馬如進(jìn)，鄒明明

(1. 同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海 200092； 2. 安徽省交通規(guī)劃設(shè)計(jì)研究總院股份有限公司，安徽 合肥 230088)

0 引 言

隨著危險(xiǎn)石化品運(yùn)輸量的迅速增加，車輛火災(zāi)發(fā)生的頻率及危害也不斷增加[1]。而現(xiàn)有研究大多是針對(duì)小跨徑簡(jiǎn)支鋼橋、鋼-混組合橋梁開展的，較少涉及大跨徑纜索承重橋梁。E.M.AZIZ等[2]通過試驗(yàn)和數(shù)值模擬的方法研究了荷載集度、腹板長(zhǎng)細(xì)比、加勁肋間距等對(duì)簡(jiǎn)支鋼板梁抗火性能的影響；ZHANG Gang等[3]數(shù)值模擬了在油罐車發(fā)生火災(zāi)時(shí)某預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁的性能，結(jié)果表明預(yù)應(yīng)力度對(duì)跨中撓度變化具有很大影響；GONG Xu等[4]對(duì)多種類型纜索承重體系橋梁的火災(zāi)損傷機(jī)理、火災(zāi)下的承載力及防護(hù)措施展開研究；MA Rujing等[5]基于數(shù)值模擬方法開展了某大跨徑懸索橋在油罐車火災(zāi)作用下鋼中塔的穩(wěn)定性分析；CUI Chuanjie等[6]提出了一種基于性能的橋梁結(jié)構(gòu)抗火設(shè)計(jì)方法，并以某斜拉橋?yàn)槔f明方法的適用性。

筆者提出了一種車致火災(zāi)作用下橋梁結(jié)構(gòu)性能簡(jiǎn)易評(píng)估方法。首先，基于某鋼-混簡(jiǎn)支梁試件火災(zāi)試驗(yàn)，開展數(shù)值模擬分析，通過對(duì)比試驗(yàn)與數(shù)值模擬構(gòu)件溫度分布與跨中撓度，驗(yàn)證了簡(jiǎn)易評(píng)估方法的適用性；然后，采用簡(jiǎn)易評(píng)估方法對(duì)油罐車火災(zāi)、貨車火災(zāi)、客車火災(zāi)及小汽車火災(zāi)4種火災(zāi)場(chǎng)景下，某三塔四跨自錨式懸索橋的構(gòu)件傳熱性能、全橋結(jié)構(gòu)高溫下靜力響應(yīng)性能進(jìn)行了分析，獲取了各火災(zāi)場(chǎng)景下纜索溫度場(chǎng)分布特征；最后，對(duì)橋梁構(gòu)件的局部損傷及結(jié)構(gòu)的安全性進(jìn)行了評(píng)估。研究結(jié)果證明筆者所提的簡(jiǎn)易評(píng)估方法可用于大跨纜索承重橋梁結(jié)構(gòu)抗火性能的評(píng)估。

1 橋梁火災(zāi)分析方法與驗(yàn)證

1.1 數(shù)值模擬分析方法

橋梁結(jié)構(gòu)抗火性能評(píng)估流程如圖1，研究步驟如下[7-8]：

圖1 橋梁結(jié)構(gòu)抗火性能評(píng)估流程Fig. 1 Evaluation process of fire resistance of bridge structures

1)確定火災(zāi)場(chǎng)景。包括車輛類型、火災(zāi)空間位置及荷載特征等。

2)火源模型分析。基于標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線及FDS數(shù)值模擬方法，獲取火焰溫度-時(shí)程曲線。

3)構(gòu)件傳熱分析?？紤]結(jié)構(gòu)熱傳導(dǎo)、熱對(duì)流、熱輻射作用，獲取構(gòu)件溫度-時(shí)程(T-t)曲線。

4)結(jié)構(gòu)性能評(píng)估。將構(gòu)件T-t曲線以溫度荷載的形式加載至結(jié)構(gòu)模型上，依據(jù)結(jié)構(gòu)材料力學(xué)性能隨溫度變化的規(guī)律，開展結(jié)構(gòu)靜力響應(yīng)分析，并對(duì)構(gòu)件損傷及全橋結(jié)構(gòu)安全性能進(jìn)行評(píng)估。

1.2 數(shù)值模擬分析方法驗(yàn)證

筆者以英國(guó)鋼鐵公司開展的鋼-混組合節(jié)段試件火災(zāi)試驗(yàn)結(jié)果為研究對(duì)象[9]，試件尺寸如圖2。

圖2 鋼-混組合節(jié)段試件尺寸Fig. 2 Dimension of steel-concrete composite segment specimen

建立鋼-混組合節(jié)段試件數(shù)值模擬分析模型，開展了ISO-834升溫曲線下試件各測(cè)點(diǎn)的溫度時(shí)程及跨中撓度響應(yīng)分析。在節(jié)段試件加載試驗(yàn)中，混凝土板與工字鋼梁無縱向連接，試件破壞時(shí)混凝土板底部出現(xiàn)明顯的彎曲裂縫。為簡(jiǎn)化跨中撓度響應(yīng)分析，僅建立工字鋼梁結(jié)構(gòu)模型，將混凝土板自重等效至鋼梁模型中。且假定混凝土板的極限承載力為其底板開裂荷載。試件數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比曲線如圖3。

圖3 火災(zāi)試驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果Fig. 3 Fire test and numerical simulation results

由圖3可以看出：

1)工字鋼梁上翼緣溫度明顯低于下翼緣，且腹板處溫度最高。分析原因是，上翼緣板部分熱量以熱傳導(dǎo)的形式傳遞至混凝土頂板，而腹板厚度最薄，升至相同的溫度所需的熱量最少。

2)火災(zāi)10 min后，隨著溫度的升高，鋼梁彈性模量及強(qiáng)度不斷下降，跨中撓度迅速增大。節(jié)段試件高溫下各點(diǎn)的溫度時(shí)程及結(jié)構(gòu)響應(yīng)數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好，驗(yàn)證了筆者提出的橋梁火災(zāi)數(shù)值模擬分析方法的可行性。

2 工程實(shí)例驗(yàn)證

2.1 工程概況

濟(jì)南鳳凰大橋?yàn)槿目缱藻^式半漂浮懸索橋，跨徑布置為70 m + 168 m + 428 m + 428 m + 168 m + 70 m=1 332 m。主梁截面為整體式鋼箱截面，梁高4.1 m，橋?qū)?1.7 m，橋面為雙向8車道。圖4為主橋總體立面、主梁橫斷面以及火災(zāi)場(chǎng)景分布示意。

圖4 主橋總體立面、主梁橫斷面及火災(zāi)場(chǎng)景布置Fig. 4 General elevation, cross section of main beam and fire scene layout of main bridge

主纜及吊索均采用鍍鋅鋁合金高強(qiáng)鋼絲。每根主纜由61束索股組成，每束索股由127根φ6.2 mm抗拉強(qiáng)度大于1 960 MPa的高強(qiáng)平行鋼絲組成，纜徑599 mm。主纜索股外包防護(hù)層由內(nèi)到外分別為磷化底漆、S型鍍鋅鋼絲、磷化底漆、環(huán)氧底漆、硫化型橡膠密封劑、氟碳面漆，防護(hù)層總厚度為5.9 mm。吊索由187根φ7 mm抗拉強(qiáng)度大于1 860 MPa的高強(qiáng)平行鋼絲組成。吊索高強(qiáng)鋼絲外部纏繞雙層HDPE防護(hù)層及高強(qiáng)聚酯帶。主纜、吊索外部防護(hù)層導(dǎo)熱系數(shù)和熱發(fā)射率一般較低，在火災(zāi)初期可以屏蔽部分高溫?zé)崃?，?duì)內(nèi)部高強(qiáng)鋼絲具有一定的保護(hù)作用。

2.2 火災(zāi)場(chǎng)景設(shè)定

鋼主梁由于受到混凝土板和橋面鋪裝的保護(hù)，火災(zāi)下溫度較低，力學(xué)性能基本不受影響。主纜及吊索作為結(jié)構(gòu)主要受力構(gòu)件，均由高強(qiáng)鋼絲組成，高溫作用下其彈性模量及強(qiáng)度大大降低。因此，筆者以主纜及吊索為主要研究對(duì)象。橋面各車道中，最內(nèi)側(cè)車道距研究對(duì)象的橫向間距最小，僅有4.0 m，且跨中主纜距橋面最近，故跨中最內(nèi)側(cè)車道為最不利火災(zāi)場(chǎng)景位置。筆者選擇常見的油罐車、貨車、客車及小汽車4種車型作為車致火災(zāi)危險(xiǎn)源，對(duì)火災(zāi)下橋梁結(jié)構(gòu)性能進(jìn)行評(píng)估。4種車型火災(zāi)設(shè)計(jì)參數(shù)(最大熱釋放速率Qmax、燃燒時(shí)間t及等效火焰尺寸m、n)見表1[8]。

表1 各種車輛火災(zāi)設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Design parameters of various kinds of vehicle fires

3 構(gòu)件溫度場(chǎng)分析

3.1 材料高溫特性分析

高強(qiáng)鋼絲的導(dǎo)熱系數(shù)λs、比熱容cs根據(jù)歐洲規(guī)范[10]選取，如圖5。熱膨脹系數(shù)αs根據(jù)ECCS[11]選取，λs=1.4×10-5。

圖5 高強(qiáng)鋼絲的導(dǎo)熱系數(shù)λs及比熱容cFig. 5 λs and c of high-strength steel wire

根據(jù)等效原理，將主纜、吊索外包各層保護(hù)材料簡(jiǎn)化為單層各向同性隔熱層，并計(jì)算其等效導(dǎo)熱系數(shù)、比熱容。

根據(jù)文獻(xiàn)12，取常溫高強(qiáng)平行鋼絲彈性模量E=1.950×105MPa、屈服強(qiáng)度fy=1.718×103MPa、極限強(qiáng)度fu=2.014×103MPa，同時(shí)根據(jù)高強(qiáng)平行鋼絲高溫彈性模量、屈服強(qiáng)度及極限強(qiáng)度，由圖6得到高強(qiáng)平行鋼絲高溫力學(xué)性能折減系數(shù)γX。

圖6 高強(qiáng)鋼絲高溫力學(xué)性能折減系數(shù)Fig. 6 Reduction coefficient of mechanical properties of high-strength steel wire at high temperature

3.2 構(gòu)件傳熱特性分析

3.2.1 傳熱分析理論

由于橋面火災(zāi)處于敞開的環(huán)境，熱煙氣擴(kuò)散迅速，熱對(duì)流效應(yīng)不明顯，故熱輻射成為結(jié)構(gòu)升溫的主要熱量來源?；鹧媾c橋梁結(jié)構(gòu)之間的傳熱形式可視為面-面輻射，如圖7。

na—火焰表面微元法線；nb—構(gòu)件表面微元法線；θa—火焰至構(gòu)件輻射線與火焰微元法線夾角；θb—火焰至構(gòu)件輻射線與構(gòu)件微元法線夾角。圖7 火焰與結(jié)構(gòu)面-面輻射示意Fig. 7 Surface radiation between the flame and structure plane

結(jié)構(gòu)表面微元單位時(shí)間內(nèi)獲得的凈輻射能qrad為：

(1)

式中：nf為火焰表面微元的個(gè)數(shù)；εa、εb分別為火焰和構(gòu)件表面的發(fā)射率；σ為Stefan-Boltzmann常量，σ=5.67×10-8W/(m2·K4)；Ta、Tb分別為火焰和構(gòu)件表面溫度/℃；Fa→b為從火焰表面a微元到構(gòu)件表面b微元的角系數(shù)，即表面a發(fā)出的輻射能中被表面b接收部分的比例，與表面a、表面b幾何形狀、熱源及被輻射物體之間的相對(duì)位置有關(guān)，按式(2)計(jì)算[8]：

(2)

式中：Ab為構(gòu)件表面某一微元的面積；ra→b為火焰與構(gòu)件表面微元之間的距離。

3.2.2 傳熱分析有限元模型建立

在建立火焰附近主纜及吊索傳熱分析有限元模型時(shí)，首先，根據(jù)等效原理將主纜、吊索外包防護(hù)層簡(jiǎn)化為一定厚度的隔熱層，內(nèi)部高強(qiáng)鋼絲等效為實(shí)心圓柱體，火焰等效為長(zhǎng)方體；然后，用SOLID 70單元建立傳熱分析實(shí)體模型，用SHELL131單元建立火焰及構(gòu)件表面輻射模型。為了平衡計(jì)算精度與效率，對(duì)火場(chǎng)附近受高溫影響較顯著的部分主纜單元網(wǎng)格進(jìn)行加密處理。主纜及吊索傳熱分析模型共138 685個(gè)節(jié)點(diǎn)、128 850個(gè)單元。

3.2.3 傳熱分析結(jié)果與討論

采用馬明雷[13]提出的各種車輛火災(zāi)作用下的空間溫度模型，考慮火災(zāi)溫度沿豎向折減效應(yīng)，開展構(gòu)件溫度場(chǎng)數(shù)值模擬分析，得到油罐車火災(zāi)在7 200 s時(shí)主纜截面溫度分布(圖8)及主纜、吊索橫截面各測(cè)點(diǎn)T-t曲線(圖9)。圖8中S-0、S-1/4、S-2/4、S-3/4、S-4/4分別為截面各溫度測(cè)點(diǎn)的位置。

圖8 油罐車發(fā)生火災(zāi)7 200 s時(shí)大橋主纜橫截面溫度場(chǎng)分布Fig. 8 Temperature field distribution of the main cable cross section of the bridge when the oil tanker fires for 7 200 s

圖9 油罐車發(fā)生火災(zāi)時(shí)大橋主纜及吊索橫截面各點(diǎn)T-t曲線Fig. 9 T-t curves of each point on the cross section of main cable and suspender of bridge in case of oil tanker fire

從圖8、圖9可以看出，油罐車發(fā)生火災(zāi)時(shí)，主纜橫截面溫度表現(xiàn)為梯度分布，火焰?zhèn)戎骼|表面最高溫度達(dá)到830 ℃。由于吊索橫截面尺寸遠(yuǎn)小于主纜，吊索整體溫度高于主纜。需要說明的是，在火災(zāi)高溫作用下，主纜、吊索外包防護(hù)層溫度達(dá)到熔點(diǎn)時(shí)將會(huì)發(fā)生熔化剝落。

同理，可得到貨車、客車、小汽車發(fā)生火災(zāi)時(shí)，大橋主纜T-t曲線，如圖10。由圖9、圖10可以看出，在火災(zāi)開始階段，由于防護(hù)層的保護(hù)作用，主纜、吊索截面的溫度緩慢上升；防護(hù)層剝落之后，火災(zāi)高溫?zé)崃恐苯虞椛渲粮邚?qiáng)鋼絲表面，構(gòu)件火源側(cè)溫度迅速上升。對(duì)于油罐車、貨車、客車，分別是在火災(zāi)發(fā)生后1 200 s、1 800 s和2 400 s左右，防護(hù)層熔化剝落；而小汽車發(fā)生火災(zāi)，防護(hù)層不會(huì)熔化剝落。

圖10 貨車、客車、小汽車發(fā)生火災(zāi)時(shí)大橋主纜橫截面T-t曲線Fig. 10 T-t curves of cross section of main cable of bridge in case of truck fire, bus fire and car fire

圖11為油罐車、貨車、客車、小汽車發(fā)生火災(zāi)時(shí)，主纜橫截面溫度與火焰溫度之間的關(guān)系。

圖11 油罐車、貨車、客車、小汽車發(fā)生火災(zāi)時(shí)主纜橫截面溫度Fig. 11 Temperatures of cross-section of main cable in case of oil tanker fire, truck fire, bus fire and car fire

從圖11可見：隨著火災(zāi)規(guī)模的擴(kuò)大，主纜橫截面整體溫度升高，其中油罐車火災(zāi)對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)的危害最大；主纜橫截面溫差顯著增大，溫度梯度更加明顯；火焰最高溫度與主纜最高溫度的差值減小，構(gòu)件溫度更加接近火場(chǎng)溫度，原因在于結(jié)構(gòu)升溫具有一定的滯后性，隨著火災(zāi)規(guī)模的擴(kuò)大、燃燒時(shí)間的延長(zhǎng)，主纜表面溫度逐漸接近火焰溫度。

4 構(gòu)件損傷及全橋安全性評(píng)估

熱-結(jié)構(gòu)耦合作用分析方法包括直接耦合法和間接耦合法。筆者采用間接耦合法，即構(gòu)件溫度分布僅單向影響結(jié)構(gòu)響應(yīng)，而不考慮二者之間的相互影響，將火災(zāi)作用下構(gòu)件溫度分布以體荷載的形式加載至結(jié)構(gòu)模型中，根據(jù)構(gòu)件溫度修正結(jié)構(gòu)的彈性模量、強(qiáng)度等力學(xué)參數(shù)。

4.1 全橋熱-結(jié)構(gòu)耦合作用模型

采用有限元分析軟件建立全橋桿系單元和實(shí)體單元耦合模型。建立火焰附近主纜及吊索實(shí)體模型時(shí)，僅將溫度場(chǎng)分析模型中采用的SOLID 70單元類型轉(zhuǎn)換成SOLID 185單元，模型網(wǎng)格劃分及單元數(shù)目不變；主纜、吊索模型采用LINK 10單元，主塔、主梁模型采用BEAM 4單元；主纜實(shí)體模型與附近桿系模型通過節(jié)點(diǎn)剛域連接。全橋熱-結(jié)構(gòu)耦合作用分析模型共126 296個(gè)節(jié)點(diǎn)，117 008個(gè)單元，如圖12。

圖12 全橋熱-結(jié)構(gòu)耦合作用分析3-D有限元模型Fig. 12 3-D finite element model for thermo-structural coupling analysis of the whole bridge

4.2 結(jié)構(gòu)靜力分析與評(píng)估

在進(jìn)行油罐車、貨車、客車、小汽車發(fā)生火災(zāi)全橋結(jié)構(gòu)靜力響應(yīng)分析時(shí)，僅考慮結(jié)構(gòu)自重作用。分析表明，最內(nèi)側(cè)車道發(fā)生火災(zāi)時(shí)，火災(zāi)附近的單側(cè)主纜構(gòu)件升溫明顯，另一側(cè)主纜受到的影響較小，因此，橋梁結(jié)構(gòu)發(fā)生扭轉(zhuǎn)是變形的主要原因。然而，對(duì)于超大跨徑纜索承重體系橋梁，橋梁跨度往往是火災(zāi)尺寸的幾十倍甚至上百倍，而且橋梁結(jié)構(gòu)冗余度一般較大，因此，火災(zāi)作用下橋梁結(jié)構(gòu)一般不會(huì)發(fā)生明顯的變形。

圖13為油罐車、貨車、客車、小汽車發(fā)生火災(zāi)時(shí)，橋梁結(jié)構(gòu)整體豎向撓度Δ曲線?？梢?，在危害最嚴(yán)重的油罐車火災(zāi)時(shí)，跨中豎向撓度僅為160 mm，火災(zāi)對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)整體撓度的影響很小。但是火災(zāi)高溫仍會(huì)對(duì)主纜產(chǎn)生不可逆的永久損傷。

圖13 油罐車、貨車、客車、小汽車發(fā)生火災(zāi)時(shí)橋梁結(jié)構(gòu)撓度變形曲線Fig. 13 Deflection deformation curve of bridge structure in case of oil tanker fire, truck fire, bus fire and car fire

目前，有2種主纜構(gòu)件損傷的評(píng)估標(biāo)準(zhǔn)：

1)JTG/T D 65-05—2015《公路懸索橋設(shè)計(jì)規(guī)范》規(guī)定：主纜抗拉強(qiáng)度分項(xiàng)系數(shù)γR=1.85，結(jié)構(gòu)重要性系數(shù)γ0=1.1，計(jì)算得到主纜的容許安全系數(shù)γ=2.035。在高溫和外荷載作用下，主纜實(shí)際安全系數(shù)γs定義為材料高溫下極限抗拉強(qiáng)度/主纜Von Mises應(yīng)力，若γs<γ，則認(rèn)為主纜構(gòu)件處于損傷狀態(tài)。γs按式(3)計(jì)算：

(3)

式中：fu,T為高溫T作用下高強(qiáng)鋼絲極限抗拉強(qiáng)度，MPa；σm為主纜Von Mises應(yīng)力，MPa。

2)根據(jù)文獻(xiàn)[12]，在300～600 ℃溫度區(qū)間，低松弛高強(qiáng)鋼絲的彈性模量和極限強(qiáng)度迅速下降，600 ℃時(shí)分別折減為常溫下的30%和15%。因此，主纜溫度超過600 ℃即認(rèn)為處于損傷狀態(tài)。

筆者以油罐車發(fā)生火災(zāi)時(shí)構(gòu)件損傷情況為例進(jìn)行分析。圖14為主纜截面的Von Mises應(yīng)力云圖?？梢?，由于橫截面溫度梯度，主纜發(fā)生明顯的應(yīng)力重分布。

圖14 油罐車發(fā)生火災(zāi)時(shí)主纜截面應(yīng)力云圖Fig. 14 Stress contour of the main cable section in case of oil tanker fire

基于損傷評(píng)估標(biāo)準(zhǔn)，繪制主纜橫截面損傷云圖(圖15)，圖中陰影區(qū)域表示主纜損傷區(qū)域。由圖15可見：火災(zāi)發(fā)生36 min時(shí)，主纜火焰背側(cè)應(yīng)力達(dá)到最大，安全系數(shù)不滿足JTG/T D 65-05—2015《公路懸索橋設(shè)計(jì)規(guī)范》要求；42 min時(shí)，主纜火焰?zhèn)缺砻孀罡邷囟瘸^600 ℃，產(chǎn)生高溫?fù)p傷；60 min時(shí)，截面損傷區(qū)域超過全截面的1/3；120 min時(shí)，主纜全截面產(chǎn)生不可逆損傷。

圖15 油罐車發(fā)生火災(zāi)時(shí)主纜截面損傷云圖Fig. 15 Damage contour of the main cable section in case of oil tanker fire

根據(jù)式(3)計(jì)算得到油罐車、貨車、客車、小汽車發(fā)生火災(zāi)時(shí)主纜截面中心的安全系數(shù)γs，并繪制安全系數(shù)-時(shí)程(γs-t)曲線，如圖16。可以看出，油罐車發(fā)生300 MW火災(zāi)時(shí)，主纜截面中心的安全系數(shù)不滿足JTG/T D 65-05—2015《公路懸索橋設(shè)計(jì)規(guī)范》要求。

圖16 油罐車、貨車、客車、小汽車發(fā)生火災(zāi)時(shí)主纜截面中心應(yīng)力安全系數(shù)Fig. 16 Safety coefficient of the center of cable section in case of oil tanker fire, truck fire, bus fire and car fire

綜上，油罐車發(fā)生火災(zāi)時(shí)，主纜構(gòu)件將產(chǎn)生嚴(yán)重的不可逆損傷，且火焰附近吊索截面溫度超過了800 ℃，此時(shí)，吊索已基本喪失了承載能力。因此，必須采取防范措施，以確保主纜及吊索在車致火災(zāi)時(shí)的安全性。

5 結(jié) 論

提出了一種大跨徑纜索承重橋梁抗火性能評(píng)估方法，開展了某鋼-混組合試件傳熱分析及結(jié)構(gòu)響應(yīng)數(shù)值模擬分析，并與火災(zāi)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比；以某大跨徑懸索橋?yàn)槔?，采用提出的評(píng)估方法對(duì)跨中最內(nèi)側(cè)車道在油罐車、貨車、客車、小汽車發(fā)生火災(zāi)時(shí)構(gòu)件損傷及結(jié)構(gòu)性能進(jìn)行了評(píng)估。得到以下主要結(jié)論：

1)高溫下，溫度分布及跨中撓度數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，驗(yàn)證了筆者提出的評(píng)估方法的可行性。

2)火災(zāi)高溫下，主纜、吊索外包防護(hù)層對(duì)高強(qiáng)鋼絲具有一定的保護(hù)作用，但在油罐車、貨車、客車發(fā)生火災(zāi)時(shí)，防護(hù)層會(huì)熔化剝落；油罐車發(fā)生火災(zāi)對(duì)纜索的威脅最大，主纜橫截面溫度呈梯度分布，最高溫度可達(dá)830 ℃。

3)油罐車發(fā)生火災(zāi)時(shí)，盡管跨中撓度僅增加160 mm，但火焰附近主纜有較嚴(yán)重的損傷?；馂?zāi)發(fā)生36 min時(shí)，火焰背側(cè)主纜表面應(yīng)力達(dá)到最大，有輕微損傷；42 min時(shí)，截面兩側(cè)與明顯損傷；60 min時(shí)，截面損傷區(qū)域超過1/3；120 min時(shí)，全截面產(chǎn)生不可逆損傷。