续升高,无恒温阶段。先给试件100kN初始荷载,然后进行变形闭环控制(即整个过程保持柱的轴向变形恒定),最后开启升温响应程序。随着温度的升高,在热膨胀的作用下,受约束的试件内部轴力逐渐增大,直到人为干预试验终止,整个过程系统记录试件所受荷载、变形、温度等参数,通过分析构件的轴力随时间和轴力随温度变化规律,分析不同升温速率对钢管柱构件抗火的影响。
2 试验结果及数据分析
2.1 恒载升温试验组
恒载升温组的5个试验中,设定高温炉内部的初始温度为20℃,目标温度300℃,考虑到升温时间只能是整数,所以试验设计的升温速率依次为4.0、7.0、10.0、14.0、17.5℃/min,对应的程序设定升温时间依次为70、40、28、20、16min。但由于实际环境初始温度的误差,同时温度控制箱反馈的加权平均温度与设定温度也有误差,所以试件的实际升温时间与设定的参数之间稍有偏差。5个试件试验的设计参数及温度和变形试验测量结果,见表1及图2~6所示。其中,hz-3试验与其他几次试验之间相隔时间较长,初始环境温度低。
该组试验中,各次试验过程的温度-时间曲线,如图2所示,图中升温速率K值从左至右依次为17.5、14.0、10.0、7.0、4.0℃/min。从试验结果看,升温速率较小时温度控制的精度比较好,而升温速率较大时,达到目标温度前后有一小幅调整。
在该组试验中,高温炉内温度达到目标值之前,5个试验柱构件的变形随时间的变化趋势,如图3所示,曲线中对应的升温速率K从左至右依次为17.5、14.0、10.0、7.0、4.0℃/min。从图3可以看出,环境温度升高得越快(升温速率大),构件的表面温度达到目标值的时间越短。在升温整个过程构件截面内部导热是瞬态的,造成内部沿径向的温度分布很不均匀,温度梯度大,而平均温度越小,反映到构件的整体膨胀变形越小。
同时,高温炉内温度达到目标值之前,5个试验构件的变形值随温度的变化趋势,如图4所示。曲线中对应的升温速率从上到下依次为4.0、7.0、10.0、14.0、17.5℃/min。可以看出,由于温度随时间是线性变化,图4中变形-温度趋势与图3中的变形-时间趋势是一致的。升温速率越大,构件内部温度梯度大,温度分布越不均匀,平均温度越小,导致构件的变形反而越小。
假定钢管柱构件表面温度等于高温炉内空气的温度,在达到目标温度之后,为使试件内外曲面的温度达到相同,继续恒温10min,此时得到构件的总变形-时间以及变形-温度规律曲线分别,如图5所示。图5(a)中,升温速率从左到右依次为17.5、14.0、10.0、7.0、4.0℃/min。图5(b)中,升温速率从上到下依次为4.0、7.0、10.0、14.0、17.5℃/min。
从表1中数据以及图3与图5的比较中可以得到:恒温期间,由于热传导作用,使构件截面内外的温度梯度变小,温度分布逐渐均匀化,平均温度得到提高,试件的热膨胀变形有所扩大,并且表现为升温速率越大,恒温时间段的变形增量空间越大,反之越小,如图6所示。
从以上试验结果及数据的分析中,可以归纳出恒载升温过程中不同升温速率下钢管柱构件的抗火规律:构件受火环境温度变化越大,由温度引起的变形越小,受火温度变化越慢,在达到相同温度的整个过程中,由温度引起的变形反而越大。假如构件受火目标温度相同,升温速度越慢,升温时间越长,其内部温度越均匀,由热作用引起构件的膨胀变形越大。在实际的火灾中,构件的初始荷载水平、环境的升温速率、火灾燃烧所致的最高温度以及高温延续的时间长短等因素都将对建筑构件的最终承载力产生影响,对各个因素的协同影响规律还需要深入研究。
2.2 轴向位移约束试验组
在该组试验条件下,当系统加载到100kN后对其轴向变形进行约束控制,升温过程假定初始温度20℃,以一个恒定升温速率持续到800℃终止。程序设定升温时间分别取整数200、125、60min,对应的升温速率依次为3.9、6.2、13.0℃/min。为安全考虑,试验过程中根据试验进程进行了人为干预,试验终止依据是以试件的轴力达到800kN或者根据曲线图可初步判断试件已进入屈服阶段为准,所以三次试验的时间和温度都不相同,但试验中温度基本在270~340℃,具体的试验参数和数据结果见表2。
三次试验中高温炉内空气的平均温度随时间的变化(即三个不同升温速率)规律,如图7所示,升温幅度为270~340℃。三个构件横截面上的轴力随时间变化规律,如图8所示。两图中三条曲线对应的升温速率从左至右依次为13.0、6.2、3.9℃/min。
构件轴力随温度增量的变化曲线,如图9所示。图中三条曲线对应的升温速率,从左至右依次为3.9、6.2、13.0℃/min。
从图7~图9和表2中数据可以判断,若使试件达到相同温度(表面温度),其中升温速率较慢的试验构件受火时间最长,其内部的轴力反而最大,温度增量相同情况下,升温速率越小内力增量越大。通过理论分析,这种规律是材料内部传热作用的效果,在构件升温过程中内部导热是一个非稳态型,截面内温度分布不均匀,表现为环境温度变化(升温速率)越大,内部温度梯度越大,温度分布越不均匀,其截面平均温度越小。反之,则温度分布越均匀,平均温度越高,内力增量越大。
3 结论
(1)由于火灾中构件内部的升温过程是一个非稳态导热过程,环境温度变化的快慢决定了构件内部温度分布的均匀性及平均温度的大小,不同升温速率对钢管柱构件内力的影响较大。
(2)恒载升温试验和轴向位移约束试验反映出相同的规律:环境升温速率越小,构件的受火时间越长,其内部的内力(或变形)增量越大。反之,升温速率越大,恒载升温条件下变形随温度的变化越小(可推算内力随温度的变化也越小),而轴向位移约束条件下单位温度增量的构件内力增量越小。
除环境升温速率的影响外,对建筑构件承载力产生影响的因素还包括构件所受初始荷载水平、约束条件、火灾燃烧所致的最高温度以及高温延续的时间长短等多个因素,还需要通过多因素的正交试验深入研究各因素的协同影响规律。
参考文献
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[2]毛毅.建筑室内火灾温度场与火灾时钢结构的受力性能[D].上海:同济大学,2008.
[3]屈立军,李焕群.国产Q345钢在不同热-力路径下的材料性能对比和材料模型应用[J].火灾科学,2010,19(1):19-23.
[4]杨秀萍,姚斌,门玉涛.不同升温条件下钢梁火灾行为的有限元分析[J].火灾科学,2007,16(3):157-161.
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抗火设计 篇7
对于高大空间钢结构的防火设计前人已经进行了很多相关研究。张国维、朱国庆等人进行了全尺寸大空间建筑火场钢构件升温实验,并建立了大空间钢构件升温的理论模型;田立柱、朱国 庆基于性 能化防火 的设计理念,研究了大空间建筑钢构件温升计算方法;张国维等人还通过实验和理论研究说明了ISO 834温升曲线在大空间建筑火灾中并不适用,推导出合适的温升公式。国内外学者对于钢结构在火灾中的应力变化、结构稳定性也进行了大量研究,但目前钢结构抗火研究大多集中于特定的结构形式,对于多种形式之间的对比研究较少。笔者将研究正放四角锥网架、斜放四角锥网架、两向正交正放网架和两向正交斜放网架在火灾下的稳定性,通过对比得出不同钢结构网架抗火能力的强弱。
1 网架有限元模型
1.1 大空间空气升温曲线
CECS 200:2006《建筑钢结构防火技术规范》第6.2节中提出高大空间建筑火灾中的空气升温计算公式,如式(1)所示。
式中:Tx,z,t为t时刻空气温度,℃;Tg(0)为火灾发生前高大空间内平均空气温度,取20 ℃;Tz为火源中心距离地面垂直距离为z时的最高空气升温,℃;t为时间,s;x为与火源中心水平距离,m;z为与地面垂直距离,m;β为系数,根据火源功率类型和火灾增长类型确定;b为火源形状中心至火源最外边缘的距离,m;η为与火源中心水平距离为x时的温度衰减系数(无量纲);μ为系数。
1.2 钢构件升温计算
由于Tg表达式很复杂,K与Tg、Ts有关,求式(1)的解析式很困难,通常以差分代微分的方法,用增量法来求火灾下钢构件的升温,见式(2),构件初始温度为20℃。
式中:Δt为时间增量,s,不宜超过30s;Ts为钢构件 温度,℃;Tg为火灾下钢构 件周围空 气温度,℃;B为钢构件单位长度综合传热系数,W/(m3·℃),按式(3)计算;cs为钢材比热容,J/(kg·℃);ρs为钢材密度,kg/m3。
钢构件单位长度综合传热系数B可按式(3)、式(4)计算:
式中:F/V为构件截面的形状系数;αc为对流传热系数,W/(m3·℃),取25;αr为辐射传热系数,W/(m3·℃)。
为便于分析和计算,笔者将火源位置设置在地面中心,火源功率类型为大功率火灾(Qs>15 MW),火灾增长类型为中速火,热释放速率增长模型为t2模型。
1.3高温下钢的材料特性
火灾高温对钢材的性能特别是力学性能具有显著的影响。与结构抗火计 算相关的 钢材性能 主要有两 个方面,即高温下钢材的物理特性,包括热膨胀系数、热传导系数、比热容、密度;高温下钢材的力学性能,包括强度、 弹性模量、应力应变本构关系。高温下钢材的物理参数, 如表1所示。
不同温度下钢材的弹性模量对应值,如表2所示。
1.4网架模型的建立
研究钢结构网架体系里的正放四角锥网架、斜放四角锥网架、两向正交正放网架和两向正交斜放网架在火灾下的稳定性。图1为各种网架示意图。表3为不同网架形势下有限元模型的相关参数。
2 模拟结果及分析
2.1 空气及钢结构构件温升
在ANSYS中编写相关程序,根据式(1)模拟得到大空间温升曲线,再利用式(2)增量法计算钢构件的温升, 得到温度曲线。图2为火源中心点轴线上方(x=0,z=8 m)和与火源中心水平位置距离为16m处(x=16m,z= 8m)空气温升曲线和钢构件温升曲线。
2.2 钢结构高温下位移
由于不同钢结构形式下,钢构件数量不一样,导致整体钢结构自身质量不同,钢结构初始位移不一致,这样就使得火灾高温情况下结构节点位移不同。下面将分析高温下位移和初始位移的比值。表4为7 200s时不同钢结构形式在高温下的最大位移值x和最大位移增长率η(η=(x-x0)/x0)。
大跨度钢结构体系变形能力控制设计方法与控制指标:钢结构体系在稳定承载力对应的荷载作用下,弹塑性最大变形值应小于结构跨度的1/40~1/50。本模型跨度50m,最大变形值为0.771m,小于结构跨度的1/50,所以本结构在模拟过程中并未丧失结构稳定性。图3为不同钢结构形式在高温下整体最大位移增长率随时间的变化曲线。
2.3 结果分析
为研究4种不同结构形式钢结构的抗火能力,建立的四种模型除结构形式的差异外,其他边界条件的差异控制在一定范围内,如:整体网架的占地面积都为50 m×50m;约束条件都是上弦平面四周约束;有限元模型的节点数目尽量接近;杆件的截 面积相同,火灾场景 相同等。这样模拟结果的差异就是结构形式的不同造成的。
但是,不同的钢结构可能由于自重、节点约束个数、杆件数量不同等原因导致常温下结构内应力、位移等初始值不同,初始值的差异会使得火灾高温下整体结构内应力、位移不同。为消除初始条件对结果造成的干扰,采用最大位移增长率作为结构抗火能力的指标。通过图3中结构整体最大位移增长率随时间的变化曲线可得:
(1)正放网架高温下整体结构的位移变化更平滑;
(2)在火灾前期,斜放的网架比正放网架抵御火灾的能力更强。但随着受火时间的增加,斜放的网架的最大位移增长率会大于正放网架,即长时间的受火会使得斜放网架变得更不稳定;
(3)斜放网架的位移增长率会在某一个时间点突然增大;
(4)从总体上看,四角锥网架的稳定性要高于交叉桁架网架。
3 结 论
随着钢结构建筑的日益盛行,钢结构的形式越来越多,钢结构的抗火能力是个十分重要的安全指标。AN-SYS作为最为通用和有效的大型商业化有限元软件,在空间钢结构领域得到了广泛应用。笔者通过有限元分析软件ANSYS模拟了4种不同网架结构体系在火灾下整体位移情况,结合工程设计与抢险救援得出以下结论:
(1)在火灾荷载、网架占地面积相同的情况下,四角锥网架体系比交叉桁架体系的最大位移增长率要小,抗火能力更强,火灾下的稳定性更好。所以,在火灾危险性较大的场所采用四角锥网架体系更为安全。
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