某工程火災(zāi)后結(jié)構(gòu)安全分析

韋永斌 林 冰 白晨光

（中國建筑股份有限公司技術(shù)中心，北京 101300）

某工程火災(zāi)后結(jié)構(gòu)安全分析

韋永斌 林 冰 白晨光

（中國建筑股份有限公司技術(shù)中心，北京 101300）

本文根據(jù)某污水處理廠蛋形消化池火災(zāi)過程，建立熱傳導(dǎo)數(shù)學(xué)模型。對火場持續(xù)時(shí)間、火場溫度、混凝土的熱容、混凝土的熱導(dǎo)率、大氣溫度、混凝土表面熱交換強(qiáng)度等參量進(jìn)行合理取值，進(jìn)行計(jì)算分析，得到不同深度、不同時(shí)刻混凝土的溫度場。根據(jù)混凝土、鋼筋和預(yù)應(yīng)力鋼絞線在不同持荷條件下的化學(xué)穩(wěn)定性、熱力學(xué)特性，實(shí)現(xiàn)蛋形消化池鋼筋混凝土預(yù)應(yīng)力結(jié)構(gòu)的火災(zāi)損傷定量分析，為蛋形消化池的火災(zāi)結(jié)構(gòu)安全鑒定提供理論依據(jù)。

火災(zāi)；災(zāi)后評估；數(shù)值計(jì)算；結(jié)構(gòu)安全

1 工程及火災(zāi)概況

1.1 工程概況

蛋形消化池是污水處理廠污泥消化處理的重要構(gòu)筑物。該工程由四座卵形消化池通過管廊、天橋相連，并與污泥控制室形成一個(gè)整體，四座卵形消化池結(jié)構(gòu)形式完全一樣，池內(nèi)凈高43.595m，地面以上高26.995m，埋深17.60m，卵形體最大內(nèi)直徑24.8m，池壁砼為C40，厚從600mm漸變至400mm。外形為三維曲面體。池體內(nèi)壁采用高溫涂料防腐，外壁采用發(fā)泡聚氨酯保溫，外掛鋁塑板。地基為天然中風(fēng)化巖地基。

池體為雙向有粘結(jié)預(yù)應(yīng)力砼結(jié)構(gòu)，有粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋采用7Ф5鋼鉸線，環(huán)向筋距離池壁外表面110mm；豎向布置在1／2池壁厚度處。非預(yù)應(yīng)力筋構(gòu)造配筋，為雙向雙層鋼筋網(wǎng)，保護(hù)層厚度35mm。

1.2 火災(zāi)情況

該污水處理廠的1號蛋形消化池發(fā)生火災(zāi)，過火面積（如圖1所示）約為500m2，約占體表面積的40%。該工程發(fā)生火災(zāi)后，需要進(jìn)行火災(zāi)損傷鑒定，以確定工程火災(zāi)后的處理方案。為了從理論上確定火災(zāi)對蛋形消化池結(jié)構(gòu)的影響程度，本文對蛋形消化池池壁砼所受火災(zāi)損傷進(jìn)行數(shù)值計(jì)算分析。

圖1 蛋形消化池的過火照片

2 火災(zāi)損傷分析思路

該工程的蛋形消化池池體屬于軸旋轉(zhuǎn)殼體薄殼預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)，曲面半徑大，火災(zāi)對池體的烘烤接觸面為池體的表面。因此，對該工程的火災(zāi)分析可以采用熱傳導(dǎo)方程進(jìn)行溫度場計(jì)算，然后根據(jù)溫度場的計(jì)算結(jié)果，根據(jù)不同部位的材料熱力學(xué)特性，對相應(yīng)部位的材料組織損傷程度、有效預(yù)應(yīng)力參數(shù)等進(jìn)行定量評價(jià)。同時(shí)，對池體進(jìn)行材料力學(xué)性能的原位檢測和池體的滿水、閉氣滿負(fù)荷試驗(yàn)，確定池體結(jié)構(gòu)的火災(zāi)損傷后的使用功能。最終，通過理論分析和原位檢驗(yàn)，實(shí)現(xiàn)該工程蛋形消化池的火災(zāi)綜合定量評價(jià)。

3 火災(zāi)數(shù)值計(jì)算

蛋形消化池的池壁結(jié)構(gòu)剖面簡圖如圖2所示：

圖2 蛋形消化池池壁剖面簡圖

3.1 熱傳導(dǎo)方程

根據(jù)熱傳導(dǎo)理論，該蛋形消化池的火災(zāi)熱影響可以通過熱擴(kuò)散方程（1）和其邊界條件（2）和（3）表述。

熱傳導(dǎo)方程為：

邊界條件1：

其中：

t＝0時(shí)，混凝土溫度為T0。

邊界條件2：

其中：

當(dāng)t＞0時(shí)，（x、y、z）為火烤混凝土表面坐標(biāo)點(diǎn)，T為空氣溫度，T0為表面混凝土的溫度，a為表面熱交換強(qiáng)度，Q（x，y，z，t）為熱流強(qiáng)度。

3.2 簡化熱傳導(dǎo)方程

由于池壁曲面半徑大于池壁厚度20倍，以上方程可簡化為一維熱傳導(dǎo)方程（4）及其邊界條件（5）和（6）。

邊界條件1：

其中：

t＝0時(shí)，混凝土的溫度為T0。

邊界條件2：

其中：t＞0時(shí)，T為空氣溫度，T0為表面混凝土的溫度，a為表面熱交換強(qiáng)度，Q（0，t）為熱流強(qiáng)度。

在（1）至（6）中：

T為點(diǎn)坐標(biāo)（x，t）處的溫度值

ρ為介質(zhì)體密度

c為介質(zhì)熱容

λc為介質(zhì)熱導(dǎo)率

3.3 數(shù)值計(jì)算程序

考慮到溫度對材料性能的影響，簡化的火災(zāi)熱傳導(dǎo)方程（4）為變系數(shù)偏微分方程，很難求得解析解。因此，本文在微軟VS2008軟件開發(fā)平臺(tái)上，根據(jù)簡化的熱傳導(dǎo)方程（4）及相應(yīng)的邊界條件（5）、和（6），采用有限差分法編制火災(zāi)數(shù)值計(jì)算程序。程序界面如圖3－圖5所示：

圖3 火災(zāi)熱傳導(dǎo)計(jì)算參數(shù)輸入界面

圖4 不同深度溫度分布曲線

圖5 某點(diǎn)處溫度隨時(shí)間變化曲線

3.4 計(jì)算參數(shù)取值

應(yīng)用該程序?qū)こ袒馂?zāi)的溫度場進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，計(jì)算參數(shù)取值如下：

（1）計(jì)算點(diǎn)過火時(shí)間

蛋形消化池的過火高度為242－215＝27m，過火時(shí)間歷時(shí)35min，平均局部過火速度為0.77m／min，火焰高度2m，局部過火時(shí)間為2／0.77＝2.8min，按5min取值，計(jì)算安全系數(shù)為1.79。

（2）計(jì)算點(diǎn)火焰溫度

根據(jù)國際標(biāo)準(zhǔn)化組織（ISO）推薦的火場升溫函數(shù)［1］：

其中：T為火場溫度（℃）；

T0為火場初始溫度（℃）；

t升溫時(shí)間（min）；

T＝30＋345 log（5×8＋1）＝586＜750℃（10）現(xiàn)場火焰的顏色為紅色，其火焰溫度按照不小于750℃考慮。

當(dāng)T＞335℃時(shí)，λc＜1.3，按1.3J／（m·k·s）全程計(jì)算時(shí)，表面砼的導(dǎo)熱性能偏高，計(jì)算內(nèi)部的溫度高于實(shí)際值，則計(jì)算結(jié)果偏于安全。

（6）砼熱容

根據(jù)歐洲混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范［2］建議，混凝土比熱Cc（J／（kg·℃））：

Cc＝900＋80×T／120－4×（T／120）2

其中：

20℃≤T≤1200℃

當(dāng)20℃≤T≤1200℃時(shí)，913≤Cc≤1255，Cc取中值與最低值的平均值998 J／（Kg·k），稍偏于安全。

（7）混凝土表面與大氣的熱交換強(qiáng)度

根據(jù)文獻(xiàn)［1］，取平均溫度T＝500℃時(shí)的值取23J／（m2·k·s）。

（8）砼介質(zhì)體密度

ρ為砼介質(zhì)體密度2400 kg／m3。

3.5 計(jì)算結(jié)果

（1）不同深度最高溫度數(shù)值解，即火焰溫度750℃，持續(xù)燃燒5min，砼厚度方向由表及里的最高溫度分布見表1。

表1 池壁不同深度最高溫度數(shù)值解

從表1可以發(fā)現(xiàn)，隨著深度由30mm至90mm增加，對應(yīng)深度的最高溫度值由181℃向52.5℃遞減，到達(dá)最高溫的時(shí)間由11.0min向47.2min遞增。

（2）30min時(shí)溫度場數(shù)值解，即在火焰溫度750℃持續(xù)燃燒5min后，砼厚度方向由表及里的溫度分布見表2。

表2 火災(zāi)發(fā)生30m in時(shí)溫度場數(shù)值解

從表2可以發(fā)現(xiàn)，火災(zāi)發(fā)生30min時(shí)，深度由30mm向90mm變化時(shí)，相應(yīng)部位的最高溫度由86.7℃向47.6℃遞減。

（3）對環(huán)向預(yù)應(yīng)力的影響，即距池外壁90mm厚度處，按燃燒持續(xù)時(shí)間分別為5min、2min和1min的最高溫度分別見表3。

表3 深度70mm～90mm處混凝土最高溫度（℃）

從表3可以發(fā)現(xiàn)，深度70mm～90mm處的混凝土的最高溫度隨著火災(zāi)持續(xù)的時(shí)間延長而溫度升高。當(dāng)火災(zāi)持續(xù)5min時(shí)，70mm深處的混凝土的最高溫度為66.6℃；而當(dāng)火災(zāi)持續(xù)1min時(shí)，90mm深處的混凝土最高溫度為41.8℃。說明火災(zāi)持續(xù)時(shí)間越長，混凝土深度越小混凝土的最高溫度越高。

（4）對豎向預(yù)應(yīng)力的影響，即距池外壁200mm～300mm厚度處，按燃燒持續(xù)時(shí)間分別為5min、2min和1min的最高溫度分別見表4。

表4 深度200mm～300mm處混凝土最高溫度（℃）

可以從表4發(fā)現(xiàn)，深度大于200mm時(shí)，火災(zāi)持續(xù)時(shí)間5min內(nèi)時(shí)，混凝土中的溫度上升小于1℃。

3.6 結(jié)構(gòu)災(zāi)后評估

根據(jù)上述計(jì)算結(jié)果及相關(guān)的規(guī)范，對火災(zāi)后結(jié)構(gòu)安全評估如下：

（1）本工程結(jié)構(gòu)配筋距離砼表面35mm，預(yù)應(yīng)力筋距離砼表面110mm，上述位置的最高溫度低于181℃、52.5℃，依據(jù)溫度與鋼材力學(xué)性能的關(guān)系［3-4］，當(dāng)溫度小于200℃時(shí)，所有等級的鋼筋強(qiáng)度降低幅度均很小；當(dāng)溫度等于200℃時(shí)，二級鋼強(qiáng)度減小約20Mpa，而現(xiàn)場鋼筋取樣的實(shí)測值比標(biāo)準(zhǔn)值大60Mpa。因此，可以判定本次火災(zāi)對預(yù)應(yīng)力筋、非預(yù)應(yīng)力筋的力學(xué)性能不會(huì)產(chǎn)生較大影響。

（2）由于砼導(dǎo)熱系數(shù)小，滅火過程中遇水降溫，終止了熱量向內(nèi)繼續(xù)傳播，表面的高溫對池體30mm以內(nèi)的混凝土性能并沒有造成較大影響，火災(zāi)對砼的影響只局限在表層30mm范圍內(nèi)，對結(jié)構(gòu)的影響很小。

（3）本文的計(jì)算過程未考慮消防滅火時(shí)澆水降溫的有利影響以及燃燒過程中保溫薄板的保溫作用，根據(jù)文獻(xiàn)［1，5］，本文數(shù)值計(jì)算得到的溫度應(yīng)高于實(shí)際的溫度；同時(shí)，砼中含有一定量的自由水和結(jié)晶水，具有吸熱作用，數(shù)值計(jì)算中沒有考慮這一有利因素，計(jì)算得到的溫度值也高于砼表面及內(nèi)部的溫度。因此，計(jì)算結(jié)果偏于安全。

4 檢測驗(yàn)證

（1）根據(jù)現(xiàn)場鋼筋取樣的機(jī)械性能試驗(yàn)［6］和化學(xué)性能試驗(yàn)［6］，鋼材力學(xué)性能和化學(xué)性能沒有變化，說明火災(zāi)沒有對鋼材造成損傷。這與本文火災(zāi)對預(yù)應(yīng)力筋、非預(yù)應(yīng)力筋的力學(xué)性能不會(huì)產(chǎn)生較大影響的數(shù)值分析結(jié)果是一致的。

（2）災(zāi)后進(jìn)行了現(xiàn)場砼表面強(qiáng)度的回彈檢測［6］、取芯試驗(yàn)和整池滿水閉氣試驗(yàn)［6］，試驗(yàn)結(jié)果合格，滿足設(shè)計(jì)要求，說明火災(zāi)沒有對砼造成較大的損傷。證明了本文數(shù)值計(jì)算結(jié)果的正確性，即火災(zāi)對深度大于10mm混凝土、深度大于30mm的非預(yù)應(yīng)力鋼筋、深度110mm的預(yù)應(yīng)力鋼絞線的損傷很小。

5 結(jié)論

通過本文的研究，得到以下結(jié)論：

（1）本文數(shù)值計(jì)算得出的結(jié)論與火災(zāi)后現(xiàn)場取樣檢測試驗(yàn)結(jié)果相一致，證明了本文計(jì)算結(jié)果的正確性。本文的數(shù)值計(jì)算為該工程火災(zāi)后安全性評估鑒定提供了理論依據(jù)。

（2）采用熱傳導(dǎo)方程，進(jìn)行合理的參數(shù)取值，可以定量分析火災(zāi)后預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)的損傷。本文的計(jì)算方法適用于預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)火災(zāi)后的安全性評估計(jì)算，可供該類結(jié)構(gòu)火災(zāi)后的安全性評估及鑒定借鑒采用。

（3）混凝土結(jié)構(gòu)有較強(qiáng)的抗火能力，尤其是鋼筋的深度大于30mm時(shí)，短時(shí)間的火災(zāi)對鋼筋的影響是可以忽略不計(jì)的。

［1］丁發(fā)興，余志武.四面均勻受火下圓鋼管混凝土溫度場非線性分析.2006年9月《華中科技大學(xué)學(xué)報(bào)（城市科學(xué)版）》.

［2］Eurocode2.Design of Concrete Structures，Part1-2，General Rules——Structural Fire Design［S］.1996.

［3］呂彤光，時(shí)旭東，過鎮(zhèn)海.高溫下Ⅰ～Ⅴ級鋼筋的強(qiáng)度和變形試驗(yàn)研究.1996年9月，福州大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），第24卷增刊.

［4］王俊，蔡躍，黃鼎業(yè).預(yù)應(yīng)力鋼筋高溫蠕變試驗(yàn)研究及有限元分析應(yīng)用.2004年11月，《木工程學(xué)報(bào)》第37卷，第11期.

［5］張福林，馮志堅(jiān).鋼筋混凝土構(gòu)件載貨在高溫作用下內(nèi)部溫度的探討.1994年12月，《西安礦業(yè)學(xué)院學(xué)報(bào)》第14卷，第4期.

［6］某工程災(zāi)后鋼筋復(fù)試、混凝土強(qiáng)度、消化池滿水閉氣試驗(yàn)報(bào)告.2006年8月.

Analysis of Structural Safety After Fire

Wei Yongbin，Lin Bing，Bai Chenguang
（China State Construction Engrg.Corp.Ltd.Technical Center，Beijing 101300，China）

On the basis of the processes of fire happened in some sewage treatment plants，by reasonably choosing parameters，e.g.，fire time，fire temperature，heat capacity of concrete，concrete thermal conductivity，air temperature，intensity of heat exchange of concrete surface，a model is established to obtain the temperature field of structure.According to chemical stability and thermodynamic properties of concrete，steel and pre-stressed strands under different temperature actions，an analysis of structure safety is carried out and numerical results coincide with conclusions drawn from tests after fire.The method provided is suitable for evaluation on structure safety after fire.

Fire；Evaluation After Fire Disaster；Numerical Calculation；Structure Safety

X928.7；TU31R＋.3

A

1674－7461（2010）02－0101－05

國家“十一五”科技支撐計(jì)劃課題（2007BAF23B04）；中國建筑工程總公司科研資金（CSCEC-2005-C-02）。

韋永斌（1969－），男，高級工程師，中國建筑股份有限公司技術(shù)中心工程智能中心負(fù)責(zé)人。