鋼筋混凝土地鐵上蓋平臺車輛火災模擬試驗

吳明洋，余 敏,2，唐 智,2，方 正,2，徐浩銘

(1.武漢大學 土木建筑工程學院，武漢 430072；2.湖北省城市綜合防災與消防救援工程技術研究中心(武漢大學)，武漢 430072)

當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。地鐵上蓋物業既能綜合利用土地，也能帶動片區的區域規劃[1]。地鐵上蓋物業是針對軌道交通車輛段的開發模式[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。這種結構如果發生火災,對建筑結構的破壞以及對人民群眾財產與生命造成的威脅不可估量。不同于普通的樓板，上蓋平臺除了是平臺上建筑物與車輛段的分隔結構，也作為疏散區域保障群眾的安全，同時也是消防車專用道的設置點,其抗火性能對建筑防火設計意義重大。當板厚為120 mm，保護層厚度為20 mm時，現行規范[5]對現澆整體式梁板僅作出了耐火極限為2.65 h的規定，對上蓋平臺而言，其耐火等級應比一般樓板要高。

鋼筋混凝土上蓋平臺主要由連續的梁板構成，目前鋼筋混凝土梁或板構件耐火研究相對豐富，如：由文獻[6-8]的研究結果可知，鋼筋混凝土梁耐火極限與破壞形態受到升溫方式、荷載比、板寬等多種因素的影響。文獻[9-10]表明，鋼筋混凝土板件在火災下的破壞模式受到配筋與試件形狀的影響。文獻[11-12]分別針對單向板與雙向板進行了抗火試驗研究，由試驗結果可知彎曲應力是樓板在火災下跨中平面外位移主要的主要影響因素，在薄膜效應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構件在標準火災下的耐火性能為主，無法反映真實火災溫度場分布及演化情況。標準火災試驗主要關注梁板柱等構件的單獨抗火性能表現而沒有考慮結構的整體性能，具有一定的局限性。

為較好反映火災下的火災場景和結構響應，進行結構的火災模擬試驗是一種十分必要且有效的手段[13-14]。如：文獻[15]利用地下綜合體的縮尺寸模型，得到了在火災條件下火災與煙氣蔓延趨勢的模擬結果。相較于縮尺寸試驗，全尺寸火災試驗花費昂貴，試驗難度大，但更貼近實際情況。如：文獻[16]進行了3層鋼框架結構足尺模型受火試驗，分析了整體結構的溫度分布情況。文獻[17]的全尺寸試驗結果表明，與常溫條件相比，火災產生的薄膜效應對保持結構整體性有更明顯的有利作用。在火災全尺寸試驗中，被報道得較多的是英國房屋建筑研究所(BRE)進行的Cardington試驗[18-20]，試驗結果表明:構件在整體結構中時的抗火性能較單個構件要更強，這使得火災下試驗結構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中[21-23]進一步研究了火災下鋼筋混凝土樓板在整體結構中的薄膜效應，結果表明，相較于屈服線理論的計算結果，試驗中鋼筋混凝土板的抗火性能更加優異,承載力也大大提高。模擬試驗能反映整體結構在火災下的行為，相較于單個構件作為研究對象的抗火試驗更接近真實火災情形。

受限于試驗成本與難度，火災模擬試驗無法應用于所有工程，而數值模擬不受試驗條件的限制，因此數值模擬在火災試驗中的應用對進行研究與驗證結果具有重要補充意義。國內外學者通過數值模擬對混凝土梁板構件抗火性能進行了廣泛研究，如：文獻[24]提出了一種非線性有限元程序，用于預測火災條件下梁截面的溫度分布情況。文獻[25]對鋼筋混凝土梁在火災下的行為特征進行了模擬研究，指出增加保護層厚度可增大耐火極限。文獻[26-28]分別完成了構件在火災下模型的建立，可以較為精準低預測鋼筋混凝土柱與板構件的耐火極限，并對升溫過程中構件內的溫度分布進行計算。真實火災影響因素繁多，情況復雜，在條件允許的前提下，采用試驗和模擬相結合的方式是研究火災的優選。

與此同時，國民機動車保有量越來越高，汽車火災在火災事故中的比例也越來越高。由文獻[29]可知，汽車火災比其他火災更容易蔓延。上蓋物業開發模式逐漸出現在各大城市，上蓋平臺作為其中抗火設計的重要環節，值得關注與研究。文獻[30]提出增加梁板構件保護層厚度等方法使上蓋平臺達到4 h的耐火極限。但是目前關于此類結構的防火設計無明確統一的設計規范，以此類結構作為研究對象的火災試驗更是鮮有報道。

基于目前的研究現狀，本文進行了車輛段上蓋平臺的縮尺寸火災試驗并對該情況下的耐火試驗進行了數值模擬，通過對火災試驗燃燒過程及現象，不同溫度測點與變形測點的數據等相關信息的分析，得到了地鐵上蓋平臺車輛火災的特點，對該情況下的滅火救援工作具有一定的指導意義。

1 上蓋平臺車輛火災模擬試驗設計

1.1 上蓋平臺的結構設計

該試驗以武漢某地鐵車輛段上蓋綜合開發項目為試驗設計對象。按照項目要求，上蓋平臺的梁、板等承重構件的耐火極限應不小于3 h，而現行規范[5]中沒有樓板及非預應力連續梁耐火極限為3 h的規定，則在工程竣工驗收前開展現場模擬試驗。實際工程中各樓板短邊尺寸從2.65～4.5 m，考慮到試驗的成本和難度，在此選取具有代表性的尺寸為4 m×4 m的樓板進行試驗。樓板用磚墻簡支固定，為聚集熱量，采用小室燃燒試驗方法，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場景，為充分滿足面包車燃燒時補風排煙的需要，本模型室預留兩個2.0 m×0.9 m的洞口，經前期論證，該開口布置可為面包車燃燒提供充足氧氣，使得火源功率達到設計規模，進而在模型室各結構構件處形成最不利高溫環境。試驗模型示意圖見圖1(a)。

根據現有規范[5]，樓板的耐火極限主要與混凝土保護層厚度和樓板厚度有關。在進行耐火縮尺模型設計時保持保護層厚度和樓板厚度與實際工程一致，反映真實結構的耐火性能。本次現場試驗樓板的板厚為200 mm，保護層厚度為20 mm。

1)加載方式及荷載設計：實際工程中各樓板受到的荷載很大，其中恒載標準值從24～46 kN/mm2，活荷載從16～20 kN/mm2，現場條件無法滿足。因此，對于此戶外模擬荷載試驗，采用先根據現在條件確定可以施加的外部荷載，再根據該荷載和樓板自重進行板的配筋設計，從而保證試驗荷載比和實際工程一致，即荷載比等于荷載標準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現，試驗荷載設計值取6.0 kPa，根據該荷載值進行配筋設計。

2)樓板配筋設計：鋼筋混凝土等級為C40，梁截面尺寸為350 mm×400 mm，采用1.35×樓板自重+1.4×填土荷載作為設計荷載，對四面簡支的該樓板進行配筋設計，樓板配筋：板面配筋為雙向10@180，板底配筋為雙向10@150，結構配筋設計見圖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準耐火試驗中最不利的荷載取值。最終結構見圖1(c)。

圖1 縮尺模型結構設計Fig.1 Design of scale model

1.2 車輛火災的火源設計

EUREKA EU499項目[31]中地鐵車廂火災試驗是本試驗火源設計的參照。根據該項目研究結果，地鐵車廂的熱釋放速率峰值為35 MW。在該試驗中采用了德國地鐵鋁制結構車廂(長18 m、寬2.8 m、高3 m)，共有40個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，但根據保守原則，仍然以此作為火源設計參照。根據Froude相似律，火源功率的相似準則為[32]

(1)

為了滿足耐火試驗熱釋放速率在200 kW以上并保持穩定燃燒時間達到180 min的要求，本試驗采用了普通7座面包車和自行設計的丙烷燃氣系統相結合的方式來模擬真實火災。具體為：1)面包車(見圖2(a))，有效燃燒時間約為65 min。在第二排座位下放置一油盤，用以盛放點燃車廂的甲醇；2)丙烷燃氣系統(見圖2(b))，作為補充火源維持設計耐火時間至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，燃燒室預留有兩個2.0 m×0.9 m的孔洞通風，燃燒器燃燒效率可按90%計算，要達到的熱釋放速率為200 kW的要求，最終本試驗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相連，并在流量計后設置燃氣三通閥分別通過軟管接到氣瓶。

圖2 試驗的火源設計Fig.2 Fire source design for the test

1.3 試驗的測量方案設計

1.3.1 室內的溫度測點布置

為了準確捕捉車輛火災下室內各位置的升溫過程，在樓板底部以及室內不同高度布置鎧裝K型熱電偶。試驗模型室內共布置8個測點，測點布置見圖3(a)。測點T12～T15布置在模型室頂部，距四個角部距離為400 mm×400 mm，測點T16位于樓板中心；T14及T13正下方7 cm處分別設置一個測點(T17、T18)；另外面包車頂棚下還布置一個測點(T19)，用于監測試驗燃燒時面包車車廂內的實時溫度。板底面熱電偶綁扎在鋼筋支架上進行定位，現場熱電偶布置見圖3(b)。

圖3 試驗模型室內溫度測點布置(mm)Fig.3 Layout of indoor temperature measuring points (mm)

此外，設置一臺NEC TH51-707的熱成像儀來拍攝模型室表面的溫度場，在離模型室西南角約20 m處進行拍攝。

1.3.2 樓板結構的溫度和變形測量

為監測火災下鋼筋混凝土樓板內的溫度情況，提前在板內布置非鎧裝K型熱電偶，線芯0.3 mm，具體位置見圖4，其中測點T9、T10、T11處打孔深度為10 cm，測點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行密封。

圖4 鋼筋混凝土結構的熱電偶布置(mm)Fig.4 Thermocouple layout of reinforced concrete structure (mm)

樓板中心點豎向變形大于其它部位，為試驗中位移測點的主要部位，同時在板邊緣距四個角部距離為400 mm×400 mm處分別布置4個位移測點，測點布置圖和實物圖見圖5。

圖5 鋼筋混凝土樓板頂面位移測點布置(mm)Fig.5 Displacement measurement of the top surface of the reinforced concrete floor (mm)

2 上蓋平臺模擬火災試驗結果分析

2.1 火災試驗的過程和現象

火災全過程見圖6，整個試驗過程持續時間為3 h。試驗分為兩個階段，首先引燃面包車，待面包車燃燒完時開啟燃燒器，維持試驗模型室內溫度直至試驗結束。試驗第一階段見圖6(a)、(b)，點火后車廂內飾迅速被甲醇引燃，火焰瞬間充滿整個車廂，隨著火勢的蔓延，車廂內飾中的聚合物燃燒產生了大量黑煙，車廂的燃燒進入穩定階段。在試驗進行大約50 min時，面包車車身的可燃物燃燒殆盡，僅輪胎處還有部分殘余，模型房間內溫度下降，此時開啟燃氣系統，試驗進入第二階段。如圖6(c)所示，燃氣系統開啟之后，為減小試驗模型室的對流散熱，維持室內高溫，靠近燃燒器的通風口用防火板封堵。之后燃氣系統持續工作，直至試驗進行到180 min結束。圖6(d)為試驗結束后模型室內狀態，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 車輛火災全過程Fig.6 Whole process of vehicle fire

在試驗整個過程中，采用熱成像儀對模型室外側墻壁溫度分布進行了拍攝，圖7為不同時刻模型室外壁溫度云圖，從圖7可知，位于模型室南側外壁的a點處溫度值在試驗過程中從25.9 ℃逐漸升高至39.6 ℃。

圖7 不同時刻模型室外壁溫度云圖Fig.7 Temperature distribution of outside wall at different moments

2.2 溫度分布監測結果及分析

2.2.1 模型室內溫度分布監測結果

T12～T19為室內溫度測點，其中T12～T16樓板底面測點，可視作樓板結構的一部分，此處僅分析T17～T19的溫度監測結果。測點T17～T19測得室內各點升溫曲線見圖8。

圖8 室內溫度數據結果Fig.8 Indoor temperature of different measuring points

在試驗第一階段，面包車車廂被點燃之后，室內測點的溫度急劇上升，很快達到了峰值，其中位于面包車廂內頂棚的測點T19溫升最大。由于面包車車內各處可燃物分布有所差異，且測點距面包車的距離不同，不同位置測點的溫度變化曲線有所不同，但變化趨勢基本一致。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，各測點的溫度也隨之降低，當試驗進行到50 min時，面包車燃燒基本結束，室內各測點溫度降到200 ℃以下，試驗開始進入第二階段。

在試驗第二階段，即丙烷燃燒階段，T17、T18測點溫度有所回升，且一直維持到試驗結束。因為燃燒器位于面包車西側，所以該階段西側測點(T17)較東側測點溫度(T18)高；測點T19位于車廂頂棚內，高度較低且受丙烷燃燒產生的羽流影響較小，溫度呈下降趨勢，且低于其他測點溫度。

將本試驗與EUREKA EU499項目[31]中35 MW地鐵車廂火災試驗進行對比分析。熱釋放速率和溫度有很強的相關性，圖8所示溫度曲線基本可以反映本試驗火源功率隨時間的變化趨勢。圖9為EUREKA EU499項目中熱釋放速率曲線，對比圖8中測點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基本一致，表明本試驗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熱釋放速率曲線Fig.9 Heat release rate curve of full-scale metro car test

此外，EUREKA EU499項目[31]試驗研究結果表明，在該熱釋放速率區間，車廂頂棚溫度峰值為800～1 060 ℃，與本試驗中圖8顯示的面包車頂棚的溫度峰值相當。

綜上所述，本項目所設計的火源條件成功地模擬出地鐵車廂燃燒過程及車廂內的溫度峰值。

2.2.2 樓板結構溫度分布監測結果

圖10為測點T1～T16測得的樓板結構中各測點的升溫曲線。

圖10 樓板溫度數據結果Fig.10 Floor temperature of different measuring points

測點T1～T3曲線為板頂溫度，試驗開始后板頂面溫度緩慢升高，三測點溫度曲線變化趨勢保持一致，板頂面溫度保持均勻分布，最終維持在52 ℃左右；測點T5～T11為板內溫度測點，板內各測點的溫度均平緩升高，且分布均勻；測點T12～T16為樓板底面的升溫曲線，試驗開始后板底溫度迅速上升，在6 min左右達到峰值溫度，約為780 ℃；隨著面包車完全燃燒，室內溫度逐漸下降，至試驗開始后50 min，板底溫度降低至150 ℃左右；點燃丙烷后，室內溫度又逐漸回升，最終保持穩定不變。由室內溫度監測結果可知，位于距樓板7 cm處的測點T17、T18測點的溫度與其分別的對應的T14、T13測點溫度相差不大，說明在房間內上部空間(樓板下表面至板下7 cm范圍內)的溫度沿豎向分布較為平均。由于燃氣火源的位置在室內靠西一側(即靠近測點T12、T14)，后續各測點升溫幅值有所差別；總體而言，試驗樓板底面升溫基本保持一致。

2.3 結構變形曲線結果及分析

結構各測點變形見圖11?；馂脑囼炃捌?，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展較快，受火30 min時豎向位移發展到最大值；后期室內溫度基本維持在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，其中測點V1、V2、V4、V5測得樓板角部變形較小，最大約為2 mm，測點V3測得板中心位移，最大約為10 mm。結構的總體變形比較小，結構保持完好，說明該結構可以滿足3 h的模擬真實火災的要求。

圖11 試驗測點位移曲線Fig.11 Vertical displacement of different measuring points

2.4 試驗后結構的損傷情況

試驗后結構整體損傷情況如圖12所示，火災試驗進行到3 h，停止燃燒丙烷，模型室整體結構保持完整，沒有出現結構坍塌和鋼筋保護層剝落等現象，外墻體靠近洞口及上部女兒墻位置出現較多裂縫，鋼筋混凝土樓板由于受火產生膨脹，導致上部女兒墻與梁連接處出現較大裂縫。

圖12 試驗后整體結構受損情況Fig.12 Damage in different parts of the structure after fire

停止試驗后，待室內溫度降至約30 ℃時，觀察模型室內壁及樓板底面的受火情況。樓板底面抹灰層完全開裂，部分已經剝落，混凝土沒有剝落現象，底板出現細微裂縫。可以判定鋼筋混凝土樓板結構屬于輕微受損，除了裝修層外的其他部分受損并不嚴重。

該樓板結構在3 h的模擬真實火災作用下，板頂面豎向位移較小，滿足3 h的耐火極限要求；火災試驗后，受火面樓板沒有混凝土大面積脫落的現象，結構保持較好的完整性。

3 上蓋平臺結構模擬火災試驗的模擬分析

3.1 上蓋平臺結構的火災試驗數值模擬

為了對現場耐火試驗結構進行更為詳細的分析，采用大型通用有限元軟件對樓板的受火情況進行了耐火模擬，并建立了高溫條件下的熱力耦合計算模型，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和材料本構模型均參考歐洲規范EC2[33]取值。在保證收斂的前提下，采用強耦合的計算方法。更多關于建模的細節詳見作者前期論文[34]。

本試驗實測升溫曲線最高溫度約780 ℃且維持時間較短，到了后期溫度降到約300 ℃，而標準火災升溫最高接近1 200 ℃，且無下降。為驗證分層殼單元模型是否適用，對熱邊界條件進行了必要的調整，具體為：樓板底面為受火面，為了和試驗一致，直接采用第一類邊界條件，即直接輸入板底的實測溫度；對于樓板頂面，由于溫度變化不大，按常溫環境考慮，采取對流與輻射邊界條件，其中對流換熱系數取8 W/(m2K)，表面發射率取0.7，通過后面的比較證明該處理可行。其他參數如單元類型、材料參數等和標準火災模擬一致，詳見文獻[34]。

鋼筋混凝土樓板火災下的變形見圖13，其中板的變形為放大10倍后的結果。有限元得到的溫度場和變形結果與試驗的對比見圖14。

圖13 火災下樓板的應力云圖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量結果與有限元計算得到的升溫曲線的趨勢一致，但數值略有差異，這主要是因為現場試驗混凝土內部測點溫度在100 ℃左右，混凝土中水分的氣化和流動目前還很難一一考慮，同時按規范采用的材料參數取值和實際構件可能也存在一定的差異。但是總體溫度場的模擬結果和試驗基本吻合，相關偏差在合理范圍內。

試驗變形曲線和有限元計算的結果對比見圖14(d)，試驗開始30 min內，樓板溫度快速升高，板中心點處位移也快速增加，有限元計算結果曲線與試驗曲線保持一致；試驗進行到30 min時，由于樓板溫度基本穩定在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，邊界條件為四邊簡支時，板跨中位置最大變形可以達到15.4 mm；現場試驗中樓板跨中的最大變形值約為10 mm，稍小于有限元計算結果，可能的原因是：試驗邊界是介于簡支和固支之間的一種復雜邊界條件，在數值模擬中很難做到，在此采用簡支的邊界條件是基本合理且偏于安全的。

圖14 有限元和試驗結果的比較Fig.14 Comparison of finite element analysis and test results

試驗中位移測點V1、V2、V4、V5對稱布置在樓板四角，現場測量結果受風速、荷載分布等條件影響而有部分偏差，總體上，四個測點的最大位移均在1～2 mm，有限元計算結果與之相吻合。

綜述可知,根據現場試驗的真實情況，對該試驗進行的有限元數值模擬驗證的計算得到的變形曲線和溫度曲線結果與現場試驗結果比較一致，進一步驗證了所采用的有限元模型的可信性。

3.2 標準火災下的模擬分析

為進一步分析試驗樓板在標準火災下的耐火性能，在此對ISO-834標準火災下的耐火過程進行計算，得到鋼筋混凝土樓板溫度場和板頂位移曲線如圖15。由圖15可知：在ISO-834標準火災升溫曲線下，鋼筋混凝土樓板底面溫度上升較快，最高溫度在1 100 ℃以上，板內距板頂150 mm處的溫度最高達到350 ℃，均高于試驗火災中測得的溫度值。標準火災下的樓板變形發展較快，樓板中心最大豎向位移達到69 mm，角部測點位置變形最大為13 mm，兩個部位的變形均遠大于現場試驗火災下的變形。

圖15 標準火災下有限元計算結果Fig.15 Finite element analysis results under standard fire

變形速率較大時，構件的變形也將在短時間內快速增大，因此通常主要采用變形量來判斷構件的耐火時間。本次試驗中，耐火樓板凈跨為4 000 mm，板厚為200 mm，根據規范[35]可得該雙向板的極限彎曲變形為D=200 mm。ISO-834標準火災下的樓板最大豎向變形值為69 mm?D=200 mm ，該模擬分析可以預測該樓板能夠達到ISO-834標準火災下3 h的抗火要求。

4 結 論

根據地鐵上蓋平臺縮尺車輛火災模擬試驗并結合數值模擬分析，主要結論如下：

1)開展了縮尺火災模擬試驗，采用了面包車火災與丙烷火相結合的火源形式對實際的地鐵列車車廂火災進行了相似縮小，試驗結果表明，所設計的火源條件成功地模擬出地鐵車廂燃燒過程及車廂內的溫度峰值，達到了本試驗火源設計的目標。

2)試驗結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。該樓板結構在3 h的模擬真實火災作用下，板頂面豎向位移較小，滿足3 h的耐火極限要求；火災試驗后，受火面樓板沒有混凝土大面積脫落的現象，結構保持較好的完整性。

3)據現場耐火試驗的真實情況，對該試驗進行了有限元數值模擬驗證，現場試驗結果與有限元的計算得到的變形曲線和溫度曲線結果比較一致，證明了本項目所采用的有限元模型及相關參數取值的合理性，并通過與現有梁板結構的標準耐火試驗對比，進一步驗證了試驗和數值相結合的研究方法的有效性。