图6 船舶防火门背火面热力场变化图
通过热力学虚拟火烧过程遇到的问题和上述图表所呈现的结果总结如下：
背火面的温升是符合IMO 2010年 FTP 规则附件1第3部分关于A级船舶防火门隔热性的要求，背火面平均温升不超过140℃，16个测温点的单点温升均不超过180℃，说明虚拟火烧试验基本可以模拟出标准耐火试验的效果；
对比两种材料对隔热性的影响，发现钢材种类对隔热性的影响比较小，起决定性作用的还是不燃材料和防火膨胀条；
在虚拟的过程中，存在船舶防火门内部防火材料填充不完全而导致背火面温度较高甚至超过180℃的情况；
常规的A-60级船舶防火门上的玻璃为“三明治”结构，即钢化玻璃 防火液(固态/液态) 钢化玻璃，在火烧试验过程中，向火面的玻璃遇火后燃烧会破碎，然后防火液遇火钙化，起到阻燃隔热的作用，但是玻璃与门板连接处的防火材料布置对船舶防火门防火特性影响较大，需将玻璃夹在内外两层门板中间，并将空隙用防火材料填充完全，否则将导致试验失败，尤其在窗户附近测温点温度会超过180℃；
船舶防火门中不允许贯穿于船舶防火门内外的钢材结构存在，尤其对于带窗的船舶防火门，在窗框结构上若出现贯穿内外的钢材结构极易导致火烧试验失败；
双扇门中间接缝处结构对试验结果的影响很大，一般火烧过程中防火膨胀条会遇火膨胀堵住两门缝隙从而阻止火焰通过门缝窜火，而此处膨胀条的膨胀倍数和质量要符合要求，以防止高温从向火面传导至背火面而导致试验失败。
4.热力耦合-探讨完整性
在完成瞬态热分析后，可得到背火面温升情况，此时考虑静力学问题进行热力耦合计算以探究船舶防火门的受热变形。此过程中的技术要点在于施加合理的边界条件使其达到与试验一致。
笔者通过模拟，得出了门板选用不同门页钢板厚度的Q235B碳钢和304不锈钢时船舶防火门对应的门扇的变形量(向炉内凹陷变形的形变量)，详见图7。
图7 船舶防火门背火面变形云图
通过远东防火试验中心和上述门扇变形量应变云图可得知，最大变形量位于门扇的中心位置。对于钢板厚度(304不锈钢)为1mm的双扇船舶防火门，火烧报告里的最大变形量为134mm，调取模型中钢板厚度为1mm的背火面门扇中心处的变形量，钢板型号为304不锈钢船舶防火门的门扇变形量为147mm，钢板型号为Q235B碳钢船舶防火门的门扇变形量为136mm，可得出如下结论：对选用厚度为1mm的304不锈钢板的双扇船舶防火门门扇的变形量，虚拟火烧与实际火烧的结果大致相同；在门扇的中心位置，304不锈钢的变形量大于Q235B碳钢。
调取模型中钢板厚度为2mm的背火面门扇中心处的变形量，钢板型号为304不锈钢船舶防火门的门扇变形量为132mm，钢板型号为Q235B碳钢船舶防火门的门扇变形量为125mm，可得出如下结论：在门扇的中心位置，304不锈钢的变形量略大于Q235B碳钢；随着钢板厚度的增加，门扇的变形量减小。
5.关于两类钢材在火烧试验时的互为替代问题
笔者在第二部分问题描述中已提到，两种钢材的热导率和热膨胀系数分别影响耐火试验的隔热性和完整性。通过热力学分析，我们发现影响背火面温度的因素中，钢板并不占有最主要的地位，而是门扇中间防火材料起到更大的作用。虚拟试验中我们通过改变材料的热导率进行了对比，发现在改变钢板的热导率时，背火面的温度并不会有太大的变化；而当改变中间防火材料的热导率时，背火面的温度会出现显著的改变，且防火材料的均匀与否也直接影响着背火面的温升。所以可理解为热导率对于火烧试验隔热性的影响较小。
由于304不锈钢的热膨胀系数大于Q235B碳钢，所以Q235B碳钢的变形更大一些。同时，若将钢材厚度作为变量，我们发现，钢材厚度越大，抵抗变形的能力越强，变形量越小，随着板厚的增加，两种钢材的变形量的差值更小，可认为在火烧试验中保持完整性的能力大致相同，进而认为两种钢材可以互为替代。
综上所述，首先，利用虚拟火烧试验，对标准耐火试验提供辅助决策。近些年来，随着计算机技术和基础理论的发展，有限元技术可以适应越来越复杂的环境，可以更高程度地还原试验场景，还出现了诸如热力耦合、热电偶和等高级应用，从结果来看，有限元模拟技术可以很好地模拟现场情景，实现对真实耐火试验的替代。
第二，取代费时费力且容易形成较大污染的真实试验，节约资源，达到节能减排的目的。
最后，对于尺寸超过了国内各试验中心的火烧试验炉尺寸的防火类产品，有限元的替代作用则更具优势。本文通过将虚拟火烧结果与实际试验的结果进行对比，验证虚拟火烧的可行性，为后续大尺寸防火结构类产品能否通过标准耐火试验进行提供辅助决策。
