Оптимальное проектирование огнезащиты на основе математического моделирования ее работы в условиях пожара Текст научной статьи по специальности «Строительство и архитектура»

Огнезащита

УДК 614.841.1.001.57

ОПТИМАЛЬНОЕ ПРОЕКТИРОВАНИЕ ОГНЕЗАЩИТЫ НА ОСНОВЕ МАТЕМАТИЧЕСКОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ ЕЕ РАБОТЫ В УСЛОВИЯХ ПОЖАРА

В. Л. Страхов, А. М. Крутов

Научно-производственная фирма "ТЕПЛООГНЕЗАЩИТА"

Н. Ф. Давыдкин

Научно-производственный координационный центр "ИНТЕРСИГНАЛ"

При проектировании пассивной огнезащиты необходимо решать проблему достижения максимального огнезащитного эффекта при минимальной массе огнезащиты и стоимости огнезащитного материала. Созданы методы расчетов, позволяющие реализовать на практике индивидуальный подход к оптимизации состава, структуры и определению требуемых толщин огнезащиты для каждого конкретного объекта. Эти методы проверены путем сопоставления величин, полученных расчетным путем, с результатами испытаний фрагментов строительных конструкций с огнезащитой на огнестойкость по стандартным методикам. Результаты оптимизации использованы при проектировании пассивной огнезащиты на ряде уникальных объектов Москвы: подземном торговом комплексе на Манежной площади, теннисном центре в Новой Олимпийской деревне, подземных развязках 3-го транспортного кольца и др.

ВВЕДЕНИЕ

Огнезащита играет важную роль в системе обеспечения пожарной безопасности зданий и сооружений различного назначения. Она предназначена для снижения пожарной опасности и повышения пределов огнестойкости защищаемых объектов до требуемого уровня.

К числу объектов, для которых проблема эффективной огнезащиты имеет особенно большое значение, относятся:

• строительные конструкции с нормируемыми пределами огнестойкости (колонны, ригели, балки, плиты перекрытий, рамные конструкции);

• огнестойкие воздухо- и газоводы системы про-тиводымной защиты;

• кабельные проходки через огнестойкие строительные конструкции;

• резервуары с нефтепродуктами и сжиженными газами.

В условиях пожара перечисленные объекты подвергаются совместному действию силовых нагрузок и высокотемпературного нагрева. Температура воздействующей на них газовой среды может изменяться как по режиму реального пожара, так и

по стандартным режимам. Продолжительность огневого воздействия может достигать 2,5 ч и более. Характерные значения плотности теплового потока, падающего на поверхность объектов в условиях развитого пожара, составляют около 50 кВт/м2.

Защита объектов от огневого воздействия осуществляется следующими способами [3]:

1) обетонирование, оштукатуривание, обкладка кирпичом (конструктивный способ);

2) облицовка объекта огнезащиты плитными материалами или установка огнезащитных экранов на относе (конструктивный способ);

3) нанесение непосредственно на поверхность объекта огнезащитных покрытий (окраска, обмазка, напыление и т.п.);

4) пропитка подповерхностных слоев конструкций огнезащитным составом;

5) комбинированный (композиционный) способ, представляющий собой рациональное сочетание различных способов.

Основными компонентами средств огнезащиты являются*:

а) термостойкие заполнители:

- вермикулит вспученный и невспученный (сырье);

В некоторых случаях применяется однокомпонентная огнезащита (без связующего) в виде засыпок в полости или минеральной ваты из волокон, скрепленных силами естественного сцепления.

4=

- перлит вспученный и невспученный (сырье);

— керамзит;

- минеральные волокна из базальта, а также каолиновые, кремнеземистые и кварцевые волокна;

б) неорганические вяжущие вещества (воздушные, гидравлические и кислотоупорные):

— жидкое стекло натриевое;

— природный двуводный гипс и природный ангидрит;

— портландцемент;

— глиноземистый цемент;

- фосфатные вяжущие (растворы фосфатов и фосфорных кислот).

в) органические (полимерные) связующие:

- меламиноформальдегидная смола;

- аминосмолы и эпоксидные смолы в смеси с аминосмолами;

- латексы сополимеров хлористого винила с винилден хлоридом, бутадиена со стиролом и др.;

г) специальные добавки, усиливающие огнезащитную способность композиции, повышающие технологичность огнезащитного состава, увеличивающие прочность, адгезию и долговечность огнезащиты.

Поведение огнезащиты различных типов при огневом воздействии имеет следующие особенности.

Для огнезащиты из волокнистых или пористых термостойких материалов характерно поглощение и низкая интенсивность переноса теплоты теплопроводностью, конвекцией и излучением при сохранении исходной формы. Вспучивающиеся покрытия на органических связующих увеличивают свою толщину вследствие образования пенокок-са, который постепенно выгорает и в конце огневого воздействия может механически отрываться от конструкции. Для покрытий на минеральных вяжущих, содержащих в своем составе связанную воду, характерно выделение и перенос массы пара в слое пористого покрытия. Это приводит к блокированию теплового потока в защищаемую конструкцию и замедляет рост ее температуры. Композиционная огнезащита позволяет усилить физические эффекты блокирования теплового потока в защищаемую конструкцию, реализуемые при использовании "простых" способов огнезащиты.

При конструировании и отработке средств огнезащиты возникает проблема их оптимизации - обоснованного выбора таких материалов, состава, структуры, формы и размеров огнезащиты конкретного объекта, при которых достигается минимум ее массы и стоимости. Проектирование оптимальной огнезащиты осуществляется с использованием

адекватного натуре математического моделирования [1 - 8].

Разработанные авторами математические модели и методы расчетов основаны на рациональном сочетании численных решений задач тепломассо-переноса и механики с лабораторными и стендовыми испытаниями конструкций с огнезащитой, их фрагментов и образцов. Математические модели и методы расчета огнезащиты строительных конструкций подробно описаны в книге [3], огнестойких воздухо- и газоводов — в статьях [4, 5], кабельных проходок — в статье [6], резервуаров с нефтепродуктами — в докладе [7]. Основные положения универсальной методики расчета на огнестойкость строительных конструкций различных типов содержатся в книге [8].

Математические модели и созданные на их основе программные комплексы [9] позволяют учитывать:

а) особенности исполнения каждого конкретного объекта и условий его работы при вероятном пожаре;

б) действующие нагрузки и совместную работу огнезащиты с защищаемой конструкцией в условиях пожара, а также сложный тепломассообмен в системе "огнезащита - конструкция";

в) влияние состава и структуры огнезащиты на характеристики ее материала, используемые при проведении численных расчетов;

г) влияние высокотемпературного нагрева и термического разложения (дегидратации) на характеристики материалов;

д) выделение и сложный перенос массы пара в проницаемом пористом покрытии, сопровождающийся конденсацией и испарением;

е) вспучивание или усадку огнезащиты, выгорание и механический отрыв пенококса;

ж) пространственную неравномерность температурного поля, обусловленную сложной структурой и формой конструкций, наличием высокотеплопроводных элементов, отверстий и полостей.

Сущность разработанных математических моделей рассмотрим на примерах содержащего связанную воду покрытия Б1§пи1ап 3000 и композиционной (четырехслойной) огнезащиты, состоящей из аналогичного покрытия (наружный слой) и двух слоев термостойких базальтоволокнистых плит (внутренние слои), разделенных прослойкой из того же состава, что и состав наружного покрытия. Эти варианты огнезащиты отличаются сложным поведением при огневом воздействии, обусловленным выделением связанной воды.

ОСНОВНАЯ ЧАСТЬ

На расчетной схеме (рнс. 1) изображен наиболее общий режим работы содержащего связанную воду покрытия, когда внутри покрытия существуют три характерные зоны:

- испарения, ограниченная с одной стороны подвижной изотермой Ts (фронтом испарения конденсата) с подвижной координатой xs(t), а с другой — границей свободной поверхности покрытия с координатой xw(t);

- конденсации, расположенная между координатами xs(t) и xm(t);

- покрытия с полностью заполненными водой порами, расположенная между координатами

xm(t) и xb.

Текущие значения координаты xs(t) находятся в ходе численного решения задачи как координаты изотермы Ts = const. Значения скорости перемещения этой изотермы определяются численным дифференцированием функции xs(t). Текущие значения координаты xm(t) определяются из условия обращения в нуль пористости при достижении массовой долей конденсата своего максимального значения. Моменты появления или исчезновения указанных зон при численном решении задачи вводятся соответствующей логикой.

Поглощение теплоты при дегидратации скелета учитывается соответствующим слагаемым в уравнении теплопроводности в зоне дегидратации, а поглощение теплоты при испарении влаги, сконденсировавшейся в порах, — соответствующим слагаемым в граничном условии на фронте испарения. Выделение теплоты при конденсации учитывается соответствующими слагаемыми в уравнении теплопроводности для зоны конденсации и

e t.R

х»(0 0 х0(() хт(О ХЬ хс X

РИС.1. Расчетная схема стенки со вспучивающимся водо-содержащим огнезащитным покрытием на неорганической основе: 1 — огнезащитное покрытие; 2 — зона дегидратации; 3 — зона конденсации; 4 — зона насыщенного водой материала (нулевой пористости); 5 — защищаемая стенка; — — — начальное положение обогреваемой поверхности

покрытия;----линия растекания пара, выделяющегося в

зоне дегидратации; —--фронт испарения адсорбционной влаги;---наружная граница зоны насыщенного водой материала

условии на границе между зоной конденсации и зоной насыщенного водой материала.

Для вспучивающихся водосодержащих покрытий принимается допущение о том, что фронт испарения совпадает с нижней границей зоны вспучивания. В силу этого допущения вспучивание не влияет на коэффициент переноса пара в зоне конденсации.

Математическое описание процесса тепломас-сопереноса в слое покрытия, толщина которого значительно меньше двух других размеров, имеет следующий вид [3].

Уравнения нестационарной теплопроводности с краевыми условиями:

а) в зоне дегидратации и вспучивания

п ' 'дТ д Г. дтЛ

. „ „ dT

dX

+mxo(1 -Й u)Qz-г; (1)

dx

dt

%-bp

xw(t) < x < xs(t); xw(t) =J evdx; (2)

б) в зоне конденсации n ч ' 'dT d(. dT Л .„ „ dT ■

(1 - ф c )pccc =dx I ■x c ~dx I+mxcp ~dx+ c;(3)

xs (t) < x < xm (t);

(4)

в) в зоне насыщенного водой материала (нулевой пористости)

dT d

p = ^ z^- I;

dt dx

dT

dx

xm (t) < x < xb (t). Начальное условие:

T (x, 0) = T0 = ranst. Условие на обогреваемой поверхности: (a f - цгп"wc'p)(Tf -T„) +

+ Afct(T< -Tw4) = xf

Условие на фронте испарения:

(5)

(6) (7)

(8)

dT dx

dT

+ rP cwxs =-Х c d~ x-o dx

(9)

Условия на границе между зоной конденсации и зоной насыщенного водой материала:

o

а) для периода конденсации

дт

—л с -

д х

дт

+ гтс = —л 2 — дх

; (10)

б) для периода испарения

дт

—л с -

дх

дт

— гту = —л 2 — дх

. (11)

Условия на границе между покрытием и защищаемой конструкцией:

а) при наличии зоны насыщенного водой материала

дт

Л 2 —

дх

х=хь —0

=Л дТ

Л т

дх

(12)

х=хь +0

б) при отсутствии зоны насыщенного водой материала

дт

Л с — дх

х=хь —0

=. дТ

Л т

дх

(13)

х=хь +0

Условия на необогреваемой поверхности:

Л дТ

Л т

дх

= а е (Тс0 — Те) + Леа(Гс40 — Ге4)

или

дТ

дх

= 0.

(14)

Замыкающие соотношения к записанным выше уравнениям нестационарной теплопроводности с краевыми условиями имеют следующий вид [3].

Объемная скорость выделения массы при конденсации определяется из соотношений:

д

* с =х- —к дх

Б

Ар, дТ

АТ дх

Ар, 0,6032 • 106

АТ (Т — 35)2

ехр I 18,681 —

4105 Т — 35

(15)

Для материалов с относительно небольшой исходной пористостью, к числу которых относится большинство водосодержащих материалов на неорганической основе, влияние заполнения пор конденсатом на коэффициент переноса пара учитывается с помощью соотношения:

К0 = к 0 ф 32Т.

(16)

Входящая в формулу (16) пористость материала в зоне конденсации определяется с учетом постепенного заполнения пор конденсатом из соотношений:

Фс = Ф^ — ^Р<)/Р1; Ф^ = 1 — Р0/Р0. (17)

Приращение влагосодержания в каждой точке пористой зоны конденсации находится из решения дифференциального уравнения, выражающего закон сохранения массы:

дм ■

Р 0^7 =* с. дt

(18)

Максимальное значение массовой доли воды, которая может сконденсироваться внутри пористого материала с известной пористостью, определяется по формуле:

мтах = Ф* Р1/Р

0

(19)

Плотность потока пара в зоне конденсации, входящая в уравнение (3), определяется из соотношения:

т"х = тс(x, t) = — КБ

Ар^ Т

АТ д х'

(20)

Выражение для определения координаты линии растекания пара*, полученное из соответствующего условия баланса массы, имеет вид:

г дх дТ

Пс (х,, t) = |Р 0(1 — й /и х. (21)

дТ д х

т

х0

Плотность потока пара в зоне дегидратации, входящая в уравнение (1), определяется из соотношений:

а) для потока пара, направленного налево (см. рис. 1) к выходу из покрытия:

т х = — |

х0

х дх дТ

1р0(1 — й /их пРи^х ^х0; (22)

дТ д х

б) для потока пара, направленного направо (см. рис. 1) в зону конденсации:

т'х =+}р0(1 — й /и)Ах прих0 ^х ^х,. (23)

дТ д х

х0

Массовая скорость конденсации пара на непроницаемой поверхности металла и насыщенного водой слоя определяется из соотношения (23) при

* Одна часть выделяющегося в зоне дегидратации пара движется налево от линии растекания (см. рис. 1) к выходу из покрытия, а другая — направо в зону конденсации.

х = хт. Массовая скорость испарения конденсата из зоны насыщенного водой материала после достижения этой границы фронтом испарения определяется из условия (11).

Степень завершенности процесса термического разложения (дегидратации) материала рассчитывается по экспериментальным значениям относительной массы представительного образца малых размеров т(Т) = т(Т)/т0 (где т, т0 — текущее и начальное значения массы), определяемым методом термогравиметрии, с помощью соотношения:

X(T) =

m(T) - m(1000° C) 1 - «(1000° C) '

(24)

Выражения для относительной деформации вспучивания и усадки имеют вид

= кг х; =ß i х".

(25)

Формула для коэффициента лучистого теплообмена между газовой средой аварийного помещения или огневой печи и поверхностью огнезащиты:

Af = 1

с \

-V-+—-1

Vе f - w

(26)

Формулы для расчета теплофизических характеристик и пористости материала в зоне дегидратации имеют вид [3]:

Xs (T) = X'(T )(1 -ф (T ))1,5 Mk + X" (T) ф 0,25; X" = XCon + X"r; Х'Г=0±eV T3;

(27)

л'(Т) = ПХФ;(Т); ф;(Т) = й;(Т)Р(т)/р; ; (28)

;

с'(Т) = Ес;(Т)й;(Т); р'(Т) = 1/Х^-Рр; (29)

; / ; Р;

Ф = 1 — (1 — х(1 — й н ))Р 0/ Р(Т )(1 ± ек). (30)

Формулы для расчета теплофизических характеристик материала в зоне конденсации имеют вид:

Лс(Т) =Л'с(Т)(1 —Фс(Т))1,5Мк (Т)Ф0'25; (31)

Л1Л

ХС = XCon + ®T 3 ; X'c ="

X 1(1 - w) + X w

сС = c1w +с'(1 - w); рС = 1

; (32)

f г

W 1 - w

Vp 1 р у

Р с =РС (1 -Ф с) = Р J(1 - w).

Формулы для расчета теплофизических характеристик насыщенного водой материала в зоне нулевой пористости имеют вид:

X. =

X1X Mk

X 1(1 - w max ) + X'w max cz = c1wmax + c'(1 - wmax);

P z = 1

w 1 - w

max max

p 1

(34)

Для решения сформулированной краевой задачи использовался метод конечных разностей. Разностные аналоги исходных дифференциальных уравнений с соответствующими краевыми условиями решены методом прогонки с использованием неявной четырехточечной схемы "зонт" при организации итераций на каждом временном слое [10].

В качестве исходных данных при проведении численных расчетов температурных полей в конструкциях с огнезащитой Signulan 3000 использовали значения ее основных характеристик: плотность 350 ± 50 кг/м3; теплопроводность 0,037 ± 0,059 Вт/(м • К), а также данные о его основном составе (в массовых долях): 0,45 CaO; 0,31 SiO2; 0,08 Al2O3; 0,03 MgO; 0,13 H2O, приведенные в "Сертификате безопасности" (SIGNUM Brandschutz-M GmbH "Европейское сообщество" в соответствии с предписаниями 91/155/EWG) и технологическом регламенте фирмы SIGNUM Brandschutz-M GmbH. Эмпирическая зависимость от температуры относительной потери массы представительного образца этого материала при его динамическом нагреве в диапазоне температур от 20 до 1000°С принималась по результатам термогравиметрических испытаний, проведенных при входном контроле огнезащиты, поступающей на огневые испытания во ВНИИПО МЧС РФ (таблица).

Теплофизические характеристики компонентов материала и пара, заполняющего поры, принимали

Результаты термогравиметрических ных во ВНИИПО МЧС РФ

испытаний, проведен-

(33)

Т, °С 50 75 100 150 200 250 300

m 1,00 0,997 0,996 0,990 0,985 0,975 0,956

х 0 0,02 0,03 0,08 0,12 0,20 0,28

Т, °С 350 400 450 500 550 600 650

m 0,953 0,951 0,950 0,949 0,934 0,931 0,928

х 0,37 0,38 0,39 0,40 0,51 0,53 0,56

Т, °С 700 750 800 830 850 875 900

m 0,926 0,916 0,900 0,885 0,876 0,875 0,871

х 0,58 0,66 0,79 0,91 0,98 0,99 1,00

1000

и

800-

600-

400-

200-

-

-

\

/

10

20 30 40 Время, мин

50

60

U

1200 1000 800 600 400 200

-

-

/

1

-

50

100 Время, мин

150

200

РИС.2. Зависимость температуры от времени, полученная при огневых испытаниях образцов стальных воздуховодов с огнезащитой из состава Signulan 3000 толщиной 10 (а) и 25 (б) мм: 1 — температура газовой среды в печи; 2 — температура стальной стенки воздуховода, расположенной внутри печи; 3 — температура наружной поверхности огнезащиты на необогреваемой части воздуховода;-расчет;

—•— эксперимент

по данным, собранным в работе [3] из достаточно авторитетных литературных источников. Параметр контактного сопротивления Мк определяли из условия равенства теплопроводности материала в исходном состоянии, рассчитанной по приведенным выше формулам, значениям, определенным фирмой SIGNUM Brandschutz-M. Для того, чтобы получить теплопроводность в исходном состоянии для материала с плотность 350 кг/м3, равную 0,048 Вт/(м • К), параметр контактного сопротивления должен быть равен Мк = 0,13, а для материала с плотностью 400 кг/м3 — Мк = 0,20.

Параметр 0 определяли из условия согласования принятой математической модели с экспериментом методом обратной задачи. Экспериментальные исследования проводили на образцах огнезащиты из материала Signulan 3000 толщиной 12 мм, нанесенной по технологическому регламенту фирмы на стальные пластины в форме квадрата 200 х 200 мм толщиной 4 мм. Динамический нагрев образцов осуществляли с помощью инфракрасного излучателя [3]. В результате численного решения обратной задачи теплопроводности уста-

новлено, что вся совокупность полученных экспериментальных данных по изменению во времени температуры внутри исследуемого образца аппроксимируется расчетными зависимостями с точностью не ниже 20% при 0 = 8 • 10 -11 Вт/(м • К4).

Полученные значения характеристик материала Signulan 3000 использовали при расчетах требуемых толщин огнезащиты стальных воздуховодов системы противодымной защиты. На рис. 2 приведены результаты сравнения расчетных значений температуры с экспериментальными данными, полученными при огневых испытаниях воздуховодов с огнезащитой различной толщины, проведенных во ВНИИПО МЧС РФ. Зависимость от времени температуры среды, воздействующей на наружную поверхность воздуховода в огневой печи, принимали по экспериментальным данным. Значение коэффициента теплоотдачи - 29 Вт/(м2 • К), а интегрального коэффициента излучения среды — 0,85. При расчетах учитывали теплообмен излучением и естественной конвекцией между частями внутренней поверхности воздуховода, расположенными внутри и снаружи огневой печи [4]. Удовлетворительное согласование расчетных и экспериментальных данных свидетельствует о правомерности использованной постановки и полученного решения рассматриваемой теплотехнической задачи.

Представляют также интерес полученные по описанной методике результаты оптимизационных расчетов толшин слоев четырехслойной композиционной огнезащиты из термостойких базальто-волокнистых плит и водосодержащего состава "ЭСМА", смонтированной на образце стальной колонны (двутавр №20). Расчетами установлено следующее оптимальное соотношение толщин слоев этой композиционной огнезащиты (в направлении от обогреваемой поверхности к защищаемой): покрытие "ЭСМА" — 3 мм; базальтоволокнистые плиты — 40 мм; прослойка из состава "ЭСМА" — 3 мм; базальтоволокнистые плиты — 30 мм.

Огневые испытания стальных колонн с композиционной огнезащитой проводились во ВНИИПО МЧС РФ. Результаты измерения температур газовой среды огневой печи и стальных колонн показаны на рис. 3. Можно видеть, что при монотонном росте температуры среды в огневой камере печи (приблизительно до 1090°С к концу третьего часа) температура стальной колонны, достигнув после 80 мин от начала огневого воздействия значения 90°С, в дальнейшем очень медленно приближается к уровню 100°С, так и не преодолев его до конца огневого воздействия.

На рис. 4 дано сравнение расчетных и экспериментальных значений температуры в характерных точках испытанной конструкции. Видно, что не-

а

1

2

3

0

0

б

1

2

3

0

0

1200

1100 ■

1000

900

800 ■

О

700-

а

1я 600 и

(и =

1 500 Н

400300 200 1000

РИС.3. Температурные кривые прогрева стальных колонн (двутавр № 20) с композиционной огнезащитой из термостойких несгораемых базальтоволокнистых плит ПНТБ и покрытия "ЭСМА": Твт — стандартная температурная кривая; Т\т, Тт — верхняя и нижняя допустимые границы отклонений от Твт; Тн — начальная температура среды в огневой камере печи; Тъ Т2 — средняя температура на стальных колоннах соответственно в опытах № 1 и 2; Т^, Тс — средняя температура среды в камере огневой печи соответственно в опытах № 1 и 2

Время, мин

О

700 600 500 400 300 200 100

й 300 ----

Е- 200 ----

0

150 т

---- 1 1 ^ 1 1 1 1 7 1 1 1 Л 1

1 "А 1 1 /а 1

---- ------ 1 _// 1 1 V \ \

_ _ _ _1---1 1 1 Ца^ 1 1 1

/ 1 1111 —1-.-1-1-1-1

150

32

64 96 128 Время, мин

160

192 е

о

100

р

50

32

64 96 128 Время, мин

160

192

о

р

£ р

е

=

м

100

50

о

150

100

50

64 96 128 160 192 Время, мин

г

64 96 128 Время, мин

192

РИС.4. Сравнение расчетных (-) и экспериментальных (—*—) значений температуры в различных точках образца стальных колонн с композиционной огнезащитой в условиях огневого испытания: а — в прослойке между плитами ПНТБ; б — на поверхности стальной колонны; в — на внутренней поверхности боковой плиты ПНТБ между узлами крепления; г — на внутренней поверхности боковой плиты ПНТБ на узле крепления

6

а

0

0

0

0

0

смотря на сложный характер поведения температуры внутри системы "огнезащита - объект", согласование расчета с экспериментом вполне удовлетворительно. В частности, расчетным путем удается

описать обусловленные процессами дегидратации, переноса массы пара и конденсации "полки" на температурных кривых, имеющие различную продолжительность в разных зонах системы.

Удовлетворительные результаты экспериментальной проверки разработанных методов расчета и оптимального проектирования пассивной огнезащиты на других объектах изложены в работах [3-7].

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Таким образом, экспериментальная проверка разработанных методик расчета и оптимального проектирования огнезащиты различных объектов показала возможность широкого практического применения методик.

С целью облегчения практического использования разработанных методик проведена государственная сертификация программных комплексов — ее "инструментов", предназначенных для расчетов температурных полей в конструкциях с огнезащитой с учетом термического разложения (дегидратации), вспучивания - усадки и конденсации -испарения. Сертификация проведена в соответствии с ГОСТ Р ИСО/МЭК 9126-93, ГОСТ Р ИСО/МЭК ТО 9294-93 на базе органа по сертификации Госстандарта России НИЦ ПС "КУРС" МГТУ им. Н. Э. Баумана РОСС ЯИ.0001.11СП05.

Разработанные методики превосходят зарубежные аналоги [11] благодаря возможности учитывать в явном виде влияние перечисленных выше физико-химических превращений на температурное поле в конструкциях с огнезащитой. Их применение значительно повышает точность расчетов и позволяет с уверенностью переносить результаты стандартных огневых испытаний, проводимых на образцах простой формы, на все многообразие реальных конструкций, отличающихся от испытанного образца формой, размерами и схемой обогрева при пожаре.

Использование разработанных методик при проектировании огнезащиты на таких уникальных сооружениях, как подземный торговый комплекс на Манежной площади, теннисный центр в Новой Олимпийской деревне, подземные развязки 3-го транспортного кольца Москвы и др., позволило получить значительную экономию средств огнезащиты и снизить трудоемкость работ на объектах.

УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ

Ф — пористость;

р — плотность;

р0 — исходное значение объемной плотности

сухого материала огнезащиты;

с, ср — теплоемкость;

Т — температура;

? — время;

х — поперечная координата;

X — теплопроводность;

— эффективная (суммарная) теплопроводность в зоне дегидратации; mx — проекция массовой скорости движения

пара внутри пор на ось х; Qx — суммарный тепловой эффект процесса

дегидратации; r — тепловой эффект фазового превращения вода - пар;

R c — объемная скорость выделения массы в

пористой среде при конденсации пара; w — текущее значение массовой доли конденсата в пористом материале; X — степень завершенности процесса дегидратации;

f — массовая доля конденсированного остатка в продуктах полного термического разложения;

eV — относительная деформация вспучивания или усадки;

a.f — коэффициент конвективной теплоотдачи от газовой среды огневой печи или аварийного помещения к обогреваемой поверхности огнезащиты; Tf, Tw — температуры газовой среды и поверхности огнезащиты; Af — коэффициент лучистого теплообмена между газовой средой огневой печи или аварийного помещения и обогреваемой поверхности огнезащиты; ae — коэффициент конвективного теплообмена между необогреваемой поверхностью стенки и окружающей средой (воздухом); Ae — коэффициент лучистого теплообмена между необогреваемой поверхностью стенки и окружающими поверхностями (с учетом соответствующих угловых коэффициентов излучения); Tco, Te — температура необогреваемой поверхности и окружающей среды; Л — коэффициент вдува (^ = 0,5 для ламинарного пограничного слоя, ^ = 0,2 для турбулентного пограничного слоя); х0 — координата линии растекания пара, на которой массовая скорость его движения равна нулю; ps — давление насыщения; kD — коэффициент диффузии пара; kV — эмпирический коэффициент вспучивания; Р1 — эмпирический коэффициент усадки; Zf — интегральный коэффициент излучения

газовой среды; zw — степень черноты поверхности огнезащиты;

— параметр контактного сопротивления на границах между частицами (зернами) скелета;

0 — параметр лучистого теплопереноса, выполняющий роль параметра согласования принятой математической модели с экспериментом;

Фь Ць — объемная, массовая доля и плотность г-го

р. компонента в составе материала скелета.

Индексы

— каркас пористого материала;

" — среда, заполняющая поры;

w — обогреваемая поверхность огнезащиты;

5 — фронт испарения;

m — граница между зонами конденсации и насыщенного водой материала; с — конденсация, зона конденсации; z — насыщенный водой пористый материал,

зона насыщенного водой материала; wa — защищаемая стенка; co — необогреваемая поверхность стенки; v — испарение;

b — граница между покрытием и защищаемой стенкой; d — сухой материал; 1 — вода; con — кондуктивный; r — лучистый.

ЛИТЕРАТУРА

1. Valery L. Strakhov, Anatoly N. Garaschenko. Modeling of composite fire protection and optimization of its composition and structure // Fire-and-explosion hazard of substances and venting of deflagrations: Proceedings of the first International Seminar. — Moscow, 1995. — P. 466 - 476.

2. Strakhov V. L., Garashchenko A. N., KrutovA. M., Davydkin N. F. Optimization of Fire Protection for Building Structures for Underground Facilities // Fire-and-Explosion Hazard of Substances and Venting of Deflagrations: Proceedings of the Second International Seminar. — Moscow, 1997. — P. 721 - 730.

3. Страхов В. Л., Кругов А. М., Давыдкин Н. Ф. Огнезащита строительных конструкций / Под ред. Ю. А. Кошмарова. — М.: ТИМР, 2000. — 433 с.

4. Страхов В. Л., Давыдкин Н. Ф., Гаращенко А. Н., Кругов А. М., Девлишев В. П. Повышение огнестойкости воздухо- и газоводов системы пожарной безопасности объектов с помощью композиционной огнезащиты // Подземное пространство мира. 1998. № 2. С. 59 - 66.

5. Давыдкин Н. Ф., Страхов В. Л., Шурин Е. Т., Плотников А. Н., Орлов М. И. Оптимальное проектирование огнестойких воздухо- и газоводов противодымной защиты подземных сооружений // Подземное пространство мира. 1999. № 4. С. 31 - 40.

6. Страхов В. Л., Гаращенко А. Н., Рудзинский В. П., Крутов А. М., Медведев Ю. Н. Расчет теплового состояния строительных конструкций в зонах кабельных проходок при пожаре // По-жаровзрывобезопасность. 2000. Т. 9. № 5. С. 18- 27.

7. Страхов В. Л., Гаращенко А. Н., Крутов А. М., Молоков В. Ф., Петровнина Н. М. Оптимизация огнезащиты резервуаров с нефтепродуктами // Безопасность в нефтегазовом комплексе: Сб. докл. конф. — М.: Groteck, 2000. — С.66 - 68.

8. Давыдкин Н. Ф., Страхов В. Л. Огнестойкость конструкций подземных сооружений/Под ред. И. Я. Дормана. — М.: ТИМР, 1998. — 296 с.

9. Страхов В. Л., Гаращенко А. Н., Рудзинский В. П. Программные комплексы для расчетов температурных полей в строительных конструкциях с огнезащитой с учетом термического разложения, вспучивания - усадки и испарения - конденсации // Пожаровзрывобезопас-ность. 2001. Т.10.№4С.9 - 12.

10. Страхов В. Л., Гаращенко А. Н., Кузнецов Г. В., Рудзинский В. П. Численная реализация и апробирование математических моделей тепломассообмена в тепло- и огнезащите с учетом процессов термического разложения, испарения - конденсации, уноса массы и вспучивания - усадки // Математическое моделирование. 2000. Т. 12. № 5.С.107-113.

11. Andersen N. E. Guidance to use of Nordtest Method NT FIRE 021 for Fire Testing and Interpolation of Structural Steel Protected with Intumescent Paint // NORDTEST project № 611-86. — NT TECHN REPORT 122. — DANTEST, 1989.

Поступила в редакцию 26.07.03.