面漆對濕熱環境下膨脹型防火涂層隔熱性能的影響

王玲玲， 鄧豪杰， 李國強， 樓國彪

(1.華僑大學 土木工程學院， 福建 廈門 361021； 2.同濟大學 土木工程學院， 上海 200092)

就鋼結構而言，噴涂膨脹型防火涂料是一種具有較強性能優勢和廣泛發展前景的防火保護形式.但是，由于膨脹型防火涂料中含有有機分，在自然環境下涂層極易產生降解和老化.老化涂層的隔熱性能下降，會導致鋼結構抗火性能降低.目前，由膨脹型防火涂層保護的鋼結構在使用壽命內的可靠性問題，已經引起了消防主管部門、工程設計單位、涂料廠商和科研人員的廣泛關注.

研究人員提出用如下2種方法來提高膨脹型鋼結構防火涂層的耐老化性能：(1)在防火涂層中加入顆粒(可膨脹石墨、黏土、納米)，以延長水分子的擴散路徑和水溶性阻燃劑的遷移路徑[1-6].Wang等[7]和Lai等[8]還提出通過增大基體樹脂的交聯密度、用大分子的成炭劑代替季戊四醇等方法來提高涂層的耐老化性能.(2)在膨脹型鋼結構防火涂層的表面涂覆面漆.Wang[9]研究發現，面漆對膨脹型鋼結構防火涂層在酸性腐蝕、紫外光照和自然環境條件下的耐老化性能均有明顯提升.Jimenez等[10]考察了4種商用面漆對環氧基膨脹型鋼結構防火涂層耐老化性能的影響，發現大部分商用面漆都無法限制鹽水的浸入.Jimenez等[10]認為面漆有助于提升膨脹型鋼結構防火涂層(未經老化)的隔熱性能，這個結論與Xu等[11]的研究結果相悖.

需要指出的是，上述學者在研究中將面漆對膨脹型鋼結構防火涂層耐老化性能提升的正向作用與面漆對未老化涂層隔熱性能的不利影響分開考慮.而事實上，對于投入使用的膨脹型鋼結構防火涂層，面漆的正負向作用是同時存在的.為此，本文擬通過105個試件的濕熱老化試驗和隔熱性能試驗，考察面漆對膨脹型鋼結構防火涂層耐老化性能和膨脹性能的影響，明確面漆類型和厚度對濕熱環境下膨脹型鋼結構防火涂層隔熱性能的影響規律，研究結果可以為工程應用提供參考.

1 試驗

1.1 試件設計

在尺寸為200mm×270mm×16mm的Q235鋼板上，先后涂覆防火涂料(厚度為d)和面漆試件(見圖1).本文共進行了105個試件的濕熱老化試驗和隔熱性能試驗，其中15個未涂覆面漆，稱為N型試件.其余的90個試件按照面漆類型分為2種工況：工況1有60個試件，所涂面漆為環氧聚氨酯面漆(簡稱為E型面漆)，稱為E型試件；工況2有30個試件，所涂面漆為脂肪族丙烯酸聚氨酯面漆(簡稱為A型面漆)，稱為A型試件.60個E型試件和30個A型試件根據面漆厚度，可分別劃分為4組和2組，每組中變化的參數為老化時間.試驗所用涂料均為阿克蘇諾貝爾產膨脹型鋼結構防火涂料Interchar 973，其基體樹脂為單組分丙烯酸樹脂，阻燃體系為聚磷酸銨-三聚氰胺-季戊四醇(APP-MEL-PER)，試驗參數及試件編號如表1所示.

表1 試件參數

1.2 濕熱老化試驗

濕熱老化試驗遵照ETAG018《Guideline for European technical approval of fire protective products, Part 2:Reactive coatings for fire protection of steel elements》執行.本文研究對象為室內用膨脹型鋼結構防火涂層，試驗條件選取ETAG018中的Z1型：(1)溫度為(40±3)℃，相對濕度為(98±2)%，時間為8h；(2)溫度為(23±3)℃，相對濕度為(75±2)%，時間為16h.

圖1 試件示意圖Fig.1 Specimen dimensions(size:mm)

根據ETAG018，按照上述試驗條件進行人工加速老化試驗，24h相當于1個循環，不間斷地進行21個循環相當于實際使用10a.由于目前對室內用膨脹型鋼結構防火涂層人工加速老化試驗相關系數的研究尚屬空白，因此本文假設涂層的實際使用時間與人工加速老化試驗時間服從線性關系，即0、21、42、63、84次循環，分別代表實際使用0、10、20、30、40a.

1.3 隔熱性能試驗

隔熱性能試驗在同濟大學抗火實驗室的隔熱性能試驗爐內進行，升溫過程按照ISO 834標準升溫曲線控制.試件周圍布置熱電偶以測量涂層表面的熱空氣溫度，鋼板溫度由埋設在鋼板內的3個熱電偶測量.試驗爐控制系統將熱電偶測量的數據每隔30s記錄1次，連續記錄.鋼板的平均溫度達到700℃時，試驗結束.爐門上方設有2個觀察孔，以觀察試驗現象.

2 試驗結果

2.1 試驗現象

2.1.1濕熱老化試驗后涂層表觀狀態

濕熱老化試驗后無面漆及有面漆試件的表觀狀態分別如圖2、3所示.從圖2可以看出：無面漆試件在濕熱環境條件下表觀狀態變化較大；經過42次濕熱老化循環后，涂層表面出現明顯的褶皺；經過84次濕熱老化循環后，涂層表面出現褶皺和凹凸不平.涂層的表觀狀態與涂層在高溫下形成膨脹層的隔熱性能密切相關.表觀狀態變化越大，說明涂層受濕熱環境條件的影響越大，涂層在高溫下形成膨脹層的隔熱性能越差.

圖2 濕熱老化試驗后N型試件的表觀狀態Fig.2 Surface appearance of type-N specimens after different cycles of hydrothermal aging test

圖3 濕熱老化試驗后E型和A型試件的表觀狀態Fig.3 Surface appearance of type-E and type-A specimens after different cycles of hydrothermal aging test

從圖3可以看出：涂覆面漆后，涂層表觀狀態的變化明顯減??；涂2層E型面漆的試件在經過42次濕熱老化循環后，涂層表觀狀態無明顯變化，經過84次濕熱老化循環后，涂層表面出現起泡現象；涂2層A型面漆的試件即使在經過84次濕熱老化循環之后，涂層表面仍無明顯變化.

2.1.2膨脹層的形態學特征

高溫下膨脹型鋼結構防火涂層在經歷熔融、膨脹、固化和失炭等一系列物理化學反應之后會形成輕質多孔膨脹層，該膨脹層的導熱系數遠低于初始密實涂膜的導熱系數，從而有效隔絕熱量傳遞.膨脹層中泡孔的尺寸和分布是影響膨脹層導熱系數的主要因素之一.圖4、5分別給出了無面漆和有面漆試件在膨脹-固化階段形成的炭化層表面的泡孔分布情況.從圖4可以看出：未經老化的試件在高溫下形成了豐富的炭化層泡孔(圖4(a))；經過42次濕熱老化循環后，炭層泡孔的數量大幅衰減且泡孔尺寸大小不均(圖4(b))；經過84次濕熱老化循環后，涂層幾乎不膨脹，且在炭層表面出現大量裂縫(圖4(c)).產生這種現象的原因是：濕熱環境下涂層基體樹脂受到水汽和氧氣侵蝕發生氧化反應，同時阻燃體系內的親水性物質向涂層表面遷移和析出，導致阻燃體系組分配比發生變化，高溫下膨脹型鋼結構防火涂層發生的反應與未老化涂層所有不同.面漆的存在可以阻止或延緩基體樹脂的氧化反應以及阻燃體系內親水性物質的遷移和析出.

圖4 N型試件炭化層表面泡孔分布情況Fig.4 Pore arrangement of intumescent coating chars for type-N specimens

圖5 E型和E型試件炭化層表面泡孔分布情況Fig.5 Pore arrangement of intumescent coating chars for type-E and type-A specimens

從圖5可以看出：即使在經過84次濕熱老化循環之后，有面漆試件的炭層表面仍可見大量泡孔.無面漆及有面漆試件炭層表面泡孔數量及分布，直觀地反映了面漆對膨脹型鋼結構防火涂層耐濕熱老化性能的提升作用.

圖6 未老化涂層試件的膨脹倍率Fig.6 Expansion ratios of unaged intumescent coating specimens with different number of topcoat layers

面漆對膨脹型鋼結構防火涂層的隔熱性能也存在負面影響.首先，面漆的存在會增大多孔膨脹層內的孔隙壓力，從而導致涂層的膨脹倍率降低[12].圖6為覆有不同層數面漆涂層試件的膨脹倍率對比.為消除老化的影響，圖6中所有試件均未經過濕熱老化試驗.從圖6可以看出：與未涂面漆的試件相比，涂覆面漆后涂層的膨脹倍率均有不同程度的下降；面漆越厚，涂層膨脹倍率越低；在面漆厚度相同的情況下，A型試件的膨脹倍率低于E型試件，說明A型面漆對涂層膨脹過程的抑制作用大于E型面漆.

另外，面漆屬于聚氨酯材料，內含C、N、H等元素，在熱量和氧氣作用下會燃燒并產生明火，如圖7(a) 所示.面漆燃燒過程中釋放熱量，會導致構件表面溫度升高.相比于丙烯酸聚氨酯面漆，環氧聚氨酯面漆中含有苯環，燃燒更劇烈并伴隨產生黑煙.不僅如此，面漆的開裂和脫落會帶動與之相接觸的膨脹層開裂和脫落，如圖7(b)所示，這會導致鋼構件局部暴露于火場中.

圖7 面漆的燃燒和開裂Fig.7 Burning and cracking of topcoat

2.2 涂層試件的等效導熱常數

2.2.1等效導熱常數的概念

為綜合評估面漆對膨脹型鋼結構防火涂層隔熱性能的影響并將該影響量化，本文采用等效導熱常數λe來表征膨脹型鋼結構防火涂層的隔熱性能，其值可用式(1)計算[13].

(1)

等效導熱常數λe可定義為鋼板溫度Ts為400～600℃時等效導熱系數λp(Ts)的平均值.膨脹型鋼結構防火涂層的λp(Ts)可用式(2)計算[4].

(2)

式中：dp為初始涂層厚度,m；Ap/V為試件的截面形狀系數,m-1；cs為鋼材的比熱,J/(kg·℃)；ρs為鋼材的密度,kg/m3；Tg(t+Δt)為t+Δt時刻試件表面的熱空氣溫度，℃；Ts(t)為t時刻鋼板的溫度，℃；Δt≤30s.

2.2.2不同試件的等效導熱常數

本文采用式(1)計算涂層試件的等效導熱常數.由于3個相同試件的計算結果具有較好的重復性，取相同試件等效導熱常數的算術平均值作為涂層試件的等效導熱常數，如表2～4所示.

表2 N型試件的等效導熱常數

表3 E型試件的等效導熱常數

表4 A型試件的等效導熱常數

2.3 結果討論

2.3.1面漆對未老化涂層隔熱性能的影響

圖8為未老化涂層試件等效導熱常數-面漆層數的關系曲線.從圖8可以看出：對于未老化涂層試件，隨著面漆厚度的增加，涂層的等效導熱常數增加，隔熱性能下降；E型試件的等效導熱常數隨著面漆厚度的增加呈近似線性的增長趨勢，A型試件的等效導熱常數隨面漆厚度增加的變化趨勢與E型試件有所不同；與無面漆試件相比，涂1層面漆的A型試件的等效導熱常數增加了66.9%，涂2層面漆的A型試件的等效導熱常數增幅為79.2%；在鋼構件臨界溫度相同的情況下，涂層等效導熱常數的增加會導致構件耐火時間的下降.

圖8 面漆對未老化涂層試件等效導熱常數的影響Fig.8 Effect of topcoats on λe of unaged intumescent coating specimens

2.3.2面漆對老化涂層隔熱性能的影響

圖9為經過不同次數濕熱老化循環后，E型試件和A型試件的等效導熱常數隨面漆厚度的變化趨勢.從圖9可以看出：無面漆試件與1層面漆試件的等效導熱常數差別較大；相比之下，隨著面漆厚度的增加(E型面漆從1層增加到4層，A型面漆從1層增加到2層)，涂層等效導熱常數的變化幅度要小得多.另外，涂層等效導熱常數隨面漆厚度的變化趨勢取決于老化時間.當老化時間較短時(21次濕熱老化循環，相當于實際使用10a)，面漆對膨脹型鋼結構防火涂層耐老化性能的提高作用小于面漆對涂層膨脹過程的抑制作用，此時涂層的等效導熱常數隨面漆厚度的增加而增大；隨著老化時間的延長(63次濕熱老化循環，相當于實際使用30a)，涂覆面漆的有利影響逐漸顯現，此時涂層的等效導熱常數隨面漆厚度的增加而減??；面漆的正、負向作用在某一個時間點(42次濕熱老化，相當于實際使用20a)附近達到平衡.

圖9 面漆對老化涂層試件等效導熱常數的影響Fig.9 Effect of topcoats on λe of aged intumescent coating specimens

3 結論

(1)面漆延緩或阻止了膨脹型鋼結構防火涂層基體樹脂的氧化反應及阻燃體系內親水性物質的遷移和析出，涂層隔熱性能受濕熱環境條件的影響降低，涂層耐老化性能提高.經過84次濕熱老化循環后，N組試件等效導熱常數比未老化試件增大131%，涂有2層面漆的E組和A組試件等效導熱常數分別比未老化試件增大42%和21%.

(2)面漆增大了多孔膨脹層內的孔隙壓力，從而導致涂層膨脹倍率下降，膨脹層隔熱性能降低.相對于未老化的N組試件，涂有2層面漆的E組和A組試件等效導熱常數分別增大了38%和79%.此外，面漆的燃燒、開裂和脫落現象，均會對膨脹層的隔熱性能造成不利影響.

(3)濕熱環境下，面漆延緩了膨脹型鋼結構防火涂層隔熱性能的退化，同時也會對涂層的隔熱性能產生不利影響.使用時間較短時，因面漆延緩老化引起膨脹型鋼結構防火涂層隔熱性能提高的幅度小于面漆對涂層隔熱性能降低的幅度，此時涂層的隔熱性能降低.隨著使用時間的延長，面漆對膨脹型鋼結構防火涂層耐老化性能的提高作用逐漸顯現，可以提高涂層的隔熱性能.