CC BY
27DOI: https://doi.org/10.33408/2519-237X.2021.5-2.139 УДК 614.841.332:691.328.1::666.97.033.17 ОГНЕСТОЙКОСТЬ ЦЕНТРИФУГИРОВАННЫХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОЛОНН
Полевода И.И., Нехань Д.С.
Цель. На основании экспериментальных и теоретических исследований изучить огнестойкость железобетонных колонн, изготовленных методом центрифугирования.
Методы. Экспериментально-теоретические исследования физико-механических и теплофизических характеристик центрифугированного бетона в нормальных условиях и при высокотемпературном нагреве. Натурные испытания центрифугированных железобетонных колонн под совместной температурно-силовой нагрузкой. Аналитическое решение теплотехнической и статической задач огнестойкости центрифугированных железобетонных колонн. Компьютерное моделирование на базе платформ Ansys Workbench и ЛИРА-САПР.
Результаты. Выявлено различие физико-механических характеристик центрифугированного бетона в поперечном сечении конструкций заданной толщины в нормальных условиях, а также различие в их относительном изменении при высокотемпературном нагреве. Установлены экспериментальные зависимости коэффициента условий работы центрифугированного бетона при пожаре. Экспериментальным путем установлена схема разрушения центрифугированных железобетонных колонн при пожаре, а также изучено их поведение при пожаре. Выявлена сниженная склонность центрифугированного бетона к хрупкому взрывообразному разрушению при пожаре по отношению к виб-рированному бетону. Установлено влияние неоднородности центрифугированного бетона в поперечном сечении изделий, тонкостенности и воздушной полости изделий на их огнестойкость. Разработана методика расчета пределов огнестойкости центрифугированных железобетонных колонн. Разработан табличный метод оценки пределов огнестойкости серии центрифугированных железобетонных колонн.
Область применения исследований. Результаты исследования могут быть использованы при оценке пределов огнестойкости центрифугированных железобетонных колонн, а также при разработке изменений в технические нормативные правовые акты в области оценки огнестойкости железобетонных конструкций.
Ключевые слова: центрифугированный бетон, коэффициент условий работы бетона при пожаре, натурные огневые испытания, предел огнестойкости, методика расчета, статический расчет, теплотехнический расчет, хрупкое взрывообразное разрушение бетона.
(Поступила в редакцию 27 апреля 2021 г.)
Введение
Современные тенденции строительства предполагают увеличение высоты возводимых зданий, пролетов, крановых нагрузок, технологического оборудования, что становится невозможным без применения конструкций, обладающих высокой несущей способностью. Одним из путей технического развития в области железобетонных конструкций является применение тонкостенных изделий эффективных форм и сечений, изготавливаемых по прогрессивным технологиям. Так, технология центрифугирования при производстве железобетонных конструкций позволяет не только сократить расходы бетона и стали, но также повысить их несущую способность и обеспечить ряд других преимуществ. На сегодня обоснована экономическая рентабельность применения центрифугированных железобетонных конструкций. Также известно, что снижение затрат на производство строительных конструкций является одним из основных условий роста конкурентоспособности государства. Именно поэтому изготовленные по данной технологии железобетонные конструкции нашли широкое
применение в качестве колонн одно- и многоэтажных зданий гражданского и промышленного назначения в Республике Беларусь и за ее пределами1 [1].
Одним из основных требований, предъявляемых к зданиям и сооружениям, является обеспечение их пожарной безопасности. Огнестойкость строительных конструкций - одно из ключевых понятий в данной области, способствующее ее обеспечению2. Отсутствие обширных исследований в области огнестойкости центрифугированных железобетонных конструкций не позволяет определить рациональную область их применения в строительной индустрии. Существующие методы оценки пределов огнестойкости железобетонных конструкций не могут быть корректно использованы для оценки данного показателя в вышеупомянутых изделиях, что обусловлено появлением в результате центрифугирования неоднородности бетона в поперечном сечении конструкций и наличием определенных конструктивных особенностей (воздушная полость, тонкостенность), влияющих на предельную сопротивляемость конструкций огневому воздействию3, 4 5. В связи с этим не гарантируются достоверность проводимых расчетов и, соответственно, обеспечение пожарной безопасности еще на этапе проектирования. Поэтому актуальным является проведение комплексных исследований, направленных на изучение огнестойкости центрифугированных железобетонных колонн, и разработка на основе этого методики расчета пределов огнестойкости данных конструкций. Это позволит повысить пожарную безопасность современных зданий.
Изучению огнестойкости центрифугированных железобетонных колонн посвящена настоящая работа. Достижение цели работы предполагало решение ряда задач:
Задача 1. Разработать методику и выполнить исследования физико-механических характеристик центрифугированного бетона в нормальных условиях и при высокотемпературном нагреве. На основании данных исследований оценить влияние технологии центрифугирования на изменение основных характеристик бетона в поперечном сечении изделия.
Задача 2. Разработать методику и провести натурные испытания центрифугированных железобетонных колонн под совместной температурно-силовой нагрузкой. На основании данных испытаний изучить их поведение и механизм разрушения при пожаре.
Задача 3. Провести теплотехнический и статический расчеты огнестойкости центрифугированных железобетонных колонн с учетом экспериментальных исследований, на основе которых оценить влияние структурных и конструктивных особенностей данных конструкций.
Задача 4. Оценить возможность наступления хрупкого взрывообразного разрушения бетона (далее - ХР) в центрифугированных железобетонных конструкциях при пожаре.
Задача 5. Разработать методику расчета пределов огнестойкости центрифугированных железобетонных колонн, учитывающую влияние конструктивных и структурных особенностей данных конструкций на их огнестойкость. На основании расчета пределов огнестойкости серии центрифугированных железобетонных колонн в соответствии с данной методикой разработать табличный метод оценки пределов огнестойкости данных конструкций.
1 Europoles. Spun concrete. Benefits. BUILDINGS&SECURITY [Электронный ресурс]. - Режим доступа: https://www.europoles.com/fileadmin/user_upload/09-downloads/product-information-europoles-columns-benefits-spun-concrete.pdf. - Дата доступа: 10.04.2020.
2 Здания и сооружения, строительные материалы и изделия. Безопасность: ТР 2009/013/BY: принят 02.07.2013: вступ. в силу 01.08.2010 / постановление Совета Министров Респ. Беларусь. - Минск: Госстандарт, 2015. - 28 с.
3 Строительные конструкции. Порядок расчета пределов огнестойкости: ТКП 45-2.02-110-2008 (02250). - Введ. 01.01.09 (с отменой на территории Респ. Беларусь П1-02 к СНБ 2.02.01-98). - Минск: Мин-во архитектуры и стр-ва Респ. Беларусь, 2008. - 135 с.
4 Еврокод 2. Проектирование железобетонных конструкций. Часть 1-2. Общие правила определения огнестойкости: ТКП EN 1992-1-2-2009 (02250). - Введ. 01.01.10. - Минск: Мин-во архитектуры и стр-ва Респ. Беларусь, 2010. - 96 с.
5 Бетонные и железобетонные конструкции. Правила обеспечения огнестойкости и огнесохранности: СП 468.1325800.2019. - Введ. 11.06.20. - М.: Стандартинформ, 2020. - 86 с.
Основная часть
Задача 1. Методика исследований физико-механических характеристик центрифугированного бетона в нормальных условиях и при высокотемпературном нагреве включает:
- изготовление методом центрифугирования бетонной стойки (класс бетона по прочности на сжатие С32/4о) кольцевого сечения наружным диаметром 950 мм с толщиной стенки 160 мм;
- отбор опытных образцов секторного сечения размерами 100*100x100 мм и 150*150x150 мм (базовый образец для изучения свойств конструкции в целом) из бетонной стойки путем послойного выпиливания в соответствии с ГОСТ 28570-90;
- определение плотности и прочности на сжатие бетонных образцов одной серии, в том числе на базовых образцах, в нормальных условиях;
- нагрев остальных серий образцов со скоростью роста температуры в печи 120-150 °С/ч до температур 200, 400, 600 и 800 °С соответственно, 4-часовая выдержка при заданной температуре и последующее охлаждение со скоростью остывания печи;
- определение плотности, прочности на сжатие образцов, а также количества удаленной воды из их структуры после нагрева.
Полученные данные по оценке структурной неоднородности центрифугированного бетона приведены в таблице 1.
Таблица 1. - Физико-механические свойства центрифугированного бетона в нормальных условиях [2]
Слой (относительная толщина 3) Плотность, кг/м3 Фактический предел прочности на сжатие, МПа
Внутренний (0,3125) 2369 ±164 33,6 ± 5,0
Средний (0,5) 2522 ±182 41,3 ± 5,8
Наружный (0,6875) 2560 ± 202 45,1 ± 9,1
Образец в целом (0,5) 2479 ±136 41,3 ± 5,4
Примечание. Под относительной толщиной понимается отношение расстояния от внутренней поверхности бетонной стойки до рассматриваемой точки к толщине стойки.
Учитывая повышение однородности в поперечном сечении центрифугированных железобетонных конструкций с уменьшением их толщины [2], были получены зависимости плотности центрифугированного бетона рс, его сопротивления сжатию / от местоположения в конструкции и ее толщины:
p(S, b) = рс,-(1,002-0,646 + 1,26^); f(S, b) = f-(0,975-2,36b + 4,6bS),
(1) (2)
где характеристика с индексом 0 соответствует конструкции в целом, Ь - толщина конструкции, м.
На рисунке 1 сплошными линиями показан характер изменения плотности бетонных образцов при нагреве, а штриховыми - количество удаленной воды из их структуры [2].
Плотность центрифугированного бетона с повышением температуры описывается следующими эмпирическими зависимостями [3]:
при 20-200 °С: pc(0,S,b) = р с(5,b■ 1 -0,053• при 200-400 °С: р с (9,S, b) = рс (S, b) ■ при 400-1200 °С: рс (0,S, b) = р с (S, b) ■
в-20 180
0,947 - 0,031 ■
0,916-0,036 ■
1 + (S- 0,5) ■ 0,59b ■
в-20 180
>-200 200
в- 400 800
1 + (S- 0,5) ■ 0,59 + 0,18 J
1 200 J
[1 + (S-0,5) ■ 0,77b].
Г 250
0
100
200
600
700
800
— Внутренний слой
300 400 500
Температура в, °С
— Средний слой —■— Наружный слой
- -а- - Внутренний слой - -•- - Средний слой - -■- - Наружный слой
Рисунок 1. - Плотность и количество удаленной воды из структуры образцов центрифугированного
бетона с ростом температуры
Стойкость центрифугированного бетона при нагреве, характеризуемая коэффициентом условий работы бетона при пожаре кс(в), изменяется от наружной к внутренней поверхности готового изделия. Более низкая стойкость к температурам до 700 °С характерна для внутренних слоев. Прочность наружного слоя при 800 °С исчерпана (рис. 2). При испытании образцов склонность к ХР не наблюдалась [4].
0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 800 850
Температура в, °С
----Полинома внутреннего слоя----Полинома среднего слоя ----Полинома наружного слоя
—•— Внутренний слой —•— Средний слой —•— Наружный слой
Рисунок 2. - Коэффициент условий работы бетона при пожаре кс(в) для послойно выпиленных образцов из центрифугированной бетонной стойки [4]
Подробное описание характера изменения физико-механических свойств центрифугированного бетона в поперечном сечении конструкции, в том числе при высокотемпературном нагреве, приведено в работах [2; 4].
Обработка экспериментальных данных позволила получить номограмму по определению ке(в) в сечении исследованной центрифугированной бетонной стойки [4], а также с учетом повышения однородности центрифугированного бетона в поперечном сечении изделий при уменьшении их толщины описать кс(в) следующей зависимостью:
кс(в) = кс0(в)[1 + 6,25Ь-(д - 0,5) • tgp],
(3)
где tgp = 4,4• 10-12в4 -3,
;• 10-9в3 - 5,0 • 10-6в2-
0,0040- 0,079.
Проведенные теоретические исследования водосодержания центрифугированной бетонной смеси В и влажности центрифугированного бетона Ж с учетом проведенного эксперимента [2; 3] позволили получить зависимости их изменения в поперечном сечении кон-
струкций:
B (S, b) = B0 (0,98 + 4,71b - 9,44bS):
W(b, S) = W0 (1,0 + 6,1b -12,3bS).
(4)
(5)
Полученные данные используются при решении статической и теплотехнической задач огнестойкости, а также при оценке возможности наступления ХР центрифугированного бетона при пожаре.
Задача 2. Методика натурных испытаний центрифугированных железобетонных колонн под совместной температурно-силовой нагрузкой учитывает положения ГОСТ 30247.0-94, ГОСТ 30247.1-94 и ГОСТ Р 53309-2009 и предусматривает:
- изготовление двух центрифугированных железобетонных колонн кольцевого сечения длиной 3,6 м наружным диаметром 560 мм с толщиной стенки 55 мм (из бетона класса по прочности на сжатие С32/40), армированных пространственным каркасом (класс продольных арматурных стержней Б500);
- проектирование и возведение экспериментального фрагмента здания размером 9000^3000x2750 мм, выполненного по каркасной конструктивной схеме, который состоит из двух центрифугированных железобетонных колонн и бескапительной безбалочной монолитной железобетонной плиты перекрытия (далее - плита);
- возведение самонесущих стен из газосиликатных блоков с заданной площадью оконных и дверных проемов по периметру фрагмента;
- определение вида и количества пожарной нагрузки и ее размещение в объеме фрагмента;
- статическое нагружение конструкций фрагмента;
- размещение измерительных устройств и оборудования;
- наблюдение за поведением конструкций фрагмента здания с момента воспламенения пожарной нагрузки до разрушения одной из испытуемых конструкций;
- измерение температуры огневой газовой среды, арматуры, бетона на внутренней поверхности колонн, в том числе в месте узла соединения с плитой, и газовой среды в полости, а также избыточного давления (далее - ИД) в полости;
- фото- и видеофиксацию конструкций в процессе испытаний и после их окончания (рис. 3).
фундаментный блок ФБС 9Л.6 ¡статическая нагрузкаI
& ^^^ ■ минеральная дата *
страхоЬочный колонн кирпичный столб Ш
* € г
колонна II очаг пожара оконный проем
\ 500x500мм Г
а - главный фасад (во время испытаний) б - задний фасад (на этапе возведения)
Рисунок 3. - Испытанный фрагмент здания
Подробное описание методики испытаний, а также конструкций фрагмента приводится в работах [5; 6].
Длительность натурных огневых испытаний центрифугированных железобетонных колонн кольцевого сечения под нагрузкой составила 68 мин 15 с. Температурный режим в объеме фрагмента был близок к температурному режиму стандартного пожара (рис. 4). Для
более детальной оценки прогрева каждой из колонн при решении теплотехнической задачи температурные воздействия на них в дальнейшем были разграничены.
1200 1100 1000
О900 °° 800
с 700
Ь600
я
& 500 Я 400 Н 300 200 100 0
V Л % У \ Л'..-.
.А ;1 Л*. уг А • ш «- — — —
* *---: У™!!!. . -Г -Г -----
✓ лйЙВщ ¡Шмшг _ _ _ - - ----- . — — ~ ~
✓ »» ^^^ у —
/ / / / /
// ,
ч/ у
ДрР
-►
5
10
15
20
25
45
50
55
60
65
70
30 35 40 Время т, мин
-Среднеобъемная температура внутри фрагмента
.........Средняя температура огневого воздействия на колонну I
- Средняя температура огневого воздействия на колонну II -Стандартная температурная кривая
----Допустимые отклонения от стандартной температурной кривой
Рисунок 4. - Температура огневой газовой среды в процессе испытаний
Разрушение колонны II произошло в средней трети ее длины. Ему предшествовало образование магистральных спиралевидных трещин, направленных под углом 75-80° к плоскости земли, и нарастание деформаций изгиба (рис. 5). Разрушение колонны II привело к обрушению всего фрагмента.
перекрытие
Уройень фундамента
а - схематичное изображение б - вид колонны II с торцевой стороны фрагмента
(на этапе его возведения и на 67-й мин испытаний) Рисунок 5. - Механизм разрушения центрифугированной железобетонной колонны при пожаре
Фактический предел огнестойкости испытанных колонн составил не менее Я69. В рассматриваемой каркасной конструктивной схеме данные конструкции оказались наиболее слабыми с точки зрения огнестойкости. ХР бетона в колоннах в процессе испытаний не наблюдалось.
Анализ экспериментальных данных показал, что температура арматурных стержней в момент обрушения фрагмента в колоннах I и II составила (522 ± 21) °С и (882 ± 80) °С соответственно, бетона на их внутренней поверхности (517 ± 47) °С и (848 ± 224) °С. При этом выявлено, что стенки центрифугированных железобетонных колонн со свободной воздушной полостью имеют более высокую скорость прогрева, чем стенки в местах примыкания монолитной железобетонной шпонки (температура бетона на внутренней поверхности колонн в месте узла соединения в окончании испытаний оказалась в среднем на 224 и 314 °С соответственно ниже). Наблюдались стадии роста и стравливания ИД газовой среды в полости данных колонн. Максимальные значения ИД находились в пределах 0,15-0,16 МПа, когда внутренняя поверхность колонн прогрелась до температуры 125-140 °С, а газовая среда в полости - 110-120 °С. Характер прогрева колонн, а также изменения ИД и температуры газовой среды в их полости с течением времени испытаний, описание причин такого поведения представлены в работе [6].
Полученные данные совместно с исследованиями центрифугированного бетона позволили решить теплотехническую и статическую задачи оценки огнестойкости испытанных колонн.
Задача 3. Оценку предела огнестойкости колонн проводили зонным методом и методом изотермы 500 °С.
Для решения теплотехнической задачи была использована система конечно-элементного анализа Ansys Workbench. Объект моделирования - центрифугированные железобетонные колонны кольцевого сечения. Моделирование прогрева испытанных колонн осуществляли при теплофизических характеристиках бетона, взятых из ряда известных литературных источников6, 7 8 [7-9], а также полученных в ходе экспериментально-теоретических исследований [3]. Теплофизические характеристики стали во всех случаях взяты из ТКП EN 19931-2-20099. Параметры теплообмена между огневой газовой средой и обогреваемой поверхностью колонн приняты в соответствии с источником, из которого взята информация о теп-лофизических характеристиках бетона. Расчет параметров теплообмена между внутренней поверхностью испытанных колонн и газовой средой в их полости приведен в работе [10]. Поперечное сечение конструкции подвергнуто равномерному тепловому воздействию по внешнему периметру. Расчетная схема нагрева и краевые условия представлены на рисунке 6.
С учетом оптимальных временных трудозатрат и недопущения существенных погрешностей размеры ячейки (Mesh) приняты равными для бетона 2,75 мм (1/20 толщины стенки), для арматуры - 1,2 мм (1/10 диаметра).
В ходе решения теплотехнической задачи было выявлено отсутствие влияния газовой среды в полости конструкций кольцевого сечения, обогреваемых равномерно по всему наружному периметру, на температурное поле в них.
Далее производилась оценка влияния структурных и конструктивных особенностей центрифугированных железобетонных конструкций на их прогрев. Оценка влияния неоднородности центрифугированного бетона позволила получить коэффициент ускорения прогрева центрифугированной железобетонной конструкции за счет неоднородности бетона в ее поперечном сечении khet (показывает отношение температуры бетона в неоднородной конструкции к его температуре в однородной) [11]:
khet = 0,99 + 0,5b. (6)
6 См. сноску 2.
7 См. сноску 3.
8 См. сноску 4.
9 Еврокод 3. Проектирование стальных конструкций. Часть 1-2. Общие правила определения огнестойкости: ТКП EN 1993-1-2-2009 (02250). - Введ. 01.01.10. - Минск: Мин-во архитектуры и стр-ва Респ. Беларусь, 2010. - 80 с.
ANSYS
R18.2
„Мв/ ев
он
= a(ef-ffow) = [ac+c. (Of + OcJ](Of-OoJ = -Xt
25 - 29Вт /м2-К 0,56-0,7 эксперимент
•ojm
=ew(x,y,z,o)-
eg(x,y,z, 0) =
дп
%
= 5 °С
д0_ ~дп
Ь.
0,125
0,375
Рисунок 6. - Расчетная модель нагрева центрифугированной железобетонной колонны кольцевого сечения
Оценка влияния тонкостенности центрифугированных железобетонных конструкций на ускорение прогрева их сечения за счет раскрытия трещин в бетоне при пожаре производилась путем анализа экспериментальных температур до и после раскрытия трещин в колонне II. Это позволило установить зависимость коэффициента кн, который учитывает данную составляющую прогрева изучаемых конструкций (равен не менее 1) [11; 12]:
kth = 1 +;
,7-10-3 {ew -есгсЬ )<1,40,
(7)
где дч, - температура материала в сечении конструкции без учета трещинообразования, °С; дотс.ъ - температура начала раскрытия трещин, принимаемая равной 550 °С [12].
Моделирование прогрева серий железобетонных колонн кольцевого и круглого сечений заданных диаметров, подвергнутых стандартному огневому воздействию, в разрезе полного факторного эксперимента позволило оценить увеличение температур в сечении полых железобетонных колонн, обогреваемых по всему наружному периметру. Полученный в результате коэффициент кнс1, учитывающий данный эффект, адекватно корректирует формулу расчета температур в сечении конструкций круглого сечения из ТКП 45-2.02-11010 для конструкций кольцевого сечения [13]. Дополнительно коэффициентами кн& и кн формула [13] была адаптирована для расчета температур в сечении центрифугированных железобетонных конструкций кольцевого сечения, подвергаемых воздействию стандартного температурного режима по всему наружному периметру [11-13]:
(8)
К = (К +1200 • (1 - r)2 -VD/(D - 2X)) • khol • khet • kh
где D - диаметр конструкции, м; x - расстояние от обогреваемой поверхности до рассматриваемой точки, м; r - относительное расстояние11.
Методика решения теплотехнической задачи огнестойкости центрифугированных железобетонных конструкций сводится к моделированию их прогрева в программном комплексе (далее - ПК) Ansys Workbench (при теплофизических характеристиках бетона по ТКП EN 1992-1-2-2009, стали по ТКП EN 1993-1-2-2009, граничных условиях по СН 2.01.03-
10 См. сноску 3.
11 См. сноску 3.
201912) и корректировке полученного температурного поля коэффициентами кнвг и кн. В случае воздействия по всему наружному периметру конструкции стандартного температурного режима пожара для решения теплотехнической задачи допускается использование адаптированной для центрифугированных железобетонных колонн формулы (8).
Проведенное моделирование прогрева испытанных колонн с учетом кн& и кн при воздействии реальных температур греющей среды, а также расчет по формуле (8) показали приемлемую сходимость полученных температур с экспериментальными (рис. 11).
900 800 700
(D
Н 200 100 0
10
15
20
25
30 35 Время т, мин а - колонна I
40
45
50
55
60
65
10
15
20
25
45
50
30 35 40 Время т, мин
Экспериментальные данные (внутренняя поверхность)
55
60
65
----Экспериментальные данные (арматура)
-Моделирование в Ansys (внутренняя поверхность)
----Моделирование в Ansys (арматура)
—■— Расчет по формуле (8) (внутренняя поверхность) - - Расчет по формуле (8) (арматура) б - колонна II
Рисунок 7. - Сопоставление экспериментальных и теоретических температур в сечении испытанных конструкций
Значения температур, полученные в ходе проведения теплотехнического расчета, в дальнейшем используются в статической части, которая решает задачу определения сопротивления колонн и статических усилий в заданный момент времени огневого воздействия.
Продольные усилия и изгибающие моменты от внешнего воздействия в поперечных сечениях колонн в начальных условиях определялись путем проведения статического расчета смоделированной рамы в ПК ЛИРА-САПР 2013 R5 (рис. 8). В модели учитывались фак-
0
5
0
5
12 Воздействия на конструкции. Общие воздействия. Воздействия для определения огнестойкости: СН 2.01.032019. - Введ. 01.01.10 (с отменой ТКП EN 1991-1-2-2009 (02250)). - Минск: Минстройархитектуры, 2020. - 43 с.
тическое расположение статической нагрузки на плите перекрытия, собственный вес элементов и их механические характеристики. При этом значения изгибной жесткости использованы с коэффициентами 0,4 для колонн и 0,3 - для плиты13.
Продольная сила NEd.fi в процессе испытаний принята неизменной и равной 183 кН (среднее среди значений во всех сечениях). Суммарный изгибающий момент в заданном сечении колонн MEd.fi от внешнего воздействия был изменчивым в процессе огневых испытаний (задача 2) и определялся по формуле:
где во - эксцентриситет продольной силы относительно центра тяжести сечения колонн в начальных условиях, м; Ща - коэффициент, учитывающий влияние продольного изгиба колонны на ее несущую способность, м; в0 - случайный эксцентриситет, принятый равным 0,02 м14; вf - эксцентриситет продольной силы относительно центра тяжести приведенного сечения колонны, обусловленный ее поворотом вследствие прогиба плиты при пожаре, м; вг - эксцентриситет от огневого воздействия (температурный), принятый равным 0 при всестороннем обогреве15 [9].
Поскольку во время испытаний разрушение колонны II началось в пределах средней трети ее длины, значения изгибающего момента и продольного усилия для определения во выбраны из сечения в средней трети длины колонны, в котором изгибающий момент максимален.
Так как железобетонная шпонка на протяжении всего времени испытаний являлась составной частью плиты (ее среза не произошло), значения вf для каждой из опытных колонн определялись из геометрических соображений (рис. 9).
Перемещения плиты .и ./к/,./ш во время испытаний взяты из работы [14].
При определении несущей способности колонн руководствовались результатами исследований внецентренно сжатых элементов кольцевого сечения [15], которые получили распространение в ТНПА16, 17. Значения механических характеристик бетона и арматуры
13 Бетонные и железобетонные конструкции: СП 5.03.01-2020. - Введ. 01.07.03 (с отменой на территории Респ. Беларусь СНиП 2.03.01-84 и СНБ 5.03.01-02). - Минск: Минстройархитектуры, 2020. - 244 с.
14 См. сноску 13.
15 См. сноску 5.
16 Руководство по проектированию, изготовлению и применению железобетонных центрифугированных конструкций кольцевого сечения // Науч.-исслед. ин-т бетона и железобетона Госстроя СССР. М.: Стройиздат,
17 Бетонные и железобетонные конструкции. Основные положения: СП 63.13330.2018 - Введ. 20.06.19. - М.: Минстрой России, 2018. - 150 с.
со5стденный вес колонн (0,22т/м)
ж
Рисунок 8. - Модель рамы для статического расчета
(9)
1979. - 144 с.
взяты из ТКП EN 1992-1-1-200918 исходя из их класса, а характер изменения механических характеристик с ростом температуры - из ТКП EN 1992-1-2-200919. В статической части расчета при использовании зонного метода была учтена неоднородность механических характеристик центрифугированного бетона в поперечном сечении конструкции введением поправочного коэффициента ксог при определении приведенного коэффициента снижения прочности бетона на сжатие кс:
к с - —
n
1 -—1-Х с, -Ко,г -М*), (10)
V П ) 1=1
где п - количество зон; о - доля площади 1-й зоны от общей площади сечения бетона.
а,
н
g С\|
I
А.
"777777
1500
3000
а,
'—I \ I
т
3000
9000
\ е„,
1500
Рисунок 9. - Схема рамы к определению в/
Коэффициент ксог определяется следующим образом [4]:
к = к- к ,
(11)
где кг - коэффициент, учитывающий различие в ко(в) по сечению конструкции при заданной температуре, определяемый исходя из формулы (3):
kt - 1 + 6,25b -(S - 0,5)-tg^),
(12)
кр - коэффициент, учитывающий различие прочности центрифугированного бетона по сечению конструкции в нормальных условиях, определяемый из формулы (2):
к„ - 0,975- 2,3b + 4,6bS.
(13)
Сопротивление испытанных колонн изгибающему моменту и действующие изгибающие моменты в заданные моменты времени испытаний, рассчитанные с учетом структурных и конструктивных особенностей центрифугированных железобетонных конструкций и без данного учета, представлены на рисунке 10.
Поскольку при проведении натурных испытаний центрифугированных железобетонных колонн под совместной температурно-силовой нагрузкой (задача 2) разрушение колонны II привело к обрушению всего испытуемого фрагмента, анализ результатов расчета проведем на ней (табл. 2).
18 Еврокод 2. Проектирование железобетонных конструкций. Часть 1-1. Общие правила и правила для зданий: ТКП EN 1992-1-1-2009 (02250). - Введ. 10.12.09. - Минск: Мин-во архитектуры и стр-ва Респ. Беларусь, 2010. -207 с.
19 См. сноску 4.
Время т, мин а - колонна I
Время т, мин
—•—Метод изотермы без поправок —о—Метод изотермы с поправками
—■— Зонный метод без поправок --Зонный метод с поправками
—*— Статическое воздействие без учета поправок —а— Статическое воздействие с учетом поправок
б - колонна II
Рисунок 10. - Сопротивление центрифугированных железобетонных колонн и действующие изгибающие моменты на них во время огневых испытаний
Таблица 2. - Результаты расчетов предела огнестойкости испытанных центрифугированных железобетонных колонн
Метод расчета Предел огнестойкости, мин Отклонение результатов расчета от эксперимента, %
Расчет Эксперимент
Зонный метод с поправками 70,1 68,25-0,005 2,7
Зонный метод без поправок 78,3 14,7
Метод изотермы с поправками 67,8 -0,7
Метод изотермы без поправок 97,4 42,7
Примечание. Знак «-» указывает на отклонение в меньшую сторону от экспериментального значения, отсутствие знака - в большую.
Расчет предела огнестойкости центрифугированных железобетонных колонн традиционными методами не обеспечивает соответствующей безопасности при пожаре (табл. 2). Вместе с тем расчетное значение предела огнестойкости, полученное зонным методом с учетом конструктивных и структурных особенностей центрифугированных железобетонных конструкций, больше экспериментального всего на 2,7 %, а предел огнестойкости, рассчитанный методом изотермы с учетом поправок в теплотехнической части, вовсе оказался
ниже экспериментального на 0,7 %. Различие связано с пренебрежением температурным эксцентриситетом в формуле (9) и изгибающими моментами в сечении колонн, возникающими вследствие температурного расширения плиты.
Задача 4. Во время огневых испытаний (задача 2) доля пара, образующегося из физически и химически связанной воды в бетоне при нагреве конструкций, попадала во внутреннюю замкнутую полость колонн. Нагрев колонн и паровоздушной смеси (далее - ПВС) в их полости сопровождался ростом ИД в ней [6]. ИД ПВС в полости колонн по сравнению с приведенным сопротивлением бетона растяжению пренебрежимо мало, и оно не привело к преждевременной потере колоннами своей несущей способности при пожаре. В связи с этим в расчетах огнестойкости данное явление допустимо не учитывать.
В процессе анализа экспериментальных данных были выявлены причины отсутствия ХР бетона в центрифугированных железобетонных колоннах кольцевого сечения при проведении огневых испытаний:
- повышение газопроницаемости бетона при нагреве колонн (в нормальных условиях она составляет 0,8 МПа) (способствуют температурные деформации и трещинообразование в колоннах);
- наличие негерметичности в области сопряжения смежных конструкций (вследствие их деформирования);
- большая площадь поверхности (помимо внешней поверхности имеется внутренняя) по сравнению с конструкциями сплошного сечения (происходит усиленная фильтрация образующегося пара, что приводит к более интенсивному снижению давления в порах и капиллярах бетона);
- более эффективное перераспределение усилий в конструкциях кольцевого сечения (не образуются чрезмерно прогретые зоны подобно углам конструкций прямоугольного сечения);
- неоднородная структура бетона в поперечном сечении колонн (увеличение прочности бетона и снижение водосодержания от внутренней поверхности к периферии).
На основании экспериментальных исследований неоднородности центрифугированного бетона (задача 1) и теоретических исследований ряда характеристик, входящих в критерий ХР бетона по В.В. Жукову20, 21, была получена зависимость поправочного коэффициента Т^с для оценки данного критерия в центрифугированных железобетонных конструкциях различной толщины:
(0,975 + 2,24b - 2,3m)0,3 • (1 - 6,2b + 6,15m) (1,002 + 0,56b -0,6m)0,13 • (0,98 - 4,73b + 4,72m)
(14)
где т - толщина защитного слоя бетона, м.
Определенные по формуле (14) значения Тж для серии центрифугированных железобетонных колонн оказались меньше 1 (табл. 3), что свидетельствует о сниженной склонности центрифугированного бетона к ХР при пожаре по отношению к вибрированному бетону.
Толщина конструкции Ь, мм 50 60 80 100 120
Толщина защитного слоя бетона т, мм 10 20 10 25 12 34 12 44 14 53
Коэффициент Ты 0,97 0,98 0,95 0,97 0,91 0,95 0,84 0,93 0,75 0,91
Примечание. Промежуточные значения Tsc определяются линейной интерполяцией.
Задача 5. Решение задач 1-3 позволило разработать методику расчета пределов огнестойкости центрифугированных железобетонных колонн (рис. 17), которая учитывает:
20 См. сноску 4.
21 См. сноску 5.
T
sc
sc
- неоднородность характеристик центрифугированного бетона в поперечном сечении изделий, способствующую более скорому прогреву сечения [11] и снижению механических показателей бетона [4];
- наличие воздушной полости в изделиях, которая позволяет практически всему количеству теплоты, получаемой конструкцией при пожаре, аккумулироваться в сплошной части структуры конструкции [13];
- тонкостенность изделия, способствующая более раннему наступлению трещинооб-разования в конструкции и вследствие этого усиливающемуся прогреву [6].
« н
V
т
о «
а
л н
о «
т
к
«
5Й
о ^
т =
X
*
н о
ч с
« н
V
т
о «
а
л н
о «
т
к
«
ы
U V
т
S
н «
н
Установление основных геометрических параметров конструкции (D, a, b, la Ic, Is)
Деление поперечного сечения конструкции на равные по толщине зоны и определение их относительных толщин (ё)
Л
- ------^------ -
Установление физических и теплофизических характеристик бетона и арматуры (рс(в), ps, 1с(в), As(6), ср.с(в), cp.s(6), Wc)
и
Определение расчетного времени стандартного огневого воздействия rstf
н
Определение значений коэффициента ускорения прогрева сечения конструкции за счет неоднородности центрифугированного бетона к/,е1
Определение значений коэффициента к^ы, учитывающего увеличение температур в сечении полых железобетонных конструкций
Моделирование прогрева в программном комплексе
Расчет температур по методике ТКП 45-2.02-110
Определение значений коэффициента ускорения прогрева сечения тонкостенной конструкции вследствие трещинообразования кц,
Расчет температурного поля в конструкции {{вп,})
Установление физико-механических характеристик бетона и арматуры (fch kc(6),fyk, к „(в), Ест, ßc(8), Es, ßs(8))
Ч
Определение значений коэффициента ксог, учитывающего неоднородность прочностных свойств центрифугированного бетона при высокотемпературном нагреве
Расчет внутренних усилий в конструкции с учетом эффектов 2-го рода и взаимодействия с примыкающими элементами здания при пожаре (А^щ/;, МEd.fi)
Расчет сопротивления конструкции с учетом эффектов 2-го рода и взаимодействия с примыкающими элементами здания при пожаре (А^,/;, А/ад/;)
Наступление предела Нет ^ NRf > Ngdfi ^ х Да
огнестойкости \MRJfi > MEdfi
Tst.f = Tst.f + klstf
Рисунок 11. - Методика расчета пределов огнестойкости центрифугированных железобетонных колонн 152 Journal of Civil Protection, Vol. 5, No. 2, 2021
При оценке пределов огнестойкости центрифугированных железобетонных колонн в соответствии с разработанной методикой используется зонный метод или метод изотермы 500 °С.
Проведенный с использованием зонного метода расчет пределов огнестойкости серии колонн22 (коэффициент условий закрепления конструкции не более 0,7) при различном коэффициенте использования их несущей способности щ позволил свести полученные результаты в таблицу 4.
Таблица 4. - Предел огнестойкости центрифугированных железобетонных колонн
5 5 Коэффициент использования несущей способности ц
Диаметр D, м S -о" 0,15 0,3 0,5 0,7
Расстояние до оси арматуры с, мм
S о н 20-21* 25-27* © m 5 3 © 5 4 © ич ич ич © (N 1 0 2 25-27* 0 3 «ч m © «Ч 0 5 «ч «ч © (N 1 0 2 25-27* 0 3 «Ч m © «ч © «ч «ч «ч © (N 1 0 2 25-27* © m «ч m 0 4 «ч © «ч «Ч «ч ©
о о m 50 R45 R45 R45 R30
60 R60 R60 R45
50 R45 R45 R45 R30
О о 60 R60 R45
70 R60 R60
80 R90 R90 R60
50 R45 R45 R45 R30
о о ич 60 R60 R45
70 R60 R45
80 R90 R90 R60
60 R60 R45 R45
70
R60
о о ю 80 R90 R60
90 R90 R90 R60
100 R120 R120 R90
60 R60 R45 R45
70
о о 80 R90 R60 R60
90 R120 R90 R90 R60
100 R120 R90
60 R60 R45
70
80 R90 R60 ■ R60
© © 00 90 R120
100 R90 R90 R60 ■
110 R150 R120 R120 R90 ■
120 R180 R150 R150 R120
80 R90 R60
90 R120
© © 100 R90 R60 R90 R60
110 R150 R120 R120 R90
120 R180 R150 R150 R120
Примечание. * - обеспечивается выполнением требований2
22 См. сноску 16.
23 См. сноску 13.
24 См. сноску 16.
По таблице 4 без проведения расчета можно оценить предел огнестойкости центрифугированных железобетонных колонн, а также установить параметры данных изделий, позволяющие обеспечить требуемый предел огнестойкости (табличный метод).
Заключение
Основные результаты работы заключаются в следующем:
1. Разработана методика и выполнены исследования физико-механических свойств центрифугированного бетона в нормальных условиях и при высокотемпературном нагреве. Произведена оценка неоднородности физико-механических свойств центрифугированного бетона по сечению готового изделия в заводских условиях с учетом его толщины. Выявлено различие в относительном изменении физико-механических характеристик бетона при нагреве в зависимости от его расположения в поперечном сечении конструкции.
2. Установлены экспериментальные зависимости коэффициента условий работы центрифугированного бетона при пожаре. Стойкость центрифугированного бетона при нагреве изменяется от наружной к внутренней поверхности готового изделия. Более низкая стойкость к температурам до 700 °С характерна для внутренних слоев. При более высоких температурах они более стойки из-за меньшего содержания в своей структуре крупного заполнителя. Исчерпание прочности центрифугированного бетона на сжатие в периферийных слоях происходит при температуре, не превышающей 800 °С.
3. Разработана методика и проведены натурные испытания центрифугированных железобетонных колонн под совместной температурно-силовой нагрузкой (в составе фрагмента здания, выполненного по каркасной конструктивной схеме). Экспериментально установлена схема разрушения внецентренно-сжатых центрифугированных железобетонных колонн при пожаре, а также изучено их поведение при пожаре. Получены экспериментальные данные по прогреву центрифугированных железобетонных колонн кольцевого сечения, подверженных огневому воздействию (близкому к стандартному) по всему наружному периметру, а именно: зависимости температур арматуры и бетона на внутренней поверхности конструкций от времени. Выявлено, что стенки колонн в месте узлового соединения с плитой перекрытия (примыкание монолитной железобетонной шпонки) имеют более низкую скорость прогрева. При этом зафиксированы экспериментальные значения температуры и избыточного давления газовой среды в полости данных колонн в процессе огневого воздействия.
4. Выявлена экспериментально и подтверждена теоретически сниженная склонность центрифугированного бетона к хрупкому взрывообразному разрушению при пожаре по отношению к вибрированному бетону. Усовершенствована для центрифугированных железобетонных конструкций методика оценки возможности наступления хрупкого взрывообраз-ного разрушения бетона при пожаре, предложенная В.В. Жуковым.
5. Решены теплотехническая и статическая задачи огнестойкости центрифугированных железобетонных колонн, в том числе с применением метода конечных элементов в программно-вычислительных комплексах Ansys Workbench и ЛИРА-САПР. Установлены влияние неоднородности центрифугированного бетона в поперечном сечении изделий на их прогрев и снижение механических показателей бетона, а также влияние воздушной полости и тонкостенности изделий на их прогрев и несущую способность. Выявлено, что зонный метод и метод изотермы 500 °С, учитывающие особенности данных конструкций, допустимо применять при оценке их огнестойкости, а игнорирование указанных особенностей небезопасно с точки зрения обеспечения пожарной безопасности.
6. Разработана методика расчета пределов огнестойкости центрифугированных железобетонных колонн, которая учитывает структурные и конструктивные особенности данных изделий путем использования соответствующих поправочных коэффициентов. Разработан табличный метод определения пределов огнестойкости серии центрифугированных железобетонных колонн.
ЛИТЕРАТУРА
1. Шагая в ногу со временем / В.Г. Казачек [и др.] // Вестн. Полоцк. гос. ун-та. - 2014. - № 16. -С.111-113.
2. Исследование физико-механических свойств центрифугированного бетона / И.И. Полевода [и др.] // Наука и техника. - 2019. - Т. 18, № 4. - С. 319-329. DOI: 10.21122/2227-1031-2019-18-4319-329.
3. Нехань, Д.С. Физические и теплофизические характеристики центрифугированного бетона в тонкостенных конструкциях / Д.С. Нехань // Актуальные проблемы и тенденции развития техносфер-ной безопасности в нефтегазовой отрасли: материалы III Междунар. науч.-практ. конф., Уфа, 2 дек. 2020 г. / ФГБОУ ВО «Уфимский гос. нефтяной техн. ун-т». - Уфа, 2020. - С. 25-27.
4. Полевода, И.И. Поведение центрифугированного бетона при пожаре / И.И. Полевода, Д.С. Нехань, Д.С. Батан // Вестник Университета гражданской защиты МЧС Беларуси. - 2018. - Т. 2, № 4. - С. 455-469. DOI: 10.33408/2519-237X.2018.2-4.455.
5. Исследования температуры газовой среды при проведении натурных огневых испытаний строительных конструкций / Д.С. Нехань [и др.] // Вестник Университета гражданской защиты МЧС Беларуси. - 2020. - Т. 4, № 2. - С. 130-141. DOI: 10.33408/2519-237X.2020.4-2.130.
6. Полевода, И.И. Результаты натурных огневых испытаний центрифугированных железобетонных колонн кольцевого сечения / И.И. Полевода, Д.С. Нехань // Вестник Университета гражданской защиты МЧС Беларуси. - 2020. - Т. 4, № 2. - С. 142-159. DOI: 10.33408/2519-237X.2020.4-2.142
7. Огнестойкость зданий / В.П. Бушев [и др.]; под общ. ред. В.А. Пчелинцева. - М.: Стройиздат, 1970. - 262 с.
8. Милованов, А.Ф. Стойкость железобетонных конструкций при пожаре / А.Ф. Милованов. - М.: Стройиздат, 1998. - 304 с.
9. Яковлев, А.И. Расчет огнестойкости строительных конструкций / А.И. Яковлев. - М.: Стройиздат, 1988. - 143 с.
10. Полевода, И.И. Определение параметров теплообмена между внутренней поверхностью железобетонных колонн кольцевого сечения и газовой средой в их полости для решения теплотехнической задачи огнестойкости / И.И. Полевода, Д.С. Нехань // Пожарная и аварийная безопасность: сб. материалов XV Междунар. науч.-практ. конф., посв. 30-й годовщине МЧС России, Иваново, 17-18 нояб. 2020 г. / ФГБОУ ВО Ивановская пожарно-спасательная академия ГПС МЧС России. -Иваново, 2020. - C. 349-352.
11. Полевода, И.И. Решение теплотехнической задачи огнестойкости центрифугированных железобетонных колонн / И.И. Полевода, Д.С. Нехань // Пожаровзрывобезопасность. - 2021. - Т. 30, № 2. - С. 49-70. DOI: 10.22227/PVB.2021.30.02.49-70.
12. Нехань, Д.С. Огнестойкость сжато-изгибаемых центрифугированных железобетонных конструкций / Д.С. Нехань, И.И. Полевода // Обеспечение безопасности жизнедеятельности: проблемы и перспективы: сб. материалов XV Междунар. науч.-практ. конф. молодых ученых, Минск, 7-8 апр. 2021 г. / Ун-т гражданской защиты МЧС Беларуси. - Минск, 2021. - С. 211-213.
13. Нехань, Д.С. Расчет температурного поля в сечении полых железобетонных колонн, обогреваемых по всему наружному периметру / Д.С. Нехань // Актуальные проблемы и инновации в обеспечении безопасности: сб. материалов Всероссийской науч.-практ. конф., посв. 30-летию МЧС России, Урал, 14-16 дек. 2020 г. / ФГБОУ ВО Уральский ин-т ГПС МЧС России. - Екатеринбург, 2021. - C. 122-127.
14. Результаты натурных огневых испытаний железобетонного монолитного перекрытия в составе экспериментального фрагмента каркасного здания / В.А. Кудряшов [и др.] // Вестник Университета гражданской защиты МЧС Беларуси. - 2021. - Т. 5, № 1. - С. 49-66. DOI: 10.33408/2519-237X.2021.5-1.49
15. Баташев, В.М. Прочность, трещиностойкость и деформации железобетонных элементов с многорядным армированием. - Киев: Будiвельник, 1978. - 120 с.
16. Нехань, Д.С. Вплив надлишкового тиску газового середовища в порожнини центрифугованих залiзобетонних конструкцш на !х несучу здатшсть при пожежi / Д.С. Нехань, I.I. Полевода // Теорiя i практика гасшня пожеж та лшвщацп надзвичайних ситуацш: матерiали XII Мiжнар. науково-практ. конф., Черкаси, 8-9 квь 2021 г. / Черкаський ш-т пожежно! безпеки iм. Геро!в Чорнобиля Нацюнального ун-ту цившьного захисту Укра!ни: редкол. - Черкаси, 2021. - C. 201-203.
Огнестойкость центрифугированных железобетонных колонн Fire resistance of spun reinforced concrete columns
Полевода Иван Иванович
кандидат технических наук, доцент
Государственное учреждение образования «Университет гражданской защиты Министерства по чрезвычайным ситуациям Республики Беларусь», начальник университета
Адрес: ул. Машиностроителей, 25, 220118, г. Минск, Беларусь e-mail: ip@ucp.by ORCID: 0000-0003-2469-3553
Ivan I. Palevoda
PhD in Technical Sciences, Associate Professor
State Educational Establishment «University of Civil Protection of the Ministry for Emergency Situations of the Republic of Belarus», Head of University
Address: ul. Mashinostroiteley, 25,
220118, Minsk, Belarus e-mail: ip@ucp.by ORCID: 0000-0003-2469-3553
Нехань Денис Сергеевич
Государственное учреждение образования «Университет гражданской защиты Министерства по чрезвычайным ситуациям Республики Беларусь», кафедра пожарной безопасности, преподаватель
Адрес: ул. Машиностроителей, 25, 220118, г. Минск, Беларусь e-mail: denis_nechany@mail.ru ORCID: 0000-0001-7838-4663
Denis S. Nekhan '
State Educational Establishment «University of Civil Protection of the Ministry for Emergency Situations of the Republic of Belarus», Chair of Fire Safety, Lecturer
Address: ul. Mashinostroiteley, 25,
220118, Minsk, Belarus e-mail: denis_nechany@mail.ru ORCID: 0000-0001-7838-4663
DOI: https://doi.org/10.33408/2519-237X.2021.5-2.139
FIRE RESISTANCE OF SPUN REINFORCED CONCRETE COLUMNS
Palevoda I.I., Nekhan' D.S.
Purpose. On the basis of experimental and theoretical studies to study the fire resistance of reinforced concrete columns made by spinning.
Methods. Experimental and theoretical studies of physical, mechanical and thermophysical characteristics of spun concrete under normal conditions and at high temperature heating. Full-scale test of spun reinforced concrete columns under joint temperature and static loads. Analytical solution of thermal and static problem of fire resistance of spun reinforced concrete columns. Simulating based on Ansys Workbench and LIRA-SAPR platforms.
Findings. The difference in the physical and mechanical characteristics of spun concrete in the cross-section of structures of a given thickness under normal conditions, as well as the difference in their relative change during high-temperature heating are revealed. Experimental dependences of working factor conditions of spun concrete at a fire have been established. A reduced tendency of spun concrete to brittle explosive destruction at a fire was revealed in relation to vibrated concrete. The influence of the heterogeneity of centrifuged concrete in the cross-section of the products, the thinness of the walls and the air cavity of the products on their fire resistance has been established. The destruction mechanism of spun reinforced concrete columns in case of fire has been established experimentally, and their behavior in case of fire has been studied. A reduced tendency of spun concrete to explosive destruction at a fire was revealed in relation to vibrated concrete. A method for calculating fire resistance limits of spun reinforced concrete columns has been developed. A tabular method for estimating the fire resistance of a series of spun reinforced concrete columns has been developed.
Application field of research. The results of the study can be used for the estimation of fire resistance limits of spun concrete columns, as well as for the development of amendments to technological regulations in the field of estimation of fire resistance of spun concrete structures.
Keywords: spun concrete, coefficient of concrete working conditions in case of a fire, full-scale fire tests, fire resistance limit, calculation method, static calculation, heat engineering calculation, brittle explosive destruction of concrete.
(The date of submitting: April 27, 2021) REFERENCES
1. Kazachek V.G., Lazovskij D.N., Rak N.A., Tur V.V. Shagaya v nogu so vremenem [Keeping pace with the times]. VestnikPolockogo gosudarstvennogo universiteta, 2014. No. 16. Pp. 111-113. (rus)
2. Palevoda I.I, Zhamoydik S.M., Nekhan' D.S., Batan D.S. Issledovanie fiziko-mekhanicheskikh svoystv tsentrifugirovannogo betona [Study of Physical and Mechanical Properties of Centrifuged Concrete]. Science and Technique, 2019. Vol. 18, No. 4. Pp. 319-329. (rus). DOI: 10.21122/2227-1031-2019-184-319-329.
3. Nekhan' D.S. Fizicheskie i teplofizicheskie kharakteristiki tsentrifugirovannogo betona v tonkostennykh konstruktsiyakh [Physical and thermal characteristics of spun concrete in thin-walled structures]. Proc. IIIIntern. scientific-practical conf. «Aktual'nye problemy i tendentsii razvitiya tekhnosfernoy bezopas-nosti v neftegazovoy otrasli», Ufa, December 2, 2020. Ufa State Petroleum Technical University. Ufa, 2020. Pp. 25-27. (rus)
4. Palevoda I.I, Nekhan' D.S., Batan D.S. Povedenie tsentrifugirovannogo betona pri pozhare [Behavior of Centrifuged Concrete in Case of Fire]. Journal of Civil Protection. 2018. Vol. 2, No. 4. Pp. 455-469. (rus). DOI: 10.33408/2519-237X.2018.2-4.455.
5. Palevoda I.I, Nekhan' D.S., Batan D.S. Issledovaniya temperatury gazovoy sredy pri provedenii naturnykh ognevykh ispytaniy stroitel'nykh konstruktsiy [Temperature studies of the gaseous medium during full-scale fire tests of building constructions]. Journal of Civil Protection. 2020. Vol. 4, No. 2. Pp. 130-141. (rus). DOI: 10.33408/2519-237X.2020.4-2.130.
6. Palevoda I.I., Nekhan' D.S. Rezul'taty naturnykh ognevykh ispytaniy tsentrifugirovannykh zhelezobet-onnykh kolonn kol'tsevogo secheniya [Results of full-scale fire test of spun reinforced concrete columns of annular section]. Journal of Civil Protection, 2020. Vol. 4. No. 2. Pp. 142-159. (rus). DOI: 10.33408/ 2519-237X.2020.4-2.142.
7. Bushev V.P., Pchelintsev V.A., Fedorenko V.S., Yakovlev A.I. Ognestoykost'zdaniy [Fire resistance of buildings]. Moscow: Stroyizdat, 1970. 262 p. (rus)
8. Milovanov A.F. Stoykost'zhelezobetonnykh konstruktsiy pripozhare [Resistance of reinforced concrete structures in case of fire]. Moscow: Stroyizdat, 1998. 304 p. (rus)
9. Yakovlev A.I. Raschet ognestoykosti stroitel'nykh konstruktsiy [Calculation of fire resistance of building structures]. Moscow: Stroyizdat, 1988. 143 p. (rus)
10. Palevoda I.I., Nekhan' D.S. Opredelenie parametrov teploobmena mezhdu vnutrenney poverkhnost'yu zhelezobetonnykh kolonn kol'tsevogo secheniya i gazovoy sredoy v ikh polosti dlya resheniya tep-lotekhnicheskoy zadachi ognestoykosti [Determination of heat transfer parameters between the inner surface of annular-section columns and gaseous medium in their hollow for solving the thermal problem of fire resistance]. Proc. XVIntern. scientific-practical conf. «Pozharnaya i avariynaya bezopasnost'», Ivanovo, November 17-18, 2020. Ivanovo Academy of the State Fire Service EMERCOM of Russia. Ivanovo, 2020. Pp. 349-352. (rus)
11. Palevoda I.I., Nekhan' D.S. Resheniye teplotekhnicheskoy zadachi ognestoykosti tsentrifugirovannykh zhelezobetonnykh kolonn [A solution to the thermal problem of fre resistance of spun reinforced concrete columns]. Fire and Explosion Safety, 2021. Vol. 30. No. 2. Pp. 49-70. (rus). DOI: 10.22227/PVB.2021. 30.02.49-70.
12. Nekhan' D.S., Palevoda I.I. Ognestoykost' szhato-izgibaemykh tsentrifugirovannykh zhelezobetonnykh konstruktsiy [Fire resistance of compressed-bend spun reinforced concrete structures]. Proc. XVIntern. scientific-practical conf. «Obespechenie bezopasnosti zhiznedeyatel'nosti: problemy i perspektivy», Minsk, April 7-8, 2021. University of Civil Protection of the MES of the Republic of Belarus. Minsk, 2021. Pp. 211-213. (rus)
13. Nekhan' D.S. Raschet temperaturnogo polya v sechenii polykh zhelezobetonnykh kolonn, obogrevae-mykh po vsemu naruzhnomu perimetru [Calculation of the temperature of hollow reinforced concrete columns heated along the entire outer perimeter]. Proc. All-Russian scientific-practical conf. «Aktual'nye problemy i innovatsii v obespechenii bezopasnosti», Ural, December 14-16, 2020. Ural Institute of State Fire Service EMERCOM of Russia. Ekaterinburg, 2021. Pp. 122-127. (rus)
14. Kudryashov V.A., Zhamoydik S.M., Kurachenko I.Yu., Nguyen T.K. Rezul'taty naturnykh ognevykh ispytaniy zhelezobetonnogo monolitnogo perekrytiya v sostave eksperimental'nogo fragmenta kar-kasnogo zdaniya [Results of full-scale fire tests of the monolithic reinforced concrete slab as part of a fragment of a frame building]. Journal of Civil Protection. 2021. Vol. 5, No. 1. Pp. 49-66. (rus). DOI: 10.33408/2519-237X.2021.5-1.49.
15. Batashev V.M. Prochnost', treshchinostoykost' i deformatsii zhelezobetonnykh elementov s mnogor-yadnym armirovaniem [Strength, crack resistance and deformation of reinforced concrete elements with multi-row reinforcement]. Kiev: Budivel'nik, 1978. 120 p. (rus)
16. Nekhan' D.S., Palevoda I.I. Vpliv nadlishkovogo tisku gazovogo seredovishcha v porozhnini tsentrifu-govanikh zalizobetonnikh konstruktsiy na i'kh nesuchu zdatnist' pri pozhezhi [Influence of excess pressure of gaseous medium in cavities of centrifuged reinforced concrete structures on their bearing capacity in case of fire]. Proc. XII Intern. scientific-practical conf. «Teoriya i praktika gasinnya pozhezh ta likvidatsii nadzvichaynikh situatsiy», Cherkasy, April 8-9, 2021. Cherkasy Institute of Fire Safety named after the Heroes of Chernobyl of the National University of Civil Defense of Ukraine. Cherkasy, 2021. Pp. 201-203. (ukr)
