升温装置

升温装置（共4篇）

升温装置 篇1

兖矿鲁南化工有限公司为优化原料结构,于2008年新建一套双结构装置,配套建立了年产40 万t的尿素生产装置。该装置采用的是CO2汽提生产工艺技术,该技术流程短,消耗低,适合于高负荷生产。CO2汽提法生产装置自开车以来实现了稳定、长周期的运行,取得了较好的经济效益。但是,尿素的生产过程对设备的腐蚀是十分严重的,所以对于CO2汽提法工艺流程,每次停车高压圈排液后,再次开车,系统的升温钝化质量直接影响到设备的使用寿命。

1 升温钝化的目的

由液氨与二氧化碳气体直接合成尿素的总反应式为:

其主要有两步反应构成:

第一步由氨与二氧化碳生成中间产物甲铵,其反应式为:

这是一个可逆的强放热反应,生产甲铵的反应速度比较快,容易达到化学平衡,且达到平衡后二氧化碳转化为甲铵的程度很高。

第二步由甲铵脱水生成尿素,其反应式为:

这是一个可逆的微吸热反应,甲铵脱水生成尿素的反应速度较慢,需要较长的时间达到化学平衡,但即使达到化学平衡也不能使全部甲铵都脱水转化为尿素,因此,这个反应是合成尿素的控制反应,并且这个反应主要是在液相中进行的,因此反应的首要条件是使甲铵处于液相状态。由此可知,影响尿素合成转化率的主要因素有温度及压力,并在一定范围内随温度、压力的上升而转化率增加。

在常温、常压下CO2与NH3的反应速度相当慢。而在高温、高压下甲铵的生成是迅速的,甲铵脱水生成尿素的反应是在液相中进行的,所以尿素生成的最低温度应大于甲铵的熔点154℃,将合成塔温度提到130~150℃的目的就是为了提高合成塔内尿素的转化率。

尿素合成系统设备的主要材质是X2Cr Ni Mo25-22-2 不锈钢列管、碳钢壳体的换热设备,因为不锈钢的膨胀系数是碳钢的1.5 倍,且NH3和CO2生成甲铵放出大量的热,如果没有提前将合成塔预热,就会因衬里和筒体热膨胀程度不同而损坏设备。不锈钢之所以能抗甲铵液腐蚀,是由于表面有一层牢固的氧化膜,升温钝化就是为了形成这层氧化膜。

2 升温钝化的方法

我公司目前采取了以下2 种升温钝化方法。

2.1 CO2+冷凝液升温钝化

CO2+ 冷凝液升温钝化法就是在高压系统通入含有充足空气的CO2气并缓慢升压至2.0MPa,然后通入冷凝液并在高压汽提塔壳侧用蒸汽加热冷凝液,冷凝液产生蒸汽使CO2气饱和,饱和气体进入高压系统并在各高压设备的表面形成液膜,同时跟空气中的氧气充分接触,在高压压力达到8.0MPa,合成塔壁温125℃等条件满足后,保持8h,各高压设备的表面逐渐形成一层致密的氧化膜从而达到升温钝化的效果。

2.2 空气+蒸汽升温钝化

空气+ 蒸汽升温钝化法因为其升温钝化时高压系统压力较低则分两步进行,第一步是升温钝化过程,第二步则是升温钝化后使用CO2进行置换升压,将高压系统压力升至8~10MPa,然后进行投料。此方法是在高压系统通入空气和蒸汽,保持蒸汽系统压力低于空气压力,饱和气体进入高压系统并在各高压设备的表面形成液膜,同时跟空气中的氧气充分接触,在合成塔壁温125℃等条件满足后,保持8h,各高压设备的表面逐渐形成一层致密的氧化膜从而达到升温钝化的效果。

3 升温钝化的步骤

3.1 升温钝化前的准备

1系统已清洗并排净;2调温冷却水及冷却水具备使用条件;3蒸汽系统已建立;4汽提塔的预热按厂家规定进行,壳侧蒸汽压力由零升至0.30MPa( 绝) 大约2h。5高压甲铵冷凝器的预热;6打开合成塔到高压喷射器管线上的导淋阀;7用高压冲洗水泵向合成塔出液管线冲水,防止CO2气走短路;8关闭合成塔出口气体放空阀和高压洗涤器放空阀;9 70%负荷启动CO2压缩机,控制压缩机出口压力,此时压缩机出口CO2气中氧含量> l%。

3.2 系统升温

1将汽包压力尽量降低;2系统升压至2.0MPa;CO2气应缓慢送入汽提塔,过大易把塔顶部分布器吹掉,系统由常压升至2.0MPa约需1h。3系统由2.0MPa升至6.0MPa;大约需0.5h,由于没有气体通过所以合成塔温升很小,此时CO2压缩机70%的气量送入系统。4升温,合成塔的升温速率是用汽包压力、系统压力和CO2气量来控制的;合成塔升温是靠CO2传热,更主要的是靠CO2中的水蒸汽的冷凝给热;严格控制合成塔气量及塔壁温度在规定的升温速率指标内,在100℃以下时很难控制,这时汽包压力、系统压力控制低些,CO2气量也可以尽量减少;当温度升到100℃以上时,就可逐渐提高汽包和系统压力;当汽包压力达0.55MPa,系统压力10.0MPa,合成塔温度仍未达到130~150℃时,可增加CO2压缩机负荷,使合成塔温度升到规定的指标。

3.3 钝化

在升温过程中,当系统压力达6.0MPa,汽提塔壳侧蒸汽压力达到2.0MPa,CO2气体中氧含量> 1%,并有一定的饱和水蒸汽,则钝化开始,4h钝化合格。

4 升温钝化的原则

不论用CO2升温钝化还是用蒸汽加空气升温钝化,都要遵循以下几个原则:

1控制好升温速率≤ 12℃·h-1;2防止冷凝液积存;3控制好升压速度( 包括系统压力,蒸汽压力);4要有一定氧含量,CO2升温钝化氧含量> 1%(体); 蒸汽加空气升温钝化,空气流量> 200m3·h-1,蒸汽压力不能高于空气压力;5要保证蒸汽在每一个部位都要有冷凝,确保二氧化碳入汽提塔温度>汽提塔出气温度>高压甲铵冷液相温度;6空气压力≥ 0.65MPa;7首次升温钝化时,由于合成塔壁温等于室温,为防止升温速度过快,则蒸汽包压力应保持尽可能低,汽提塔的预热也应缓慢进行;8系统排放后的升温钝化,因壁温初始温度> 100℃,此时蒸汽压力可适当高些,此时升温按100℃以上操作,汽提塔的预热、升压和系统升温同时进行,以缩短升温钝化的时间。

5 总结

CO2升温钝化采用CO2为载体,因CO2焓值小升温缓慢且易控制,同时钝化后即可投料开车,与蒸汽加空气升温钝化相比用时短。由于是在较高的压力下进行钝化,从理论上讲氧化膜要牢固些。然而正是由于CO2升温钝化是在较高的压力下进行的,因此全过程噪音极大。另外由于载体为CO2气体,所以只要CO2供应或压缩机运行出现问题,此项工作就必须终止。

而蒸汽加空气升温钝化法的主要载体为蒸汽,故不受CO2供应和压缩机故障的限制,只要系统条件具备就可提前升温钝化。但由于蒸汽的焓值较高,升温不易控制,同时升温钝化结束后需用CO2置换,并在置换中塔壁温度有突降。2 种方法的钝化效果从历次开车后镍含量分析来看没有区别。

摘要：主要介绍了CO2汽提法尿素生产装置升温钝化的目的、方法、原理及步骤。

关键词：尿素,CO2汽提,升温钝化

升温装置 篇2

1.1 装置简介

兰州石化公司15万t/a浓硝酸装置由山东化工规划设计院设计, 采用以稀硝酸为原料, 在脱水剂作用下进行蒸馏制取浓硝酸的间硝法 (硝酸镁浓缩法) 生产工艺。装置于2004年3月26日破土动工, 2005年11月4日中交, 2006年4月14日开车成功, 生产出合格的浓硝酸产品。装置设计能力为15万t/a, 操作运行时间为8000h/a。总投资0.7亿元, 占地面积2620m2。装置主要包括硝酸镁制备、稀硝酸浓缩、硝酸镁蒸发和浓硝酸储运4个工序。其中浓硝酸储运系统具有浓硝酸储存、外送、装车 (火车、汽车) 等功能, 总库容7台267m3浓硝酸贮罐, 最大安全库存量2450t, 储运能力9.6万t/a, 管道外送能力5.4万t/a (供兰州石化公司化肥厂苯胺装置) , 火车装车外运能力9.36万t/a, 汽车装车外运能力0.24万t/a。

1.2 浓硝酸生产原理

稀硝酸浓缩系统采用萃取蒸馏, 将硝酸镁 (脱水剂) 作为第三组分加入稀硝酸中, 增大混合液中硝酸蒸汽分压, 提高蒸汽中的硝酸含量。浓缩塔分为提馏段和精馏段, 提馏段应用萃取蒸馏, 得到85%左右的硝酸蒸汽进入精馏段, 再通过精馏段提浓, 得到97.0%以上的硝酸蒸汽, 最后通过冷凝和漂白得到浓硝酸产品。

1.3 工艺流程简介

稀硝酸与浓硝酸镁按一定比例混合, 从浓缩塔中部进入塔内, 重组分 (酸硝酸镁) 通过提馏段从浓缩塔底部进入硝酸镁加热器, 在硝酸镁加热器内脱除稀硝酸镁中的含硝后进入稀硝酸镁槽;轻组分 (气态硝酸及少量水蒸汽) 进入到精馏段, 与回流的浓硝酸逆向接触浓缩, 从浓缩塔顶部出来的硝酸蒸汽进入漂白塔漂白, 脱除浓硝酸中的亚硝酸后进入浓硝酸冷凝器冷凝为浓硝酸。

从浓硝酸冷凝器冷凝下来的浓硝酸经气液分离器进入分配酸封, 约60%的浓硝酸经回流酸封进入浓缩塔顶部, 作为回流酸, 约40%的浓硝酸经漂白酸封进入漂白塔, 在漂白塔内脱除亚硝酸后进入成品酸冷却器, 冷却后成为浓硝酸产品。

浓硝酸镁吸收水分成为稀硝酸镁进入硝酸镁加热器, 经1.0MPa蒸汽加热脱硝后进入稀硝酸镁槽, 再由稀硝酸镁泵送至硝酸镁蒸发器中进行蒸发提浓, 所得的浓硝酸镁溶液加入浓缩塔循环使用。

1.4 脱盐水流程概述

脱盐水自化肥厂2#500t/h脱盐水装置进入15万t/a浓硝酸装置界区, 一路进入装置内各洗眼器;另一路经汽水混合器进入冷凝水高位槽, 作为浓缩系统升温和硝酸镁系统冲洗用水。

2 原脱盐水流程存在问题分析

浓硝酸装置升温、冲洗脱盐水原设计流程不合理, 造成脱盐水浪费多, 冬季生产时因防冻需要, 脱盐水浪费更为严重。原流程存在的问题分析如下:

原流程中, 脱盐水自厂管网进入冷凝水高位槽 (框架七楼) , 通过冷凝水高位槽底部出口阀门进入各套浓缩塔, 供各套浓缩塔升温、冲洗使用;冷凝水高位槽顶部设有溢流管线, 当冷凝水高位槽液位高时, 脱盐水溢流进入一楼蒸汽冷凝液管线。

由于浓硝酸装置硝酸镁具有易结晶的特性, 其结晶温度虽硝酸镁浓度的升高而升高。浓硝酸装置正常生产时使用78.0%左右的浓硝酸镁, 属于高浓度硝酸镁, 处理不当极易结晶。当硝酸镁系统停工、处理时, 必须使用高温脱盐水进行冲洗, 防止硝酸镁管线及设备结晶。

因此, 浓硝酸装置原设计要求脱盐水时刻保持溢流, 以便硝酸镁系统停运时随时能加水冲洗, 这样就造成了脱盐水的严重溢流浪费。同时, 冷凝水高位槽溢流的脱盐水进入框架一楼蒸汽冷凝液管线时经常发生水击及窜汽, 造成冷凝液管线法兰及焊缝处泄漏, 影响浓硝酸装置的正常运行。

原设计脱盐水流程如图1所示。

未实施改造前脱盐水消耗数据 (2012年1-6月) , 见表1。

3 技术改造措施

针对以上流程存在的问题, 2012年6月对浓硝酸装置升温、冲洗脱盐水流程进行了如下改进:

1) 断开原脱盐水流程中的溢流管线, 并进行如下改进:

(1) 将冷凝水高位槽溢流管线接入浓硝酸冷凝器的循环水回收池中。当冷凝水高位槽液位高时, 脱盐水直接溢流进入浓硝酸冷凝器的循环水回收池中, 作为循环水的补充水。

(2) 溢流管线断开处作为框架一楼蒸汽冷凝液的放空管线。当蒸汽冷凝液管线出现气阻时, 蒸汽通过放空管线排放至大气, 避免管线发生水击。

通过以上技术改进后, 即回收利用了脱盐水, 又避免了脱盐水进入一楼蒸汽冷凝液管线发生水击。

2) 在进入冷凝水高位槽前的脱盐水管线上配置蒸汽伴热, 解决冬季时必须保持较大溢流量防冻, 造成脱盐水浪费严重的问题。通过此措施, 在装置不连续用水情况下, 可直接接收满冷凝水高位槽, 关闭冷凝水高位槽脱盐水入口、出口阀门, 供紧急状况下使用, 彻底杜绝脱盐水的溢流浪费。

3) 优化割除原框架一楼蒸汽冷凝液管线上的蒸汽导淋, 进一步解决冷凝液管线水击问题。

技术改造后流程, 如图2所示。

4 改造前后脱盐水消耗

通过2012年6月对浓硝酸装置升温、冲洗脱盐水流程的改进, 取得了良好的效果。实施改造后脱盐水消耗数据 (2012年7-12月) , 见表2。

根据表1、2绘制脱盐水流程改造前后单耗对比图, 如图3所示。

通过表1、2及图3可直观看出脱盐水流程改进后脱盐水单耗出现了较明显降低。

5 小结

原流程按每小时溢流脱盐水0.5t计算, 改进后每天节约脱盐水0.5t×24h=12t, 全年节约脱盐水4000t, 每吨脱盐水按照5.9元计算, 全年节约23600元。同时, 脱盐水流程改造后解决了原流程存在的水击问题, 稳定了浓硝酸装置的正常生产。

参考文献

[1]兰州石化公司.Q/SYLS (CG) 02-22-2009, 中国石油兰州石化公司企业标准[S].

[2]兰州石化公司.Q/SYLS (CG) 02-22-2012, 浓硝酸装置操作规程[S].

[3]兰州石化公司.Q/SYLS (CG) 02-15-2009, 中国石油兰州石化公司企业标准[S].

升温装置 篇3

装置于2011年7月19日开始合成塔升温;24日5:05还原气各项指标合格, 开始还原;27日18:00还原完毕, 导入合格转化气进行试生产;27日19:05产出粗甲醇, 装置正式进入试生产阶段。

1 合成塔结构及催化剂装填简介

我公司合成塔采用华东理工大学的专利技术, 为管壳式外冷-绝热复合式固定床催化反应器 (3 800mm;H 13 965mm) , 管束44×2×7 000mm, 管程为反应气, 管间为沸腾水。

合成塔内所用催化剂为大连瑞克科技有限公司生产的RK-05型低压甲醇合成催化剂, 装填量43.57m3。全部列管装满催化剂后, 按照设计要求, 再继续装填绝热层, 每根列管装满并超出上管板200mm;因还原后, 催化剂体积收缩, 催化剂的收缩全部在绝热层, 上管板上方催化剂落入列管中, 还原后体积约41.88m3。

2 催化剂升温还原过程

2.1 还原的目的

甲醇合成催化剂使用前必须经过还原, 才具有活性;合适的还原是获得高活性催化剂的关键。催化剂中主要是CuO被还原, 还原气主要组分为CO和H2。CuO的还原是强放热反应, 其反应式如下:

催化剂厂家提供的理论出水量为6t。还原过程中, 以实际出水量控制还原进度:170~190℃时控制在160~200kg/h;190~210℃时控制在70~90kg/h;210~230℃时控制在25~35kg/h[1]。

2.2 还原气指标

RK-05催化剂对还原气组分含量要求为H2≥70%、总硫≤0.1×10-6、NH3≤10×10-6、O2≤0.2%。为了节约成本, 我公司没有外购纯氢, 而是采用经精脱硫、转化工段后的清洁转化气为还原气, 其组分为H271.73%、CO11.72%、CO211.02%、CH40.74%、O20.06%、NH310.53×10-6、总硫0.04×10-6。由此可见, 以转化气作为还原气基本上可以满足还原的需要。

因为还原气中的NH3会与甲醇催化剂中的铜生成铜氨络合物, 造成铜流失, 从而损坏催化剂;还会与CO产生副反应生成甲胺类物质并伴有腥臭味;当系统中NH3含量超标时, 还会发生铵盐结晶堵塞设备的严重后果, 所以, 还原过程中要严格控制还原气中NH3的含量[2]。

在我公司的整个还原过程中, 由于原料焦炉气中NH3含量出现大幅波动, 导致还原气中NH3含量超标, 当时采取的是切断还原气源、加大放空量带走塔中有效气体、系统入口加大补氮量置换系统等措施。

2.3 升温还原过程

合成塔内催化剂的升温, 用中压蒸汽喷射器来完成。加入3.43MPa的中压蒸汽, 通过蒸汽喷射器带动炉水循环, 使催化剂层温度缓慢、均匀上升。现场配备两只铁桶, 一台计量秤, 配氢开始后每半小时从甲醇分离器液相出口导淋处排水一次并称重、记录;中控每半小时记录一次各项指标及出水量。现场配氢阀用铝皮制作刻度表, 严格按指示调整阀门开度, 防止因配氢过快而导致合成塔温升过快。

本次升温还原从2011年7月19日22:00开始, 温度直接升至170℃ (注:合成催化剂于2010年11月已经出完物理水, 后因原料气硫含量超标无法还原, 与厂家人员协商后决定本次还原直接升温至170℃) , 等待前工段具备条件。24日5:05还原气合格, 开始配氢;27日19:00开始导气生产, 累计耗时189h。还原期间因氨含量超标终止还原三次, 具体数据如表1。还原过程中的温升情况及化学出水量如图1、图2。

27日16:06合成塔出口温度达到227.5℃, 各项记录数据与厂家提供的理论数据基本符合。 (1) 实际出化学水量共计6 259.1kg, 与厂家提供的理论出水量6t基本相同; (2) 合成塔进、出口的氢含量经化验分析无变化; (3) 塔出口温度230℃左右时恒温, 逐渐提高配氢浓度, 催化剂床层无明显温升。以上三项数据充分表明, 合成塔第一炉催化剂升温还原圆满完成。

2.4 升温还原注意事项[3]

(1) 初始配氢时应缓慢, 观察合成塔床层温升情况, 及时分析入塔气中H2+CO的浓度, 据此逐渐加大配氢浓度。应避免因阀门失灵、流量不准、分析失误等原因造成的H2+CO浓度过高而烧坏催化剂。

(2) 合成塔床层温度猛升或合成气压缩机出现故障无法正常运行时, 应立即停止补入还原气, 关闭喷射器蒸汽, 降合成汽包压力, 加大N2补入量, 加大系统放空量。

(3) N2压力不足, 无法给合成系统补N2时, 应立即关闭放空阀, 切断还原气, 调整喷射器蒸汽量, 维持合成塔恒温。

(4) 有毒物质含量超标时, 要及时切断还原气气源, 置换系统。

(5) 提温与提H2+CO (含量) 不能同时进行, 应按其厂家要求进行还原。

(6) 因催化剂使用前期活性较强, 为了保护催化剂, 并使催化剂性能充分发挥, 当温度升至230℃时, 按照厂家要求, 必须恒温4h后再转为轻负荷生产, 且使用前期要控制较低的反应温度。

3 导气及低负荷运行状况

27日18:00左右塔出口温度降至208℃, 准备导气试生产。导气过程中, 合成、合成气压缩、转化三个岗位密切联系, 合成系统升压速率<0.1MPa/min, 防止造成催化剂破碎;调节蒸汽喷射器进汽量及汽包排污量, 维持合成塔出口温度在208℃, 汽包液位维持在50%。由于前工段焦炉气量只有约15 000m3/h, 最后合成系统压力提至2.1MPa, 19:05甲醇分离器出现液位, 经分析含醇量为81%, 转入低负荷生产阶段。低负荷运行数据如表2。

4 结语

(1) 此次还原还是比较成功的, 虽然出现过几次氨含量超标, 但处理较及时, 并未对催化剂造成大的影响。

(2) RK-05催化剂起活温度较低, 在208℃下即能达到较好的催化效果。

(3) 通过一段时间的运行, 发现该催化剂的活性高、选择性较好, 吨甲醇焦炉气消耗量基本在2 000m3左右, 没出现结蜡的现象。

摘要：介绍200kt/a焦炉气制甲醇装置合成塔结构及催化剂装填情况, 催化剂升温还原过程, 导气及低负荷运行状况。

关键词：甲醇装置,催化剂,升温还原,导气

参考文献

[1]大连瑞克科技有限公司.RK-05甲醇合成催化剂使用说明书.

[2]章小林, 李新怀, 吕小婉, 等.甲醇生产中微量氨的危害及脱氨剂的研究[J].化工催化剂及甲醇技术, 2006, 15 (6) :2~3.

升温装置 篇4

ISO-834标准升温曲线是国际标准化组织为了对受热构件的破坏模式有一个统一的认识以及规范需要对构件抗火程度进行统一分级而制定的火灾下的升温模型[1]。标准升温曲线以简单著称,现仍为大多数国家研究者采用。但该模型最大的弊端在于没有考虑受火空间的几何参数,所有结构均是采用同样的温度,这种做法对小空间结构基本适合,然而对于大空间结构的实际火灾就有着较大的差异。

大空间空气升温模型[2]是李国强等人通过对120例火灾场景用场模型进行模拟考虑影响高大空间建筑火灾空气升温的因素,筛选出给定空间点的温度值,进行统计回归所得。该模型考虑了火源释热率(功率)最大值、建筑面积、建筑高度、距火源距离等重要因素,因此大空间结构采用此模型应该能较真实的模拟实际火灾。然而该模型正是因为考虑了很多方面因素,导致在进行温度计算时需要考虑的参数很多,并且在编程时对各单元温度的输入是一个巨大的工作,不利于在实际工程中的应用。

鉴于此,本文以2008奥运羽毛球馆弦支穹顶结构为计算模型对两种升温模型进行比较分析,并且对标准升温曲线模型提出了改进,以便于更真实的模拟火灾,为以后在实际工程中的应用奠定了基础。

1 计算模型简介

2008奥运会羽毛球馆位于北京工业大学,建筑高度:最高点为25.95 m,檐口高14.83 m。建筑类别为甲类体育馆,抗震设防烈度为8度,建筑工程类别为一级,耐火等级为一级。图1为三维模型示意图。

本文以球馆主体屋盖为计算模型,屋盖最大跨度93 m,矢高9.3 m,矢跨比1/10。其结构形式为下部采用钢筋混凝土框架结构、上部采用凯威特—联方型弦支穹顶结构。

屋盖上弦为联方—凯威特型组合单层球面网壳,下部布置五圈索杆体系,撑杆高度为3.9 m。网壳环向杆件采用φ245×9,径向杆件采用φ245×10,撑杆采用φ159×6的Q345c钢管。环向索从外到内分别采用拉索SNS/S-7×199,SNS/S-5×139,SNS/S-5×139,SNS/S-5×61,SNS/S-5×61。径向索最外圈采用SNS/S-5×61,其余四圈采用SNS/S-5×37。钢管的弹性模量E=2.06e11N/m2,索的弹性模量E=1.9e11N/m2。

网壳节点为刚接,撑杆与网壳的连接点和撑杆与索的连接点为铰接,边缘支撑采用刚性环桁架梁。结构承受均布节点荷载,恒载为0.85 k N/m2,活载为0.5 k N/m2。

由于假设火灾是发生在结构内部,故本文不考虑悬挑构件,只对典型的弦支穹顶结构进行分析。因为结构对称,选取有代表性的节点和单元,如图2所示。

火灾场景:火源发生在场馆的中央位置,为一个10 m×10 m的正方形区域。地面面积A取为6 000 m2,空间高度Z取为20 m且分为20,19,18,17四个高度范围。火源稳定功率25 MW,属于快速增长型。升温计算模型的高度参数变化区域如图3所示。

2 不同工况下结构变形图的比较分析

作者调研发现,标准升温曲线之所以适用于小空间结构,是因为小空间结构在发生火灾时室内空间温度先处于其增长阶段,然而空间较小室内迅速处于全面而猛烈燃烧的状态,各构件温度相差不大且增长幅度很大,符合标准升温曲线的升温方式。

大空间结构发生火灾时,如果火源的面积很大乃至整个结构都处于火源的范围之内,大空间结构各单元温度是否也符合标准升温曲线的升温方式。基于该问题对该模型在不同火源面积下的性能进行了分析,同时参考文献[3]第三、四章的结论比较分析,提出了适合于大跨空间结构火灾时的标准升温曲线改进公式。

分别选取大空间空气升温模型火源面积10 m×10 m为工况1、火源面积50 m×50 m为工况2、火源面积100 m×100 m为工况3、火灾持续时间为16 min时的标准升温曲线模型为工况4。

其中,大空间升温模型下单元最高温度380℃,标准升温曲线模型16 min温度370℃,取16 min时标准升温曲线模型为一个工况便于比较。工况4主要是为了与大空间结构发生大面积火灾时即工况3比较,目的是为了得出大空间结构发生大面积火灾时采用大空间空气升温模型与采用标准升温曲线模型有何差异,以便于针对大空间结构采用标准升温曲线改进方法的提出。

四种工况下,各时刻的节点变形见图4。图4中横轴的节点编号对应节点见表1。前三个工况分别取t=0 min,10 min,30 min,50 min,70 min,90 min的六个不同时刻,工况4取t=0 min,4 min,7 min,10 min,13 min,16 min时刻。其中图4e)是t=0 min时四种工况的节点变形图。各工况下,各时刻的节点变形图基本上是对称的,便于修正公式时有规律可循。

3 不同工况下各环索力的比较分析

四种工况下,不同时刻的各环索力曲线图见图5。

由各环索力在不同工况下的变化过程也可得出:大空间空气升温模型下,随着火源面积的增大,其内力变化过程越来越接近标准升温曲线下该结构的内力变化过程,工况3和工况4的内力变化过程基本吻合,但达到该变形的时间有很大的差异,工况3时间为90 min,工况4时间为16 min,故再对标准升温曲线模型进行一些修正就可以得到火灾下大空间空气升温模型的一个简便公式。

4 标准升温曲线的改进公式

鉴于工况3、工况4在特定的时间内结构变形图和索力变形图基本吻合,只是达到特定变形图所用时间有着巨大的差异,也就是在某时间内温度上升的速率有着很大差异,故提取上述特定时刻内两种不同升温模型所对应的时间,列于表2,表3。

特定时刻1之前,两种工况对应的温度相同,特定时刻1之后,两种工况对应的温度不同,然而可以从特定时刻下温度的对比曲线(如图6所示)得出一些规律。

由表2,表3及图6可得出工况3和工况4在特定时刻1之后,可近似的看做是在标准升温曲线的基础上加上一个二次抛物线。

取二次抛物线为式(1),并综合已知条件可得式(2)。即:在特定时刻1之后,大空间升温模型=标准升温曲线-24.5x2+98x-8。

由上述分析可得如下表达式(t为大空间空气升温模型的温度时间):

从t=0 min到t=10 min,只需对时间系数进行修正,得到式(3)。

从t=10 min到t=90 min,在对时间系数修正(不同于1时刻之前)的基础上叠加上二次函数式(2),即得式(4)。

综上所述:可得出大面积火灾下大跨空间结构升温模型可用标准升温曲线改进公式(式(5))表示。

5 结语

本文在研究不同工况下弦支穹顶结构性能的基础上,提出了适合于大空间结构的标准升温曲线改进公式(式(5)),总结如下:1)针对大空间结构发生火灾时火源面积的大小,利用大空间空气升温模型对三种工况下的结构变形以及索力变化过程与采用标准升温曲线模型下大空间结构的性能进行比较分析并得出结论:随着火源面积的增大,大空间空气升温模型下结构的变形图以及索力变化过程越来越接近标准升温曲线下结构的性能,只是两种空气升温模型使结构达到某一特定状态所用的时间存在巨大差异,这种差异主要体现在火源的升温速率上。2)鉴于工况3,工况4在特定时间内结构变形图和索力变形图基本吻合,只是达到特定变形图所用时间有着较大差异,也就是在某时间内温度上升的速率有着很大的差异,故本文针对大空间结构提出了改进的标准升温曲线式(5),该公式适用于发生火源面积特大(遍布整个建筑空间)的火灾,火源面积较小的火灾宜采用大空间空气升温模型。

参考文献

[1]李国强,蒋首超,林桂祥.钢结构抗火计算与设计[M].北京:中国建筑工业出版社,1996.

[2]李国强,杜咏.实用大空间建筑火灾空气升温经验公式[J].消防科学与技术,2005(3):283-287.