基于红外热成像技术烃类火灾下沉管隧道开裂分析*

段进涛，董毓利，欧曙光，刘建勇，吴 欣，齐建全

(1.广州市建筑材料工业研究所有限公司,广东 广州 510663；2.广东省材料与构件防火检测技术企业重点实验室,广东 广州 510663;3.华侨大学 土木工程学院,福建 厦门 361021)

0 引言

在隧道技术快速普及发展过程中，火灾是隧道面临的主要事故灾害之一，近些年随着汽车数量和速度不断增加，交通事故引发的隧道火灾已经成为威胁隧道安全的主要危险因素之一，统计数据显示：隧道火灾发生的概率是10～17次/亿车/公里[1]。沉管隧道火灾与陆上公路隧道火灾不同的是：沉管隧道深埋于海底，在海水环境中火灾对沉管隧道安全的影响更加突出[2]。对于水工结构物来说，影响结构安全的因素不仅是结构承载力，结构渗水同样会导致严重的灾难，如日本青函隧道曾因渗水导致33人丧生[3]。火灾产生的高温下混凝土容易发生爆裂和开裂，尤其在沉管隧道内部发生火灾的情况下，隧道内侧混凝土受热膨胀容易导致外侧混凝土受拉开裂[4]。王薇和李达[5]利用有限元软件ANSYS模拟了火灾对沉管隧道结构的影响，结果表明：沉管隧道在火灾下的最大变形量约为3.6 mm，结构部分位置有开裂和压溃的风险。还有学者[6-7]对常温下沉管隧道的承载力进行了分析，研究表明：沉管隧道的承载力安全系数很高，沉管隧道在正常使用状态下，极限承载力由混凝土裂缝宽度控制。对于沉管隧道来说，混凝土开裂是影响结构安全的关键因素之一，贯穿裂缝会导致海水渗入沉管隧道，导致灾难发生。即使未形成贯穿裂缝，混凝土开裂也会导致钢筋暴露在海洋环境中，降低沉管隧道使用年限。目前很多学者主要关注沉管隧道火灾烟气蔓延[8]和高温对混凝土结构的损伤[9]，未考虑火灾下热应变导致的混凝土开裂问题。相关地下结构火灾试验表明，火灾下混凝土结构会发生严重的开裂[10-12]。Ring等[12]对厚度为400 mm的地下结构开展火灾试验时观测到了贯穿裂缝。

本文试验以大湾区某大型沉管隧道为原型，设计1∶5缩尺试验模型开展耐火试验。试验过程中利用红外热像仪对沉管隧道开裂行为进行监测，根据高温下混凝土内水分迁移原理，结合混凝土内温度场分布推断出混凝土的开裂深度。试验研究表明：在烃类火灾持续燃烧95 min后，沉管隧道背火面混凝土裂缝开展深度超过150 mm。该研究结果对烃类火灾下，混凝土开裂对沉管隧道安全性和耐久性的研究有一定参考意义。

1 试验设计

1.1 试验方案设计

沉管隧道原型的标准管节长度为180 m，由8个平均长度为22.5 m节段组成，2个相接节段之间含有0.2 m防水接头，防水接头主要由Ω止水带和GINA止水带构成。为保证防水效果，施加适当预应力挤压防水接头间的止水带，同时保留一定的柔性来适应不均匀沉降引起的接头变形[13]。本文参考长安大学所实施的缩尺模型试验[14]，结合试验场地、加载设备和火源功率等条件的限制，选择以1∶5的缩尺比例对沉管隧道进行设计。沉管隧道试验模型的长度、宽度和高度分别为：5.80 m、7.59 m和2.28 m。顶板、折拱、侧墙和底板厚度均为300 mm，中墙厚度为160 mm，采用C50混凝土和HRB400钢筋建造。纵向筋和横向筋采用直径为20 mm的钢筋，其屈服应力和极限应力分别是452 MPa和595 MPa。至火灾试验当天，混凝土的龄期为438 d。对6组混凝土立方体试样进行测试，得到混凝土平均抗压强度为60.2 MPa。沉管隧道原型和缩尺试验模型对比如图1所示，沉管隧道试验模型的截面尺寸如图2所示。

图1 沉管隧道原型与缩尺试验模型Fig.1 Prototype and scale test model of immersed tunnel

图2 沉管隧道试验模型截面Fig.2 Section of test model of immersed tunnel

本文试验模拟火灾类型选择隧道中发生可能性较高的烃类火灾，选择HCinc曲线作为试验升温曲线。HC曲线也称为碳氢曲线，用来描述化学品运输罐、汽油箱、汽油罐等在隧道中燃烧时的温度变化规律。HC曲线乘以系数α(α=1 300/1 080)成为HCinc隧道火灾升温曲线，可以用来描述更为严重的隧道火灾，HC曲线、HCinc曲线及其他火灾场景研究中常见的升温曲线见图3所示。HC曲线中温度与时间的关系，可以采用式(1)表示：

Tt-T0=1 080(1-0.325e-0.167t-0.765e-2.5t)

(1)

式中：Tt为火灾发展到t时刻烟气平均温度，℃；t为火灾持续时间，min；T0为初始环境温度，℃；e为自然常数。

图3 常见的火灾升温曲线Fig.3 Common fire temperature-rising curves

本文火灾试验燃烧系统采用轻柴油作为燃料，轻柴油在燃烧机内汽化并与新鲜空气混合均匀后在喷嘴喷出火焰，为隧道内部提供热量。火灾试验炉设计原理为热平衡法，即：根据能量守恒原理[15]，火灾试验炉内在任意时刻都处于热平衡状态，轻柴油燃烧生成的热量等于炉壁吸收热量和排出炉室高温烟气带走的热量之和。通过在隧道两侧建造炉墙，隧道内部形成的封闭空间作为火灾试验炉室。建造沉管隧道时，在沉管隧道底部预先砌筑排烟通道，试验炉内的高温烟气通过隧道底板的排烟孔经排烟通道排出炉室，排出炉室的高温烟气由于温度很高，从而无法直接通过引风机排出，所以在高温烟气进入引风机前，通过水喷淋降温系统进行降温，同时对高温烟气进行过滤，防止炉室内的废气污染环境[16]。沉管隧道双孔火灾试验炉如图4所示，排烟降温系统结构如图5所示。

图4 沉管隧道双孔火灾试验炉Fig.4 Fire test furnace in double tubes of immersed tunnel

图5 沉管隧道双孔火灾试验炉排烟降温系统Fig.5 Smoke exhaust and cooling system of double-tube fire test furnace of immersed tunnel

火灾下的高温环境是导致沉管隧道结构损伤和破坏的关键因素，炉室温度和沉管隧道结构温度是重点测量数据。本文试验通过布置在试验炉内的12个S型热电偶测量炉室温度，通过在混凝土内预埋的K型热电偶测量沉管隧道结构温度。混凝土内的水分通过裂缝溢出，试验炉的高温烟气进入裂缝，导致混凝土裂缝处的温度和周围混凝土的温度存在差异。在本文试验中，通过红外热像仪对沉管隧道顶板的连续温度场进行监测，实现同时对混凝土、混凝土裂缝及裂缝中溢出的水蒸气温度的测量。

1.2 红外热像仪测试方法

红外热成像检测原理是利用红外辐射对物体或材料表面温度进行检测，红外热像仪将物体辐射出的红外光信号转换为电信号，成像装置对物体表面温度的空间分布经软件处理后输出信号，得到与物体表面温度场相对应的热像图[17]。红外辐射不仅与物体的热力学温度和红外光波长有关，还与构成检测物体的材料性质、表面状态有关。一般物体表面温度与其红外辐射功率的关系如式(2)所示：

M=εσT4

(2)

式中：M为物体表面单位面积辐射的红外辐射功率，W/m2；T为物体表面的热力学温度，K；σ为玻尔兹曼常数，σ=5.67×10-8W/(m2·K4)；ε为物体的热辐射率，0<ε<1。

利用红外热成像法，可以灵敏地探测到导热系数较小、表面热辐射率较大物体的红外辐射，而混凝土就属于这种性质的物体。在进行红外成像检测时，火灾相当于外加热源，沉管隧道被加热时混凝土微元体吸收的热流量导数等于微元体内能的增量，如式(3)：

(3)

导热微分方程为式(4)：

(4)

式(3)～(4)中：t为温度，℃；λ为导热率，W/(m·℃)；τ为时间，s；ρ为密度，kg/m3；α为热扩散率，m2/s；c为比热容，J/(kg·℃)。

在相同条件下，火灾环境中不同损伤程度的混凝土试件表面温度及其红外热像特征之间的差异，主要取决于混凝土的热扩散率α，而α由代表材料本身性质、内部状态的参数λ，ρ，c决定。利用红外热辐射、表面温度、材料特性三者之间的内在关系，通过物体表面红外辐射可以较为准确地确定物体表面的温度，进而推定材料特性。混凝土结构发生开裂时，受火侧热量向背火侧传递，裂缝处温度和周围混凝土温度存在差异。尤其在火灾环境中，混凝土内部水分从裂缝中溢出到混凝土表面，当混凝土出现贯通裂缝时，受火侧的高温烟气通过裂缝从被背火侧溢出，此时裂缝处温度变化较为显著。因此，通过对混凝土裂缝温度的监测可以分析火灾环境中混凝土的开裂情况。

本文试验中，顶板开裂后，水和水蒸气从混凝土裂缝中溢并出覆盖在混凝土表面，红外热像仪接收到水和水蒸气的红外辐射。在沉管隧道顶板表面逐渐被裂缝中溢出水覆盖的过程是1个相对缓慢的过程，需要选择恰当时间将红外热像仪采集设备中的被测物体混凝土的热辐射率(0.94)改为水的热辐射率(0.957)。顶板裂缝开展和水迹蔓延情况随时间变化如图6所示，在火灾持续35 min时，顶板外侧的裂缝中少部分区域已经充满水，此时调整红外热像仪测量的热辐射率。在火灾持续58 min时，顶板外表面大部分区域已经被水覆盖，同时开始有高温水从裂缝中溢出。

图6 不同的持续燃烧时间下顶板外表面水分溢出情况Fig.6 Water overflow on outer surface of ceiling at different continuous combustion time

2 试验结果分析

2.1 沉管隧道结构温度场分析

向沉管隧道施加机械载荷，并保持12 h载荷施加时间，使沉管隧道结构变形和沉降达到稳定状态。在沉管隧道左、右两侧孔内实施火灾试验，火灾试验过程中沉管隧道的外荷载保持不变。隧道左、右两侧孔火灾试验包含升温和降温2个阶段，升温阶段持续时间为245 min，降温阶段持续时间为360 min。在有效炉温测点测得沉管隧道左右两侧火灾试验炉内的平均炉温变化曲线如图7所示。在火灾试验前期，试验炉升温速率滞后于HCinc升温曲线，后期炉温曲线逐渐接近HCinc升温曲线，造成此现象的原因是：1)混凝土含水率较高，在前期混凝土中水分蒸发带走了大量的热；2)燃烧机中柴油燃烧不充分导致燃烧机无法达到最大热功率，所以火灾前期试验炉内升温速率较低。

图7 沉管隧道左、右两侧孔火灾试验炉炉温变化曲线Fig.7 Temperature change curves of fire test furnace in both tubes of immersed tunnel

通过在隧道内部预埋的K型热电偶，测量沉管隧道顶板的温度变化，如图8所示。可以看出，在火灾试验过程中，左右两侧孔靠近受火面的2个混凝土测点(LC2-0 mm、LC2-30 mm)温度几乎和左右两侧孔内的平均炉温一致。这是因为混凝土发生爆裂，预埋在混凝土中热电偶暴露在火灾环境中，热电偶测量的不再是混凝土的温度而是炉温。在靠近背火面的测点如：LC2-120 mm、RC2-120 mm等，在升温至100 ℃左右时，会出现约50～70 min停滞，而且越靠近背火面测点升温停滞的时间就越长，这种现象被称为“温度平台”。混凝土的升温曲线中出现“温度平台”主要是受到混凝土中水分影响，水在100 ℃左右时会剧烈沸腾变成水蒸气，这个过程中带走大量的热，抑制混凝土温度上升，使混凝土升温曲线出现一段“温度平台”。直到混凝土中液态水被逐渐蒸干后，混凝土的升温速度恢复正常。靠近受火面的区域得到热量多、升温速度快，水分可以被快速蒸干，所以“温度平台”现象不够明显。靠近背火面的区域，得到热量少、升温速度慢，并且高温区域的水分会向背火面区域迁移，背火面区域水分含量升高，导致水分需要很长时间才能被蒸干，所以“温度平台”现象相对靠近受火面的区域更明显。

图8 火灾试验过程中顶板混凝土温度变化曲线Fig.8 Temperature change curves of concrete at ceiling during fire test

由于混凝土导热性较差，混凝土内的温度梯度较大，升温过程中，顶板的受火面和背火面的温差如图8(c)所示，可以看出受火面和背火面的温差大概可以达到1 227.2 ℃，而顶板爆裂后的平均厚度约为237.77 mm。顶板受火侧和背火侧较高的温差意味着顶板内部的热应变难以协调，即受火侧温度较高，热膨胀量较大，而背火侧温度较低，未发生相应的热膨胀，并且限制受火面的热膨胀，从而导致沉管隧道受火侧受压，背火侧受拉。当沉管隧道内外侧温差达到一定程度时，背火侧的拉应力会达到混凝土的极限抗拉强度而发生开裂。

红外热像仪虽然可以对连续的温度场进行测量，但是只能测量物体表面的温度。在沉管隧道火灾试验过程中，红外热像仪监测到的隧道顶板表面温度在不同时间成像如图9所示。需要说明的是：红外热像仪的监测角度较小、试验场地条件有限，难以将红外热像仪布置在较为理想的位置，红外热像仪只监测到顶板的部分区域。可以看出在100 min时，顶板表面大部分区域温度较低时，在顶板开裂区域(约在隧道1/3横截面处)的温度明显较高，红外热像仪监测到的高温区域是因为顶板高温区域的水分从裂缝中迁移到了顶板外表面。

图9 火灾试验过程中不同时间顶板红外图像Fig.9 Infrared images of ceiling at different time during fire test

2.2 沉管隧道开裂深度分析

混凝土中的水分向背火面迁移的主要原因是受到高温区域水蒸气压力驱动。火灾高温下混凝土中的水分转变为水蒸气，体积膨胀导致混凝土中的水蒸气压力增大，高压水蒸气向低压区域扩散，水蒸气在扩散过程中温度逐渐降低，凝结为液态水，不断在低温区域积聚。有学者通过CT扫描研究了高温下混凝土中水分迁移特性[18]，如图10所示，在800 ℃下混凝土中水分迁移速度较为缓慢，低温区域的含水率虽然有所升高但是变化速度较为缓慢。有学者指出可以不考虑混凝土中液态水的迁移性[19]，认为短时间内液态水无法在混凝土内发生流动，只有当混凝土发生开裂，混凝土内部的液态水才能快速溢出，从而通过对裂缝中溢出水分的分析推断出裂缝的开展情况。

图10 800 ℃下不同加热时间混凝土中含水率对比Fig.10 Comparison of moisture content in concrete under different heating time at 800 ℃

红外热像仪监测沉管隧道顶板表面的温度包括：混凝土表面温度、裂缝中溢出水和水蒸气温度。裂缝中溢出水和水蒸气温度来自于距离受火面更近的高温区域，其温度高于周围混凝土温度，由图9所示的红外图像可以看出，裂缝处的温度较高。在红外图像中提取混凝土裂缝溢出水和水蒸气的温度数据，和热电偶测得的顶板混凝土表面温度进行对比，如图11所示，在30 min时，混凝土裂缝溢出水和水蒸气的温度开始缓慢升高，而顶板混凝土表面温度和环境温度接近；到60 min时，混凝土裂缝中水和水蒸气的温度快速升高，并且在较短时间内升高到82.8 ℃；95 min之后从裂缝中溢出的水和水蒸气的温度一直保持在较高温度。红外热像仪监测顶板混凝土表面温度变化和顶板表面的宏观试验现象基本一致。图6所示中，在27 min时，观测到顶板混凝土裂缝中溢出的水分逐渐增多；在58 min时，观测到混凝土裂缝中开始有高温水溢出。

图11 顶板混凝土表面温度与混凝土裂缝中溢出水和水蒸气温度的温度对比Fig.11 Comparison of surface temperature of concrete at ceiling and temperature of overflow water and vapor in concrete cracks

假设短时间内水分在混凝土中的迁移忽略不计，顶板表面的水和水蒸气通过裂缝从混凝土内部溢出，由于混凝土背火面温度较低，水和水蒸气从高温区域向背火面迁移过程中，不断被降温。在本文试验火灾前期，由于裂缝较小，水和水蒸气迁移速度较慢，容易被背火面低温混凝土降温，仅有少量液态水溢出，并且温度没有明显升高，水蒸气被快速降温凝结成液态水。随着火灾的进行，受火面温度逐渐升高，在火灾高温作用下，高温区较高的水蒸汽压力驱使混凝土内的水和水蒸气向水蒸气压力较低的背火侧迁移，由于水和水蒸气在混凝土裂缝内可以快速流动，虽然被低温区域的混凝土降温，但是损失热量较少。如图12所示，水和水蒸气通过混凝土裂缝快速溢出。

图12 火灾持续95 min时，顶板混凝土裂缝中溢出高温水蒸气Fig.12 High temperature vapor overflowed from concrete cracks of ceiling at 95 min of fire test

根据高温下水分在混凝土中迁移的机理，绘制本文试验中水和水蒸气在混凝土中迁移的示意图，如图13所示。大部分水蒸气在混凝土中只迁移了很小的一段距离，短时间内液态水在混凝土中难以迁移，假如不考虑液态水在混凝土中的迁移，水和水蒸气主要通过混凝土裂缝中实现快速迁移。基于这种假定，可以根据从裂缝中溢出的水和水蒸气的温度结合混凝土内的温度场分布来推断火灾过程中混凝土裂缝的开展情况。在95 min时，裂缝中的水和水蒸气达到82.8 ℃，水和水蒸气来自于温度超过82.8 ℃的区域。因此，可以推断此时裂缝扩展到温度超过82.8 ℃的区域，对比此时混凝土内温度场分布，推断此时裂缝扩展深度达到150 mm以上。沉管隧道火灾试验模型顶板的厚度为300 mm，在95 min时，背火侧的裂缝深度已超过顶板厚度的一半。在混凝土内部，水分通过裂缝从高温区域向低温区域迁移过程中会不断被降温，因此根据水和水蒸气的温度推断出的裂缝深度比实际深度略小一些。对于沉管隧道这种水工结构，混凝土开裂十分危险，在对其进行抗火设计时不仅需要关注火灾下其结构承载力的降低，也应该考虑由于火灾高温导致的混凝土开裂的情况。火灾升温和降温交替作用下，混凝土会发生背火面和受火面的交替开裂，容易形成贯穿裂缝，贯穿裂缝导致沉管隧道发生渗漏会直接影响沉管隧道的安全，即使混凝土未形成贯穿裂缝，严重的开裂也会导致钢筋暴露在海洋氯化物环境中，加速钢筋的腐蚀，从而降低沉管隧道的使用年限。

图13 火灾试验中混凝土内温度场分布和水分迁移Fig.13 Temperature field distribution and moisture migration in concrete during fire test

3 结论

1)火灾高温下混凝土中水分会受热变成水蒸气，使混凝土内部形成高压驱使水分在混凝土内发生迁移，由于混凝土结构致密、渗透率低，水和水蒸气在混凝土内主要通过裂缝实现迁移。

2)通过红外热像仪同时监测到混凝土及裂缝中溢出水和水蒸气的温度变化，裂缝中的高温水和水蒸气主要来自于混凝土受火面的高温区域，根据裂缝中水和水蒸气的温度变化，结合混凝土内的温度场分布，推断出在火灾持续时间至95 min时，顶板背火面裂缝深度超过150 mm。

3)沉管隧道内部发生火灾时，升温阶段隧道背火面发生开裂；降温阶段隧道受火面发生开裂，隧道内外侧交替开裂会形成混凝土贯穿裂缝，导致沉管隧道发生渗漏。混凝土开裂导致钢筋暴露在海洋氯化物环境中，加速钢筋的腐蚀，从而降低沉管隧道的使用年限。因而在对沉管隧道进行抗火设计时，应该考虑内外侧温差导致的混凝土开裂问题。