賀青青 薛 辰 李 然 蘭 濤, 門進(jìn)杰 趙 鈿

(1.中國船舶重工集團(tuán)國際工程有限公司, 北京 100121; 2.西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院, 西安 710055; 3.中國建筑設(shè)計研究院有限公司, 北京 100089)

0 引 言

裝配式建筑起源于歐洲和美國,不僅能夠大大提高生產(chǎn)效率,加快施工速度,節(jié)約社會資源,同時還符合現(xiàn)階段國家提出的綠色節(jié)能環(huán)保型建筑的設(shè)計理念。箱板裝配式鋼結(jié)構(gòu)體系是一種依托于船舶上層建筑的新型的裝配式鋼結(jié)構(gòu)體系,該體系全部由帶加勁肋的鋼板裝配而成,板上設(shè)置豎向交錯的L型、T型加勁肋用于提供結(jié)構(gòu)抗側(cè)力,增加了結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度和穩(wěn)定性。箱板裝配式鋼結(jié)構(gòu)樣板房如圖1所示,墻板與樓板如圖2所示。組合墻作為該體系的主要承力構(gòu)件,不同于傳統(tǒng)鋼板剪力墻僅承擔(dān)水平剪力,它能夠同時承擔(dān)水平荷載和豎向荷載,因此不僅要滿足正常使用承載力極限狀態(tài),還須滿足偶然作用(火災(zāi)條件)下承載力極限狀態(tài)。

圖1 箱板裝配式鋼結(jié)構(gòu)樣板房Fig.1 Model house of prefabricated box-plate steel structure

圖2 裝配式組合墻板與樓板Fig.2 The prefabricated composite wall and floor slab

對箱板裝配式鋼結(jié)構(gòu)體系住宅模型振動臺試驗研究[1-2]發(fā)現(xiàn):該結(jié)構(gòu)體系在地震作用下具有良好的延性和抗震性能;對箱板裝配式鋼結(jié)構(gòu)體系模塊單元試驗研究[3-4]發(fā)現(xiàn):角部加強(qiáng)時其延性和承載力均有較大提升。通過對箱板式鋼結(jié)構(gòu)開洞模塊單元的試驗和有限元參數(shù)分析結(jié)果[5]發(fā)現(xiàn):洞口的存在會改變試件破壞模式并降低其承載力,但會提升其延性。

由于該結(jié)構(gòu)體系為純鋼結(jié)構(gòu),耐火性能較差,因此需要針對該結(jié)構(gòu)的耐火性進(jìn)行研究,為該建筑結(jié)構(gòu)提供安全保障。目前,各國學(xué)者對火災(zāi)下墻體抗火性能研究較少,Feng等通過試驗和有限元分析了組合墻不同受火方式、龍骨截面形式、填充層時的抗火性能;[6]Yu等建立傳熱數(shù)學(xué)模型分析復(fù)合板材的溫度場分布,分析結(jié)果與有限元結(jié)果吻合;[7-8]東南大學(xué)陳偉對冷成型鋼承重組合墻體進(jìn)行抗火試驗,分析了輕鋼龍骨三種不同破壞模式的原因,并基于有限差分法提出計算耐火極限的數(shù)學(xué)模型,[9]為耐火極限的研究提供新的思路。

基于上述的研究現(xiàn)狀,采用有限元分析軟件ABAQUS對箱板裝配式組合墻單面受火時的溫度場進(jìn)行研究,確定此模型中受火側(cè)和背火側(cè)的邊界條件、各組成材料的熱工參數(shù)和接觸條件,并針對被覆厚度、覆面板材種類、龍骨間距、高厚比和加勁肋布置等不同參數(shù)進(jìn)行分析,提出抗火設(shè)計優(yōu)化方法和關(guān)鍵測點的預(yù)測算式。

1 組合墻有限元模型的建立

1.1 組合墻有限元模型

選取足尺箱板裝配式組合墻的分戶墻為研究對象,研究其單側(cè)受火時的溫度場分布,墻體構(gòu)造如圖3所示。受火面的抗火構(gòu)造由龍骨、巖棉、石膏板組成,鋼板中部焊接T型加勁肋,兩側(cè)均勻分布L型加勁肋,間距為500 mm,端部兩側(cè)焊接一字型鋼板來模擬實際結(jié)構(gòu)正交方向上墻體對結(jié)構(gòu)的側(cè)向約束。

a—抗火墻板正立面; b—1—1剖面。圖3 箱板裝配式組合墻防火構(gòu)造 mmFig.3 Fire-proof structure of prefabricated box-plate composite walls

為了簡化計算,溫度場分析時做出如下假設(shè):

1)假定各材料均為各向同性材料,忽略各材料之間的滑移和熱阻。

2)不考慮板材脫落對溫度場分布的影響,實際火災(zāi)作用下,板材的開裂和剝落具有隨機(jī)性和不可控性,主要研究板材等構(gòu)造措施對墻體抗火性能的影響,故忽略板材開裂和脫落的情況。

3)不考慮一字型鋼板與外界環(huán)境的熱對流和熱輻射,只考慮鋼材本身的熱傳導(dǎo)。

利用ABAQUS有限元分析軟件建立組合墻溫度場分析模型,巖棉、覆面板材、鋼板均采用八結(jié)點三維傳熱實體單元DC3D8,龍骨采用四結(jié)點傳熱殼體單元DS4,結(jié)點輸出溫度變量為NT11,劃分網(wǎng)格采用Structured法,網(wǎng)格劃分如圖4所示。巖棉、石膏板、龍骨兩兩接觸部分均采用Tie綁定連接以保證各個部分之間的熱量傳遞。

圖4 組合墻網(wǎng)格劃分示意Fig.4 Meshing of the composite wall model

1.2 熱量傳遞方式和換熱條件的確定

火災(zāi)發(fā)生后,組合墻通過熱空氣與覆面板材之間的傳熱及墻體內(nèi)部的熱傳導(dǎo)實現(xiàn)升溫。熱量傳遞包括熱傳導(dǎo)、熱對流和熱輻射,其中覆面板材、鋼板墻與空氣通過熱輻射和熱對流交換熱量,墻體內(nèi)部僅有熱傳導(dǎo);熱量傳遞示意如圖5所示。

圖5 組合墻的熱量傳遞示意Fig.5 A schematic diagram of the heat transfer of the composite wall

采用有限元分析軟件ABAQUS對組合墻溫度場分析時,換熱邊界條件由墻體與空氣接觸面的換熱系數(shù)和空氣溫度來確定,依據(jù)文獻(xiàn)[10-11],受火面溫度由ISO-834國際標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線控制,對流換熱系數(shù)和綜合輻射系數(shù)分別取25 W/(m2·℃)和0.8,背火面取室溫20 ℃,對流換熱系數(shù)取9 W/(m2·℃),Stefan-Boltzmann常數(shù)取5.67×10-8W/(m2·K4),受火高度取墻體全高為3 m。

1.3 材料熱工參數(shù)的選取

選取合適的高溫下材料的熱工性能參數(shù)是精確模擬分析墻體抗火性能的基礎(chǔ)。鋼材的導(dǎo)熱系數(shù)和比熱容根據(jù)歐洲標(biāo)準(zhǔn)EC 3[12]確定,考慮其在735 ℃發(fā)生劇烈突變下的材料性能和熱力學(xué)行為。巖棉比熱容隨溫度變化不大,為840 J/(kg·℃),Wang使用儀器測得高溫下巖棉的導(dǎo)熱系數(shù)值[13],該數(shù)值精確且溫度范圍廣,見表1。石膏板的導(dǎo)熱系數(shù)、比熱容與溫度、含水量都有關(guān),Feng提出的石膏板計算模型[6]中考慮了水分的蒸發(fā)吸熱和遷移作用;葉繼紅教授課題組根據(jù)美國標(biāo)準(zhǔn)ASTM E1225.09[14]對玻鎂板和硅酸鈣板的導(dǎo)熱系數(shù)和比熱容進(jìn)行測定,并考慮板材開裂和裂縫的影響,得出了λs和cs的取值,[15]分別見表2和表3。

表1 巖棉導(dǎo)熱系數(shù)Table 1 Thermal conductivity coefficients of rock wool

表2 覆面板材導(dǎo)熱系數(shù)λsTable 2 Thermal conductivity coefficients of cladding sheets

表3 覆面板材比熱容Table 3 Specific heat capacities of cladding sheets

2 有限元模型的驗證

收集Feng對輕鋼龍骨組合墻火災(zāi)下溫度場分析結(jié)果[6]。模擬模型的截面寬度均為600 mm,試件1龍骨無卷邊,兩側(cè)各覆蓋一層石膏板,內(nèi)部填充礦物質(zhì)棉芯,試件2龍骨有卷邊、腹板截面開孔。受火面均采用ISO-834國際標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線,試件1、2的測點分布見圖6。

a—試件1; b—試件2開孔處截面; c—試件2無孔處截面。圖6 試件1、2溫度場測點布置Fig.6 Arrangements of measurement points of temperature fields of specimen 1 and 2

有限元模型的邊界條件和換熱條件按1.2節(jié)確定,模型各材料的熱工參數(shù)均如1.3節(jié)所述,各測點溫度對比見圖7～9。板材與巖棉接觸面測點的溫度值在升溫后期比試驗值大,但是背火側(cè)測點基本吻合。有限元模型計算結(jié)果與試驗結(jié)果在升溫后期存在誤差,這是因為有限元模型忽略了各組成材料高溫下的熱阻和不均勻性,說明此前的假定是可行的。

a—測點5; b—測點1?！囼炛? 模擬值。圖7 試件1各測點溫度-時間曲線對比Fig.7 Comparisons of temperature-time curves of each measurement point on specimen 1

a—測點5; b—測點8?！囼炛? 模擬值。圖8 試件2開孔處截面各測點溫度-時間曲線對比Fig.8 Comparisons of temperature-tme curves of each measurement point on the section with openings of specimen 2

a—測點5; b—測點6?！囼炛? 模擬值。圖9 試件2無孔處截面各測點溫度-時間曲線對比Fig.9 Comparisons of temperature-time curves of each measurement point on the section without openings of specimen 2

3 組合墻溫度場參數(shù)分析

3.1 組合墻全過程溫度場分析

根據(jù)GB 50016—2014《建筑設(shè)計防火規(guī)范》[16]對承重墻和電梯井墻的規(guī)定,耐火極限最低為90 min,耐火等級一級時為180 min。按照ISO-834國際標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線模擬構(gòu)件受火情況,分析結(jié)果表明:升溫至90 min時,墻體截面溫度場均勻分布,到180 min時開始出現(xiàn)不均勻分布;繼續(xù)升溫,不均勻分布加劇。選取升溫時間分別為90,180,300 min時組合墻的溫度場,如圖10～12所示,同時圖13給出了t=180 min時組合墻局部溫度場。圖中,s為龍骨間距,h為巖棉厚度,覆面板材均為1層(10 mm)。

a—90 min; b—180 min; c—300 min。圖10 s=600 mm、h=100 mm時組合墻溫度場 ℃Fig.10 Temperature fields of the wall with 600 mm keel spacing and 100 mm section height of keels

a—龍骨; b—巖棉; c—鋼板; d—龍骨截面處。圖13 s=600 mm、h=100 mm、t=180 min時組合墻局部溫度場Fig.13 Local temperature fields of the composite wall with 600 mm keel spacing and 100 mm thickness of rool wool exposed to fire for 180 min

由圖10～13可知:單側(cè)受火時,溫度場沿截面中線呈軸對稱分布,沿厚度方向存在溫度梯度,一字型鋼板由于未設(shè)置受火面,與周圍空氣不存在熱對流和熱輻射,溫度較低。隨升溫時間增加,溫度場出現(xiàn)重分布,使得材料的耐高溫性無法充分發(fā)揮,增加巖棉厚度時,弱化了這種不均勻性,因此,抗火設(shè)計時選取合適的巖棉厚度對構(gòu)件溫度場分布有積極影響。

受火側(cè)龍骨截面附近的巖棉溫度低于其兩側(cè)巖棉的溫度,背火側(cè)反之,這種現(xiàn)象被稱為熱橋效應(yīng)。因為龍骨的換熱能力遠(yuǎn)大于巖棉,在受火側(cè),龍骨熱量流出較快,溫度比兩側(cè)巖棉溫度低,背火側(cè)龍骨處傳熱比巖棉快,所以溫度比兩側(cè)巖棉溫度高。熱橋效應(yīng)在升溫初始階段較為明顯,隨升溫時間增加逐漸削弱甚至消失,這是因為高溫下巖棉的導(dǎo)熱系數(shù)穩(wěn)定在一個較大的值,換熱能力較強(qiáng),減少了與龍骨換熱能力的差異,因此熱橋效應(yīng)明顯減弱。

3.2 組合墻關(guān)鍵測點溫度場分析

在龍骨截面取4個(1～4)測點;在鋼板上龍骨附近處溫度場不均勻,取5個(6～10)測點的平均值;在L型加勁肋、T型加勁肋處溫度場存在梯度變化,選取了2個(11、12和6、7)、3個測點(13、14、15和8、9、10),測點分布如圖14所示。

a—有龍骨截面; b—無龍骨截面圖14 組合墻截面測點分布Fig.14 Distribution of measurement points on the section of the composite wall

由圖15a可知:受火面測點1的溫度與ISO-834國際標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線幾乎一致,升溫初始階段,靠近受火側(cè)測點升溫速度較快,到升溫后期石膏板、巖棉導(dǎo)熱性能加強(qiáng),但火災(zāi)曲線升溫緩慢,測點升溫也趨于平緩。由圖15b可知:組合墻的L型、T型加勁肋截面處的升溫趨勢基本保持一致。由此可知:由于防火構(gòu)造良好的隔熱性,測點出現(xiàn)明顯的升溫滯后現(xiàn)象;隨著溫度升高,材料導(dǎo)熱性增強(qiáng),墻體升溫明顯加快。

a—防火構(gòu)造; b—T型、L型肋。圖15 s=600 mm、h=100 mm時各截面測點溫度Fig.15 Temperatures at measurement points on each section with 600 mm keel spacing and 100 mm thickness of rock wool

3.3 組合墻溫度場參數(shù)分析

不同防火構(gòu)造對組合墻的溫度場分布影響顯著,因此,將對龍骨截面高度(巖棉厚度)、覆面板材層數(shù)和厚度等對墻體溫度場分布的影響進(jìn)行分析,參數(shù)分析見表4,截面測點分布同圖14。

表4 組合墻主要參數(shù)分析Table 4 Main parameters of composite walls

3.3.1龍骨截面高度(巖棉厚度)的影響

各測點在前期(25 min前)升溫速率緩慢,隨后開始加快,升溫到225 min左右時,再次趨于平緩。隨著巖棉厚度增加,背火側(cè)測點(測點4)升溫出現(xiàn)了延遲效應(yīng),受火側(cè)(測點2)不明顯。當(dāng)巖棉厚度增加到150 mm時,背火側(cè)測點溫度下降幅度減小,說明此時僅靠增加巖棉厚度并不能較好地改善墻體的抗火性能。

a—測點2; b—測點4?！猦=50 mm; h=100 mm; h=150 mm。圖16 不同巖棉厚度組合墻測點溫度-時間曲線Fig.16 Temperature-time curves of the wall with different thicknesses of rock wool

3.3.2龍骨間距的影響

測點2在無龍骨時整體溫度比有龍骨時溫度高,測點4則相反,這主要是因為熱橋效應(yīng)。輕鋼龍骨間距對各測點溫度影響不明顯,應(yīng)在保證其穩(wěn)定性、安全性的前提下合理布置龍骨。在民用住宅中,由于門窗洞口等使用功能的原因,考慮到墻體實際尺寸模數(shù),建議防火構(gòu)造的龍骨間距取為600 mm。

a—測點2; b—測點4?！獰o龍骨; s=1 000 mm; s=600 mm。圖17 b1+b2=1+1、龍骨間距不同時組合墻測點溫度-時間曲線Fig.17 Temperature-time curves of the wall with different keel spacing

3.3.3石膏板層數(shù)的影響

由圖18可以看出:輕鋼龍骨截面處的溫度與受火面石膏板層數(shù)關(guān)系緊密,但是基本不受背火面石膏板層數(shù)的影響。當(dāng)石膏板層數(shù)相同時,將石膏板更多地布置在受火側(cè)可以更加有效地降低各測點的溫度,充分發(fā)揮石膏板板材的作用。

a—測點2; b—測點5。 1+1; 1+2; 2+1; 2+2。圖18 不同石膏板層數(shù)組合墻測點溫度-時間曲線Fig.18 Temperature-time curves of the wall with different layers of gypsum boards

3.3.4龍骨開孔排數(shù)的影響

由圖19可以看出:組合墻中龍骨受火側(cè)溫度隨著開孔排數(shù)的增加而升高,背火側(cè)則相反,因為不同的龍骨開孔排數(shù)使熱流在龍骨表面的傳遞路徑發(fā)生了變化,降低了熱橋效應(yīng),使得鋼板背火側(cè)表面的溫度降低。當(dāng)開孔排數(shù)n>5時,開孔排數(shù)對組合墻背火側(cè)溫度影響較小。

a—測點2; b—測點4?！猲=1; n=3; n=5; n=7。圖19 不同開孔排數(shù)組合墻測點溫度-時間變化曲線Fig.19 Temperature-time curves of different numbers of rows of openings in the wall

3.3.5石膏板厚度的影響

由表5可知:隨著升溫時間增加,石膏板厚度對背火面鋼板溫度的影響逐漸減小,這是因為隨溫度升高石膏板隔熱能力逐漸減弱,厚度和布置方式對石膏板隔熱能力的影響弱化。當(dāng)石膏板總厚度一定時,增加受火側(cè)的石膏板厚度能更有效改善組合墻的抗火性能。

表5 石膏板厚度對關(guān)鍵測點溫度的影響Table 5 Effects of gypsum thickness on temperature at key measurement points

3.3.6板材種類的影響

由圖20可見:受火中后期,測點2中板材為石膏板和玻鎂板時溫度值接近,測點5相差較大,這是因為在測點5的溫度下,玻鎂板和石膏板均處于脫去結(jié)晶水階段,玻鎂板的主要組成成分為5 Mg(OH)2MgCl·2H2O和3 Mg(OH)2MgCl·8H2O,破壞其結(jié)構(gòu)需消耗8個結(jié)晶水的熱能,比石膏板CaSO3·2H2O脫去2個結(jié)晶水具有更強(qiáng)的吸熱能力,再加上水解過程中釋放的HCl具有良好的滯熄性,使得玻鎂板的隔熱性能較好。在測點2的溫度下,兩者均處于熱分解階段,需要吸收的熱量幾乎相同,因此隔熱性能差別不大。葉繼紅課題組的研究[15]發(fā)現(xiàn):硅酸鈣板脆性大,不易施工。結(jié)合前面的分析結(jié)果,3種板材中玻鎂板的隔熱性能最好,宜作為覆面板材。

a—測點2; b—測點5?！喟? 玻鎂板; 硅酸鈣板。圖20 b1+b2=1+1時不同板材種類時組合墻測點溫度-時間曲線Fig.20 Temperature-time curves of measurement points on the wall with different plate types when b1+b2=1+1

3.3.7高厚比的影響

由圖21可知:受火初期,不同高厚比時各測點的溫度相差不大,當(dāng)受火時間達(dá)到100 min時,各測點的溫度開始出現(xiàn)差異,隨著受火時間的增加逐漸增大并趨于穩(wěn)定。當(dāng)高厚比λ=400時,各測點的溫度最低,λ<400時,各測點溫度隨著高厚比的增大而降低,λ>400時,隨著墻體高厚比增大,各測點溫度逐漸升高。因此進(jìn)行抗火構(gòu)造措施設(shè)計時,鋼板的高厚比不宜過大或者過小。

a—測點6-10平均值; b—測點12。——λ=300; λ=400; λ=500; λ=600。圖21 λ不同時組合墻測點溫度-時間曲線Fig.21 Temperature-time curves of measurement points on the wall with different λ

3.4 總結(jié)分析

由趙廷濤對箱板裝配式組合墻的受力分析[17]可知:通常是構(gòu)件的L型加勁肋發(fā)生屈曲、與鋼板形成拉力帶而破壞,T型肋幾乎不變形。溫度場分析結(jié)果表明:T型加勁肋溫度較低,不能準(zhǔn)確反映墻體達(dá)到耐火極限時的溫度,因此,選取鋼板和L型加勁肋上的交點(測點6～10)和角點(測點12)作為溫度控制點。為了研究抗火構(gòu)造措施的隔熱效果,選巖棉與背火側(cè)覆面板材交界處(測點4)為關(guān)鍵測點。

以巖棉厚度h為100 mm,龍骨間距s為600 mm,石膏板受火面和背火面層數(shù)均為1層(10 mm),高厚比λ為375的組合墻為基本構(gòu)件,120,180 min時測點4溫度值分別為464,794 ℃,測點6～10的溫度平均值分別為300,656 ℃,測點12溫度值分別為243,593 ℃,分別分析不同構(gòu)造對關(guān)鍵測點溫度值的影響比例,具體分析結(jié)果見圖22、23所示?？芍?巖棉厚度、受火面石膏板層數(shù)和厚度對關(guān)鍵測點溫度影響比例均較大,背火面石膏板層數(shù)和厚度對關(guān)鍵測點6～10和12的溫度值影響顯著,由于熱橋效應(yīng)使得有龍骨和無龍骨時測點4的溫度值差值較大,進(jìn)行構(gòu)造措施時,可注重相關(guān)方面的設(shè)計和選擇。

a—測點4; b—測點6～10溫度平均值; c—測點12。 龍骨截面高度; 龍骨間距; 龍骨腹板開孔排數(shù); 受火面石膏板層數(shù); 背火面石膏板層數(shù); 受火面石膏板厚度; 背火面石膏板厚度; 高厚比。圖22 120 min時各因素的影響比例柱狀圖Fig.22 Histograms for influencing proportion of factors on composite walls exposed to fire for 120 min

a—測點4; b—測點6～10溫度平均值; c—測點12。 龍骨截面高度; 龍骨間距; 龍骨腹板開孔排數(shù); 受火面石膏板層數(shù); 背火面石膏板層數(shù); 受火面石膏板厚度; 背火面石膏板厚度; 高厚比。圖23 180 min時各影響因素的影響比例柱狀圖Fig.23 Histograms for influencing proportion of factors on composite walls exposed to fire for 180 min

比較圖22、23可知,各影響因素的比例分布規(guī)律基本相同,因此,在抗火構(gòu)造設(shè)計時可參考120 min時的相關(guān)結(jié)果。

4 基于溫度場分析組合墻的抗火設(shè)計方法

4.1 箱板裝配式組合墻抗火構(gòu)造設(shè)計思路

組合墻的抗火性能主要受填充層和覆面板材類型、厚度的影響,同時鋼板厚度和加勁肋間距是火災(zāi)下墻體滿足承載力要求的重要保證。其抗火構(gòu)造措施設(shè)計思路如下:

1)合適的鋼板厚度和加勁肋間距?？够鹪O(shè)計時,首先根據(jù)荷載水平和墻體在建筑物中所處的位置,確定鋼板厚度和加勁肋間距,使其不僅滿足正常使用承載力極限狀態(tài),輔加一定的抗火構(gòu)造后還滿足偶然作用(火災(zāi)等)下承載力極限狀態(tài)。

2)填充層和覆面板材類型的選擇。結(jié)合板材自身耐火性能與廠家的生產(chǎn)水平和市場的應(yīng)用情況,選擇經(jīng)濟(jì)合理、有效適用的材料,既滿足耐火極限的要求,又使整體工程的造價最低,充分發(fā)揮材料的最大效益。

3)填充層厚度和覆面板材層數(shù)的確定。根據(jù)建筑空間確定墻體的適用厚度,選擇合適的填充層厚度和覆面板材層數(shù),同時考慮墻體制作施工過程的影響,墻體太薄在施工時易造成彎曲和損傷,盡量將較多的覆面板材布置在受火側(cè),或者增加其厚度,以達(dá)到耐火極限等級的要求。

4.2不同耐火等級要求的箱板裝配式組合墻關(guān)鍵測點溫度預(yù)測式

選取巖棉厚度、石膏板層數(shù)和厚度、高厚比為關(guān)鍵參數(shù),預(yù)測關(guān)鍵測點4、測點6～10平均值、測點12的溫度值,抗火構(gòu)造措施對熱量的阻隔按線性考慮,采用多項式疊加回歸分析,具體的算式見式(1)～(6)。

4.2.1120 min耐火極限

根據(jù)表6的數(shù)據(jù),運(yùn)用多元線性回歸方法得到不同抗火構(gòu)造措施組合墻關(guān)鍵測點120 min時溫度預(yù)測式如式(1)～(3)。

表6 120 min時組合墻關(guān)鍵測點溫度場結(jié)果Table 6 Results of temperature fields at key measurement points on composite walls exposed to fire for 120 min

背火面石膏板與龍骨交界處(測點4)溫度值:

T=1 404.96-3.14h-194.08b1-21.08b2-

24.19a1-9.15a2-0.13λ

(1)

龍骨附近處鋼板背火面(測點6～10)溫度值,取其平均值:

T=1 356.47-1.52h-141.16b1-111.16b2-

31.30a1-28.99a2-0.05λ

(2)

L型加勁肋角點處(測點12)溫度值:

T=1 139.05-1.69h-103.30b1-98.30b2-

24.66a1-23.38a2-0.06λ

(3)

箱板裝配式組合墻關(guān)鍵測點溫度計算式的擬合判定系數(shù)R2分別為0.916,0.911,0.921,均接近于1。由表7可知,模擬值與計算值吻合較好,可以較好地預(yù)測達(dá)到耐火極限時關(guān)鍵測點的溫度。

表7 120 min時組合墻關(guān)鍵測點模擬值與計算值對比Table 7 Comparisons of the simulated and calculated values at key measurement points on composite walls exposed to fire for 120 min

4.2.2180 min耐火極限

根據(jù)表8的數(shù)據(jù),運(yùn)用多元線性回歸方法進(jìn)行回歸分析,得到不同抗火構(gòu)造措施組合墻關(guān)鍵測點180 min時的溫度預(yù)測式如式(4)～(6)。

表8 180 min時組合墻關(guān)鍵測點溫度場結(jié)果Table 8 Results of temperature fields at key measurement points on composite walls exposed to fire for 180 min

背火面石膏板與龍骨交界處(測點4)溫度值:

T=1 227.43-2.98h-176.57b1-12.57b2-

10.83a1-1.21a2+0.12λ

(4)

龍骨附近處鋼板背火面(測點6～10)溫度值,取其平均值:

T=1 710.49-1.21h-226.25b1-209.25b2-

31.26a1-25.78a2+0.02λ

(5)

L型加勁肋角點處(測點12)溫度值:

T=1 440.38-2.23h-187.92b1-169.92b2-

27.88a1-13.92a2+0.10λ

(6)

上述算式中關(guān)鍵參數(shù)的取值如下:巖棉厚度宜介于50～150 mm,高厚比宜介于300～600,石膏板厚度宜介于10～15 mm。

箱板裝配式組合墻關(guān)鍵測點溫度計算式的擬合判定系數(shù)R2分別為0.950,0.918,0.948,均接近于1。由表9可知,模型模擬值與計算值吻合較好,可以較好地預(yù)測達(dá)到耐火極限時關(guān)鍵測點的溫度。

表9 180 min時組合墻關(guān)鍵測點模擬值與計算值對比Table 9 Comparisons of the simulated and calculated values at key measurement points on composite walls exposed to fire for 180 min

5 結(jié)束語

在確定組合墻溫度場分析時各材料的熱工參數(shù)、熱量傳遞方式和邊界條件的基礎(chǔ)上,研究了不同抗火設(shè)計時其溫度場分布規(guī)律,具體結(jié)論如下:

1)在溫度場分布中,龍骨的存在導(dǎo)致熱橋效應(yīng),改變了熱流路徑,隨升溫時間增加,熱橋效應(yīng)弱化,根據(jù)溫度分布確定墻體溫度的關(guān)鍵控制點。

2)諸多因素中,巖棉厚度、覆面板材厚度和層數(shù)對墻體溫度影響明顯,是關(guān)鍵測點溫度的主要控制因素。龍骨間距和腹板開孔排數(shù)影響不大,按實際要求選取即可。覆面板材的種類可結(jié)合耐火要求和市場需求進(jìn)行選擇,鋼板墻高厚比和加勁肋間距的設(shè)計,應(yīng)在滿足基本受力性能要求的前提下達(dá)到耐火極限要求。

3)基于溫度場的研究結(jié)果和分布規(guī)律,對抗火設(shè)計方法總結(jié)歸納后提出相應(yīng)的設(shè)計思路和關(guān)鍵測點溫度預(yù)測算式,計算值與有限元結(jié)果吻合良好,可供實際應(yīng)用參考。