CC BY
39
Библиографический список
1. Зайцев А. М. Крикунов Г. Н., Яковлев А. И. Расчет огнестойкости элементов строительных конструкций. - Воронеж. Изд-во ВГУ, 1982. — 116 с.
2. Инструкция по расчету фактических пределов огнестойкости железобетонных конструкций на основе применения ЭВМ. - М.: ВНИИПО,1975. - 222 с.
Оценка погрешности методик расчета прогрева
огнезащищенных стальных конструкций при виртуальных пожарах
Зайцев А. М., Колодяжный С. А., Черных Д. С.,
Воронежский государственный архитектурно-строительный университет,
г. Воронеж
Входящие в номограммы (рис. 1 и рис. 3) (см. предыдущую статью), значения параметров определяются по следующим формулам:
г0 = (10)
50
м = (11)
С ср, м Рм5 X(у ), м
а = --(12)
(Ср + 0,05^)рс
= (13)
100 + w
где 50 — толщина теплоизоляционного слоя, м; апр — приведенный средний кол
эффициент температуропроводности теплоизоляционного слоя, м /ч; рс и рв -
-5
плотность сухого и влажного материала теплоизоляционного слоя, кг/м ; w -массовая влажность сухого материала, %; ^ср - средний коэффициент теплопроводности сухого материала, Вт/(м-К); сср - средний коэффициент удельной теплоемкости сухого материала, кДж/(кг-К).
Для условий температурного режима стандартного пожара, значения коэффициентов теплофизических характеристик материалов принимаются при следующих температурах: для стали - 250 0С, для огнезащитных материалов -450 0С
- при стандартном пожаре и как среднеарифметическое значение между максимальной температуры поверхности при реальном пожаре и критическим значением температуры стали. Приведенная толщина стального стержня вычисляется по формулам, представленным в [1].
Расчет прогрева огнезащищенного стального стержня в условиях огневого воздействия производится в следующей последовательности:
1. Определяются теплофизические характеристики материалов.
2. По формулам [1] определяется значение 5Х (У), м.
3. По формуле (11) рассчитывается значение параметра N.
4. По формуле (10) для исследуемого момента времени рассчитывается значение безразмерного времени Fo*.
5. По рис. 2 для выбранного момента времени и в соответствии с плотностью материала огнезащитного слоя определяется значение ^ОВ (т*); для экстремального температурного режима пожара, температура поверхности принимается равной максимальной температуре пожара.
6. По рис. 1. и рис. 3 для полученных значений N и F0* определяется значение относительной избыточной температуры — 0.
7. По формулам (6) и (9) определяется значение ^ (т*).
Расчет по п. п. 3-7 выполняется до момента времени, когда температура стального стержня достигнет критическое значение
Оценка погрешности предложенных методик расчета прогрева огнезащи-щенных стальных конструкций производилась путем сравнения с результатами стандартных огневых испытаний.
На рис. 4. представлены расчетные и опытные кривые прогрева стальных колонн с различными огнезащитными покрытиями.
Рис. 4. Кривые прогрева стальных колонн коробчатого сечения (200*200*16 мм), с огнезащитой: а) напыляемым покрытием ОПФ-ММ толщиной 47 мм:
I, II - номера образцов колонн (второй образец перед испытанием имел повреждения);
б) напыляемым покрытием «Фоум-Коут» при толщине покрытия: I - 68 мм; II - 74 мм;
в) напыляемым покрытием «Спрейкрафт» (СЩА) с толщиной слоя покрытия: I - 52 мм
и II — 54 мм, полученными во ВНИИПО [2]: - опытные кривые; 0000000 - расчетные кривые
Максимальное расхождение результатов расчета (время достижения металлическим стержнем критической температуры) для различных типов огнезащитных покрытий по предлагаемой методике, с результатами стандартных испытаний, находится в пределах 20 мин от начала огневого воздействия и не превышает 10 %.
Проведенные нами исследования по прогреву строительных конструкций при реальных пожарах, отличных от температурного режима стандартного пожара, показывают, что фактор развития температуры пожара играет большое значение при определении требуемых пределов огнестойкости конструкций. При этом важно учитывать как загрузку помещений горючими материалами, так и возможные сценарии развития температурного режима пожара. С этой целью на
основе разработанной методики были произведены расчеты предела огнестойкости стальных конструкций с различными типами огнезащитных покрытий 1) для температурного режима стандартного пожара, и 2) для случая, когда огне-защищенные конструкции подвергаются экстремальному воздействию пламени углеводородного топлива с температурой горения равной 1100 0С. При этом принимались жесткие условия теплообмена т. е. температура поверхности конструкции равняется температуре горения топлива. На основе проведенных примеров расчета для двух предложенных вариантов возможных сценариев развития пожаров и условий теплообмена при пожаре получено, что предел огнестойкости огнезащищенных стальных конструкций при экстремальных пожарах значительно снижается по сравнению с температурным режимом стандартного пожара (от 20 % до 57 % и даже более 200 %). Поэтому при проектировании зданий и сооружений, где используются ЛВЖ и горючие газы, фактический предел огнестойкости строительных конструкций необходимо рассчитывать с учетом возможных взрывов и последующих экстремальных температурных режимах пожаров.
Пример прогрева онезащищенных стальных конструкций при экстремальном огневом воздействии. В случаях, когда пожар начинается со взрывов ЛВЖ и газов, строительные конструкции оказываются в зоне очага пожара и практически сразу подвергаются воздействию максимальной температуры горения. Характерным примером такого случая является пожар в башнях ВТЦ во время теракта 11 сентября 2001 г. в Нью-Йорке (рис. 5), после проведения террористического акта, когда после динамического удара самолетов в башни и последовавших затем взрывов, температура пожара сразу приняла температуру горения авиационного топлива равную 1100 0С. При этом здания небоскребов сохранили состояние устойчивости после динамических ударов самолетов и последовавших затем взрывов авиационного топлива. Последовавшие затем пожары явились причиной наступления предела огнестойкости несущих колонн и наружной оболочки башен. Аналогичные сценарии развития пожара могут возникнуть при авариях технологического оборудования на предприятиях, где в процессе производства используются легковоспламеняющиеся жидкости и газы.
Библиографический список
1. Яковлев А. И. Расчет огнестойкости строительных конструкций. — М.: Стройиздат,1988. — 143 с.
2. Провести исследования по определению фактических пределов огнестойкости несущих металлических конструкций зданий, огнезащищенных раз-
Рис. 5. Пожар в башнях ВТЦ во время теракта 11 сентября 2001 г. в Нью-Йорке
личными новыми эффективными материалами». Отчет по теме 11.03. Н.001.78 за 1979-80г. г. Руководитель работы Яковлев А. И. Инв. № Б865630.
Моделирование процессов тепломассопереноса
в газо-воздушной среде тоннеля при горении движущегося состава в метрополитене
Колодяжный С. А., Сотникова К. Н.,
Воронежский государственный архитектурно-строительный университет,
г. Воронеж
Статистика пожаров в метрополитенах свидетельствует, что около 75 % пожаров возникает в подвижном составе и в половине всех случаев горящий поезд останавливается в тоннеле. Учитывая, что при пожарах в метрополитенах возникает угроза для жизни нескольких тысяч людей, можно считать такие аварии наиболее сложными и опасными по своим последствиям.
Нами исследовались процессы тепломассопереноса в газовой среде перегонного тоннеля при пожаре подвижного состава и его внезапной остановки, когда первоочередной задачей является обеспечение безопасного вывода людей из вагонов на станцию. В этот период тепловые факторы пожара (ТФП): тепловые источники тяги и тепловое сопротивление - создают угрозу опрокидывания вентиляционной струи и появления пожарных газов и дыма на маршрутах эвакуации.
Для достижения цели исследований, на основании дифференциальных уравнений тепломассопереноса в сплошных средах, производилось построение математической модели взаимодействия воздушных и тепловых потоков.
С учетом незначительного изменения газовой постоянной, в пределах температуры при пожаре, уравнение состояния воздуха принято в виде
р Т =р0Т0, (1)
где Т - средняя в сечении потока температура, К; р 0 - плотность воздуха при нормальных условиях, кг/м3; Т0 - температура воздуха до возникновения пожара, К.
Условие (1) означает термическую деформируемость воздуха. В гидродинамическом смысле, он считается несжимаемой и неразрывной средой, что моделируется уравнением
ри = РоЩ, (2)
где и0 - скорость в сечении на входе воздушного потока в тоннель.
В соответствии с (1) и (2)
Т0 Т
Р Pol и = —щ. (3)
1 *0
Воздушный поток, в математической формулировке, представляется дифференциальным уравнением установившегося движения несжимаемого, термически деформируемого газа вида [1]:
