CC BY
12
что с самого начала процесса устанавливаются режимные значения температуры. Градиентный метод позволяет избежать значительных перепадов температуры внутри материала и повысить качество проведения процесса сушки. Анализ различных способов начального нагрева древесины перед сушкой позволяет выбрать оптимальный вариант, уменьшает тепловую мощность оборудования, за счет увеличения продолжительности процесса. Приведены расчетные зависимости для определения расходов тепловой энергии на процесс нагрева.
Ключевые слова: начальное нагревание, древесина, влажность, плотность, продолжительность, режим, температура, относительная влажность воздуха.
Biley P. V., Kombarov A.M., Biley P.P. Analysis Methods of Conducting Initial Heating Timber Before Drying
The methods of conducting initial heating of wood prior to drying have been considered in the article. Classic methods include the intensive heating of wood because the value of temperature regime has been set from the very beginning of the process. Gradient method allows avoids to significant temperature changes in the middle of the material and increase the quality of the drying process. Analysis of different methods of initial heating of wood prior to drying allows to choose the rational option, which reduces the thermal capacity of the equipment by increasing the duration of the process. The calculations for determining of the dependence of heat energy consumption for the process heating have been shown.
Key words: initial heating, wood moisture content, density, duration, mode, temperature, humidity.
УДК 614.843(075.32) Проф. Е.М. Гулгда, д-р техн. наук -
Льв1вський ДУ безпеки життедьяльноат; докторант О.М. Коваль, канд. техн. наук - НУ цивильного захисту Украти
ВОГНЕСТ1ЙК1СТЬ ЗАЛ1ЗОБЕТОННИХ КОНСТРУКЦ1Й СКАТНИХ КРШЕЛЬ ОДНОПОВЕРХОВИХ БУДШЕЛЬ ЦЕХ1В ДЕРЕВООБРОБНИХ ПЩПРИ6МСТВ
Розроблено методологвд встановлення класу вогнестшкост залiзобетонних крок-вяних ферм для скатних ^вель одноповерхових будiвель цехiв деревообробних шд-приемств на основi результайв теоретичних дослщжень. Рекомендовано залежност для визначення температури в зош розмщення ферм у разi пожеж^ а також температури на зовншшх поверхнях залiзобетонних кроквяних ферм залежно вщ температури середо-вища. Крiм цього, встановлено критичну температуру в перерiзах залiзобетонних кроквяних ферм залежно вщ часу тривалост пожежi. Загальна вiдносна похибка теоретичних розрахунюв вiдносно результатiв експериментальних дослiджень щодо встановлення класу вогнестiйкостi за ознакою втрати несучо! здатностi, як показали численш ре-зультати дослщжень, не перевищуе 5.. .8 %.
Ключовi слова: пожежа, температура, кроквяна ферма, несуча здатнiсть, клас вог-нестшкосй.
Постановка проблеми. Ведучою ланкою деревообробно!' промисловосп е пiдприeмства, якi переробляють деревину i випускають продукщю для потреб нащонально'' економiки та народного вжитку. Дуже часто на цих шдприемствах виникають пожежi, якi призводять до значних збиткiв. Наприклад, за даними УкрНД1ЦЗ, тiльки за 2012 р. на цих шдприемствах виникло 76 пожеж, що приз-вело до прямих збиткiв у розмiрi 5421 тис. грн, а тальки за 11 мiсяцiв 2013 р. -82 з прямими збитками 3941 тис. грн. Шд час пожеж^ при дií високих температур, змшюються механiчнi властивостi будiвельних конструкцiй, а саме матерь
aлiв, з якик ïx виготовлено. П1д час бyдiвництвa деpевообpобниx цеxiв, як i ш-шиx подiбниx об'eктiв, во констpyктивнi елементи тaкиx споpyд pозpaxовyють за всiмa пpaвилaми бyдiвельноï меxaнiки на десятки pокiв, але ïx y pasi пожежi може 6ути зpyйновaно за декшька xвилин. Тому виникае необxiднiсть надшно-го забезпечення вогнестiйкостi констpyкцiй бyдiвель та споpyд на випадок ви-никнення пожежi та до ïï повно!' ткввдацц. Вогнестiйкiсть бyдiвельниx кон-стpyкцiй шдвишують piзними методами, а саме: пiдбоpом мaтеpiaлiв, констpyк-rasrax сxем, pозмipiв констpyкцiï та викоpистaнням piзниx зaxодiв вогнезaxис-ту. Пpи цьому останнш нaпpям пiдвишення вогнестiйкостi бyдiвельниx констpyкцiй вважаеться найдешевшим.
Розглядаючи бyдiвлi одноповеpxовиx цеxiв деpевообpобниx цеxiв, мож-на видалити нaстyпнi бyдiвельнi констpyкцiï. Основними несучими елементами е колони, на якиx pозмiшyються пiдкpоквянi зaлiзобетоннi феpми або балки та кpоквянi феpми, за допомогою якиx yтвоpюeться ^вля цеxy. Для зaкpиття кpiвлi ввд зовнiшнього сеpедовишa на кpоквяниx феpмax pозмiшyють зaлiзобе-тоннi pебpистi плити покpиття, пapоiзоляцiю, шap утеплювача, цементну стяжку та бaгaтошapовий pyбеpойдовий килим. Усе це покpиття е навантаженням на кpоквянi феpми, ят пеpедaють це навантаження на пад^о^ят зaлiзобетоннi елементи та на колони.
За констpyктивним офоpмленням кpiвлi цеxiв можуть бути плоскими або скатними, шо залежить вiд констpyктивноï фоpми кpоквяниx балок або феpм. Стосовно колон i плоскиx пiдкpоквяниx, кpоквяниx балок або феpм вже виконано значну кiлькiсть експеpиментaльниx та теоpетичниx дослiджень iз вогнестiйкостi, шо дае змогу забезпечувати ïx залишкову мщшсть пiсля лквща-цiï' пожежi. У цьому нaпpямi важливий внесок зpобили B.I. Агаджанов, Б.Г. Демчина, В.М. Жapтовський, H.A. Iльiн, A.I. Яковлев, С Л. Фомш та багато iншиx. Але стосовно вогнестiйкостi зaлiзобетонниx кpоквяниx сегментниx, тpa-пецieподiбниx та apковиx феpм, якi в бiльшостi випадюв викоpистовyються для виготовлення скaтниx ^1вель деpевообpобниx цеxiв, то pезyльтaти нayковиx дослiджень пpaктично знaxодяться на початковш стадц.
Для визначення межi вогнестшкосп зaлiзобетонноï' констpyкцiï' можна викоpистовyвaти тpи пiдxоди. Пеpший пiдxiд полягае у визначенш стaндapтно-го темпеpaтypного pежимy пожежi та в обиpaннi зпдно з ДБН В.1.1-7-2002 2, залежно вiд ступеня вогнестiйкостi бyдiвлi, необxiдноï мiнiмaльноï' межi вог-нестiйкостi констpyкцiï'. Дpyгий пiдxiд можна виконати з доведениям експеpи-ментaльниx вогневиx до^джень згiдно з методикою ДСТУ Б В.1.1 -4-98, за pе-зультатами якиx можна визначити вогнестiйкiсть конкpетноï констpyкцiï'. Пpи тpетьомy пiдxодi aнaлiзyють плaнyвaльнi piшения пpимiшень, ïx apxiтектypнi особливостi, пожежне навантаження та pозpaxовyють межу вогнестiйкостi з вpaxyвaнням сценapiю pозвиткy pеaльноï' пожежi. Тpетiй тдавд до визначення межi вогнестiйкостi е складним, але бшьш точним, поpiвняно з пеpшим, i не потpебye знaчниx витpaт для пpоведения експеpиментaльниx дослiджень.
Тому виникае пpоблемa у визначенш межi вогнестiйкостi зaлiзобетон-rax кpоквяниx сегмеитниx, тpaпецieподiбниx та apковиx феpм, на яку вплива-ють пожежш ситyaцiï' (особливо мiсце виникнення пожежi) в зaкpитиx цеxax деpевообpобниx пiдпpиeмств.
Аналiз останшх дослщжень i публiкацiй. Для визначення вогнес-тiйкостi залiзобетонних конструкцiй кнують методики та стандарти [1-5]. Але для розв'язування цieí задачi необидно врахувати чинники, якi впливають на розвиток пожежi в примiщеннях, де щ конструкцií будуть застосовуватись. У роботах [6, 7] наводяться моделi розвитку пожежi i ix використання для ощню-вання вогнестiйкостi будавельних конструкцiй. Зокрема розглядаеться штег-ральна, зонна модель пожежi та модель, яка базуеться на розв'язуванш повно! системи рiвнянь Навье-Стокса. Для примщень, в яких висота примiщення не перевищуе лiнiйниx розмiрiв пiдлоги, може бути використана зонна модель по-жеж1 Розглянута сшльна модель динамки змши середньооб'емно! температури в примщенш в разi пожежi та теплопроввдносп будшельних конструкцiй з ура-хуванням тепло- та масообмiну з навколишшм середовищем. Як показало по-р1вняння ще! моделi з результатами натурних випробувань, ii можна застосува-ти для ощнювання вогнестiйкостi в умовах реально! пожеж!
У роботi [8] розглянуп методи оцiнювання вогнестiйкостi та необидно!' товщини вогнезахисного покриття для рiзниx тишв конструкцiй. Вирiшена задача нестацюнарного прогршу конструкцiй з вогнезахистом, в основу яко!' була покладений закон збереження маси, юлькосп руху й енергп, а також диферен-цiальне ршняння переносу субстанцп для бетону та вогнезахисних покрить. Також розрахована несуча здатнкть конструкций в умовах пожежi. Цей розраху-нок е складним i виконуеться за допомогою ЕОМ.
Питання щодо вогнестiйкостi та залишково!' мщносп залiзобетонниx плит, перекриття в умовах реально! пожежi розглянуто в роботах [9, 10]. Проведет розрахунки залишково! мiцностi в разi пожежi в житловому примiщеннi тривалiстю 40 хв, зокрема 30 хв вшьного розвитку та 10 хв локалiзацii та гасш-ня, показали, що в зонi арматури температура досягае до 400 °С за температури на зовшшнш поверxнi плити - 798 °С, а ii мщшсть зменшуеться на 10 %. Бетон прогршаеться на глибинi 1 см до температури 550 °С, на глибиш 2 см - до 400 °С, на 5 см - до 150 °С, на 11 см (половину товщини плити) - до 40 °С. Стиснута зона бетону не нагршаеться до критичних температур при наведеному час л^дацп пожежi. У цьому випадку забезпечуеться умова мщносп.
Аналiзуючи останнi досягнення i публiкацii, можна констатувати, що питаниям вогнестшкосп залiзобетонниx кроквяних сегментних, трапецiеподiб-них та аркових ферм практично не придшялося уваги.
Мета роботи. На mдставi результатiв теоретичних i експериментальних дослщжень розробити методологiю визначення вогнестiйкостi та залишково! мщносп залiзобетонниx кроквяних ферм для скатних кршель в умовах реально! пожежi з урахуванням рiзниx пожежних ситуацiй.
Постановка задачi та i"i розв'язання. Для реалiзацii поставлено! мети необхадно розв'язати такi задача
1. Визначити температуру середовища цеху в мiсцi розмiщення кроквяних ферм залежно вiд мiсця виникнення осередку пожежi.
2. Визначити температуру на зовншшх поверхнях залiзобетонних кроквяних ферм залежно вщ температури середовища.
3. Визначити критичну температуру в перерiзах з^зобетонних кроквяних ферм залежно вiд часу тривалост пожежi.
4. Визначити мщнють i вiдповiдну вогнестiйкiсть залiзобетонних кроквяних ферм з урахуванням умов реально! пожеж!
Для розв'язування поставлених задач використано конструкцш кроквяних зал1зобетонних ферм для скатних кр1вель, яю застосоваш для опоряджу-вально-складального цеху деревообробного тдприемства (м. Самб1р Льв1всько'1 обл., вул. В. Чорновола, 36). Загальна характеристика цеху: загальна площа примщень-14256 м2; висота цеху до ферм - 6 м; об'ем примщень до ферм -85536 м3; довжина цеху з кроком колон 6 м - 192 м; ширина цеху - 72 м; по-жежне навантаження - 200 кг/м2. Огороджувальш конструкцп стш мш в1ддь леннями виконаш з цегли. Ктьюсть евакуацшних виход1в 6. Загальний вид цеху зображено на рис. 1, а поперечний перер1з цеху - на рис. 2.
Рис. 1. Зовтшнш вид опоряджувально-складального цеху деревообробного тдприемства (м. Самбiр)
© 5 О
Рис. 2. Вид поперечного перерiзу опоряджувально-складального цеху
Розглянувши конструкцш кр1вл1 цеху (рис. 2), прийнято для розроблен-ня методу визначення вогнестшкосл, а також залишково'1 мщност1 аркову без-росюсну зал1зобетонну кроквяну ферму, яка використовуеться для перекриття прольоту шириною 18000 мм. Загальний вид 1 розм1ри тако'1 ферми, яку найчас-т1ше використовують тд час буд1вництва одноповерхових цех1в, зображеш на рис. 3. Арков1 безросюсш зал1зобетонш ферми виготовляють довжиною 17940 мм 1 23940 мм вщповщно для прольот1в 18000 мм 1 24000 мм. Висота арки вщповщно до 11 довжини 3000 мм 1 3300 мм 1 шириною (товщиною) 240 мм 1 280 мм. Матер1ал ферми бетон на силшатнш основ1 класу С32/40 (В40) з вико-ристанням стержнево'1 арматури А800СК ён = 16 мм зпдно з ДСТУ 3760:2006.
Розм1ри перер1з1в конструктивних елеменив арково'1 безросюсш зал1зо-бетонш ферми довжиною 17940 мм зображеш на рис. 4.
Рис. 3. Конструкця арково'г' залiзобетонноi (бетон класу С32/40) безростсног ферми (маса 6,5 т)
Рис. 4. Перерiзи конструктивних елементiв арковог безростсног ферми (рис. 3):
1-1 - армування нижнього пояса арматурою А800СК ^ = 16 мм;
2-2 - армування арки арматурою А800СК ^ = 16 мм;
3-3 - армування стшки арматурою А800СК ^ = 16 мм
Шсля прийняття для розгляду конструктивного типу ферми розпочато розв'язування поставлених задач, тобто до розроблення методологи визначення вогнестшкосп та залишково'1 мщносп заизобетонних кроквяних ферм для скат-них крiвель в умовах реально'' пожежi.
1. Визначення температури середовища цеху в мющ розмiщення кроквяних ферм залежно вiд мiсця виникнення осередку пожеж^ У цьому випадку використано залежносп, якi рекомендованi в роботi [11], для визначення зрос-тання середньо'' температури середовища Тт в примщеш в конвективнiй колон-цi над осередком пожежi та для визначення температури Т(х, у) на певнш вщ-станi вiд осередку пожеж^ Тодi
Тт - То • ехр{А-Г 1, К;
IВ
А 2. В = СрроРМ
А -—УгРл . B -
(1)
T (x, у) - Тт
0,8 + 0,2
77(1 -Ф№н.р
1,33 -
2x + x0
(2)
де: Т0 - температура в примщеш до виникнення пожеж^ К; т - час пожеж^ с; п - коефщент, що враховуе форму пожежi, при круговому поширенню пожежi п = 3 [11]; уп - питома швидюсть вигоряння (швидкiсть газифiкацií) горючого матерiалу, кг- м-2- с-1; ул - лiнiйна швидкiсть поширення полум'я, м/с; ор - iзобар-на теплоемшсть газового середовища в примщенш (ср ~ 103 Дж- кг-1- К-1); р0, Т0 -густина i температура середовища примiщення перед початком пожежi (р0- Т0 ~ 3-102 кг- м-3-К); Уг - вiльний об'ем вiдповiдноí частини примщення, м3; п - коефщент повноти згорання (п ~ 0,97 [11]); ф ~ 0,5 - коефiцiент тепловтрат [11]; Он.р - найнижча робоча теплота згоряння, Дж/кг; х, у - координати по вщстат
-1
у
та висоп, на яких визначаеться температура, м; х0 _ найближча половина ввд-станi вiд осередку до вжна, м; у0 _ половина висоти примщення, м.
2. Визначення температури на зовнiшнiх поверхнях залiзобетонних кроквяних ферм залежно вiд температури середовища. Для визначення температури поверхш будiвельноí конструкцií над конвективною колонкою, необхщ-но записати рiвняння теплопроввдносп з граничними умовами третього роду, де температура середовища _ функщя вщ часу Т(у„) = /т), а у„ _ ордината, яка нормальна до горизонтально! поверхнi нижнього пояса ферми або арки з початком координат на поверхш, яка розмщена зi сторони дп вертикально1 конвективно! колонки ввд осередку пожежi. Для визначення температури поверхш ферми рiвняння запишеться так:
дТУ) _ 02Т(у„). от ду2
з початковими умовами при т = 0
Т (ук,0) _ То;
та граничними умовами при у„ = 0
^ + 1'(Тт - Тк)_ 0; оу„ Я
для визначення температури поверхш при у„ = 0 ршняння запишеться так [12]
т
Ягей -[^Ц] ехр
0
Т (0,т) _ \ / (Т- V) ■ 1 -
(3)
0 1 а]2
Ягей -I 1 | ' V
еф 11' ^Ягей^ |
де: I/(т-v) _ функцiя температури середовища ввд часу т з урахуванням змiнноí V, яка шд час iнтегрування набувае значення ввд 0 до т (V = 0, 1, 2 ... т), °С; а _ ко-ефщкнт теплообмiну конструкцií з середовищем, Вт/м2 °С; агей _ коефiцiент температуропровiдностi матерiалу, м2/с; Т„ _ температура поверхш конструк-
„„л,1 Ум , 1
'я1
11 ivicu.vpj.cuij , IV! / V, ± м llUDV]Jлnl липе л-
цií, °С; а _ коефщкнт темплообмiну, Вт/(м2-°С); ефI —— +1 агейV | _ фун-
V 2V аге^ Я )
кцiя помилок Гауса; при ум = 0 функщя помилок Гауса доршнюе еф I — ц/агейу
ф 1
X _ коефiцiент теплопровiдностi бетону, Вт/(м-°С); агеЛ _ коефiцiент температу-ропровiдностi, м2/хв.
Функцiю температури середовища /(т^) вiд часу т визначено з викорис-танням залежностi для стандартно!' температурно!' криво!' пожежi
/(т) _ 3451о§(8т - V +1) + Т0.
Розрахунки температури поверхш ферми дощльно проводити з викорис-танням пакета прикладних програм МаЛСаё. Результати численних розрахун-кш для визначення температури Т„ на зовшшшх поверхнях залiзобетонних кроквяних сегментних, трапецiеподiбних та аркових ферм залежно ввд темпера-
1
тури Тс середовища, в якому вони знаходяться, дали змогу отримати емпiричну залежшсть
= 7,41 -Ю-6^72. (4)
НайбДльша вiдносна похибка розрахунку Т„ за залежнiстю (4) не переви-щуе 6 %, порДвняно з результатами, якД отриманi за залежнДстю (3).
3. Визначення критично! температури в перерiзах залiзобетонних кроквяних ферм залежно вiд часу тривалостi пожежД. Виходячи з рекомендацiй [13], для попередньо напружено! арматури значения допустимих напружень на розтяг [Др] або на стиск Д/] зменшуються за температури 500 °С в 0,51 раза, а для ненапружено! арматури на розтяг [Д] або на стиск [Д/] - в 0,7 раза. Одно-часно для бетону на силДкатному заповнювачi за температури 500 °С допустимi значення напружень на стиск [Яь] зменшуються в 0,6 раза, а на розтяг [Д/] - в 0,2 раза. Значення допустимих напружень для арматури за нормально! температури прийнято зпдно iз ДСТУ 3760:2006 [14], а для бетону - зпдно iз ДБН В.2.6-98:2009 [15]. У процесД деформацi! буддвельно! конструкцi! шд дieю температури вiд пожежi та пiсля !! лiквiдацi!' вДдбуваеться релаксация арматури, що призводить до зменшення значень допустимих напружень для арматури, тобто з певною iмовiрнiстю до можливого зменшення класу вогнестДйкостД ферми. Зменшення класу вогнестДйкостД може не вiдповiдати, згiдно зi ступенем вог-нестiйкостi будiвлi, необхвднш мiнiмальнiй межi вогнестiйкостi конструкцi!' за умови ДБН В.1.1-7-2002 2, що призведе до необхiдностi виконувати кашталь-ний ремонт крiвлi iз замДною пошкоджених ферм. Тому збiльшувати значення критично! температури понад 500 °С для розгляду цie!' проблеми недощльно.
На пiдставi результатiв розгляду наведених вище положень прийнято критичну температуру для арматури ферми Ткр = 500 °С. Для визначення часу досягання критично! температури арматурою використано залежшсть (3) з ура-хуванням, що у„ Ф 0, тобто необхДдно визначити температурне поле в часД для буддвельно! конструкцi!' з використанням залежностi
Г (у„,т) = ] / (г-у)- ехр (1 ск -
0 1 \я-у V 4-агес-у)
* (а? (а (а? Л ( а _1 (5)
-| агес •( —I -ехр — - ук + агес •( —I -V -ег/с I-—^-+ — - I Су.
0 V1) V 1 V1) ) V 2 - \lared-v 1 )
На пiдставi аналiзу температурних полДв встановлюють час досягнення критично! температури для арматури Д бетону.
4. Визначення мiцностi Д вДдповДдно! вогнестДйкостД залДзобетонних кроквяних ферм з урахуванням умов реально! пожежД. На пДдставД заданих зна-чень допустимих напружень за критичною температурою та з урахуванням часу !"! досягнення на перерДзах арматури визначено значення допустимого згиналь-ного моменту [М] в перерДзах ферми Д пДсля цього перейдено до визначення дДйсного значення максимального згинального моменту в небезпечному перерД-зу ферми. ПДсля порДвняння дДйсного значення максимального згинального моменту Мтах з допустимим за умови Мтах < [М] встановлено межу вогнестДйкостД за забезпеченням несучо! здатностД (Д) ферми. КрДм цього, необхДдно визначити
допустиме значення стискаючо'1 сили [Р] у стшщ ферми. Необхiдно, щоб дiйсне значення максимально! стискаючо'1 сили Pmax було менше або в крайньому ви-падку дорiвнювало допустимому значенню. Шсля цього встановлено для арма-тури допустиме значення напружень пошкоджено'' ферми з урахуванням релак-сацií 11 матерiалу пiсля пожежi.
Визначено допустимi згинальний момент i стискаючу силу, яю дшть в конструктивних елементах ферми зпдно з рекомендацiями [13]. Допустиме значення згинального моменту
[M ] = [Muí] + [Mu2], (6)
де: [Ми1] - допустиме значення згинального моменту вщ частини розтягнуто'1 арматури в рiвновазi зi стисненим бетонним масивом; [Ми2] - допустиме значення згинального моменту вщ частини розтягнуто'1 арматури в рiвновазi зi стиснутою арматурою.
Для визначення допустимого згинального моменту в перерiзах балок ферми використано значення рiвноваги моментiв вiдносно розтягнуто'1 арматури (рис. 5). У цьому випадку при Fs = A/[Rsp] (де А/ - площа стиснуто'1 арматури) отримано для попередньо напружено'1 арматури суму моментiв вiдносно ос Х, яка буде дорiвнювати нулю (рис. 5)
[M] - 0,5Ádfibfi[R]z - Ás[^p]z = 0, (7)
де: Я - коефщент, який враховуе ефективну висоту стиснуто'' зони бетону, Я = 0,8 при Rb < 50 МПа [4]; dfi - робоча висота наведеного поперечного перерiзу балки ферми, мм (при двосторонньому прорву балки ферми вогневим впли-вом dfi = h; при трьохсторонньому прорву балки ферми вогневим впливом dj¡ = h - 50, де h - дiйсна висота поперечного перерiзу балки ферми, мм; при чо-тирьохсторонньому прогрiву балки ферми вогневим впливом dfi = h - 100); bfi -ширина наведеного поперечного перерiзу балки ферми, мм (bf = b - 100, де b -дшсна ширина поперечного перерiзу балки ферми, мм); z - вiдстань мiж розтяг-нутою арматурою i бетоном, мм (при трьохсторонньому прогршу балки ферми вогневим впливом z = h - 50 - 0,25Яф, де h - дiйсна висота поперечного перерь зу балки ферми, мм; при чотирьохсторонньому прорву балки ферми вогневим впливом z = h - 100 + 0,5-d)
pd 2
a: =
4
мм
де: d - розрахунковий дiаметр арматури; zs - кiлькiсть арматури, яка стиснута; z - вiдстань мiж розтягнутою i стиснутою арматурами, мм.
Рис. 5. РозпоЫл напружень за критично'1 несучо'1 здатност1 зал1зобетонного прямокутного перергзу 3Í стиснутим армуванням
Розв'язавши piBHHHHH (7) вiдносно [M], отримано значения допустимого згинального моменту для попередньо напружено! арматури нижнього пояса ферми. При цьому враховано, що небезпечний перерiз проходить посередиш довжини ферми з розмщенням його у стшщ, яка з'еднуе нижнiй пояс ферми з аркою (такий перерiз висотою h, який дор1внюе висотi ферми Н (рис. 6), значно шдвишуе мiцнiсть нижнього пояса ферми)
[Мнл] = 0,5 Ad fibfi[Rb]z + A's[Rsp]z'. (8)
Для попередньо ненапружено! арматури арки ферми значення допустимого згинального моменту буде
[M а] = 0,5Ad fbf[Rb]z + As[Rs]z'. (9)
На пiдставi отриманих залежностей (8) i (9) визначено значення допус-тимих згинальних моментiв для перерiзiв розглянуто! конструкцií ферми з ура-хуванням критично!' температури Ткр = 500°С.
Вихiднi данi для арки: А = 0,8; dfi = h - 50 = 210-50 = 160 мм; bfi = b - 100 = 240-100 = 140 мм; [Rb] = 0,6Rb = 0,6-22 = 13,2 МПа; z = h - 50-0,25Adfi = 210-50-0,25-0,8-160 = 178 мм; номшальний дааметр арматури dH =16 мм, а розра-
Pd 2z 314.14 82 • 2 1 /
хунковий d = 14,8 мм [14]; As = = 3,14 14,8 2 = 343,89 мм2; [Rs] = 0,7Rs =
0,7-795 = 556,5 МПа; z' = 110 мм.
Тодi допустиме значення згинального моменту для арки ферми (арматура попередньо ненапружена) в небезпечному перерiзi при трьохсторонньому прогр1ву балки буде
[MJ = 0,5-0,8-160-140-13,2-178 + 343,89-556,5-110 = 42103642 Н-мм = 42,1 кН-м.
Аналогiчно визначено допустиме значення згинального моменту для нижнього пояса арки ферми (арматура попередньо напружена) в небезпечному перерiзi при чотирьохсторонньому прогр1ву балки
[M я.„] = 0,5 • 0,8 • 210 • 140 • 13,2 • 2360 + 343,89 • 405,45 • 2900 = 770695101,45 Н-мм =
770,7 кН-м.
Також необхщно визначити допустиме значення стискаючо! сили [Р] у стшщ ферми (арматура попередньо ненапружена) при 11 чотирьохсторонньому прогршу з такими вихщними даними: dfi = h - 100 = 210 - 100 = 110 мм; bfi = b -100 = 240 - 100 = 140 мм; [Rb] = 0,6Rb = 0,6-22 = 13,2 МПа; номшальний дiаметр
J тс -л i/i с у pd2zs 3,14 • 14,82- 6 арматури dH =16 мм, а розрахунковий d = 14,8 мм; As =—— =---=1031,68
мм2; [Rs] = 0,7Rs = 0,7-795 = 556,5 МПа. Тод
[Р] = dfbf[Rb] + AS[RS]; (10)
[Р] = 110 • 140 • 13,2 +1031,68 • 556,5 = 777409 Н = 777,4 кН.
Навантаження на конструктивш елементи ферми. Для визначення наван-таження на конструктивнi елементи кроквяно! ферми необхiдно встановити вид покриття та його питоме навантаження. У бшьшосп випадюв на кроквяну ферму встановлюють залiзобетоннi ребриста плити шириною 3 м i довжиною 6 м. На плити наносять захисний шар гравда, який занурюють в бiтумну масти-
ку, а зверхy наклеюють три-чотири шари рyберойдy та захиcний шар рyберойдy. Потм накладають плитковий пiнополicтирол i пароiзоляцiю i3 руберойду за до-помогою маcтики. Така конcтрyкцiя крiвлi вщ маcи покриття та cнiжного покри-ву передаe на кроквяну ферму рiвномiрно розподтене навантаження р = 75...150 кг/м2 [ 1 б]. Виходячи з того, що для покриття однieï ферми, яю розмщу-ютьcя по бyдiвлi цеху з кроком б м при шириш прольоту 1S000 мм, необхщно шicть залiзобетонних ребриcтих плит. У цьому випадку загальна площа навантаження на одну ферму становитиме S = 18-б = 10S м2. Kрiм цього, необхiдно для визначення рiвномiрно розподтеного навантаження по довжиш арки розрахува-ти довжину дуги / арки, радiyc яко'1 r, а довжина хорди L при вжот арки H
/ = ar, (11)
де а - центральний кут, який охоплюe хорду довжиною L, рад;
a = I 2arcsin-L-
2rJ1S00'
Тодi рiвномiрно розподтене навантаження по довжинi арки на одну ферму становитиме
gps
q =
1000/;
2
кН/м
(12)
де g - пржкорення вшьного падiння, м/c2
Мiпиicть i вщповщна вогнеcтiйкicть залiзобетонних аркових безро^ю-них кроквяних ферм. Для визначення cm, як дтоть на ферму використано cхе-му ïï навантаження, яку зображено на риа б. На ферму дшть такi зycилля: 1) на кожний з елеменлв арки ферми, яю розмiщенi мiж стыками, тобто на балки зi статично невизначеною cиcтемою, дie рiвномiрно розподтене навантаження, з макcимальним за значенням вертикальним оcьовим зycиллям Pai = q/j, де /j -вщстань мiж cтiйками ферми; 2) на стыки ферми дшть cили Pai вщ рiвномiрно розподтеного навантаження; 3) на нижнш пояc ферми дшть cnra F = q/ вщ рiв-номiрно розподiленого навантаження, яке дie на арку ферми, та cnra ваги вiд ма№ вcieï ферми Q = gmф, де тф - маcа ферми.
Рис. б. Розрахункова схема навантаження 3MÎ306em0HH0ï кроквяно'1' арково'1' ферми
Пюля визначення зycиль, яю дшть на ферму, визначено вщповщт зги-нальш моменти i cтиcкаючy cилy з використанням розрахунково'1 cхеми (риc. б).
Виходячи з основних положень теорií опору матерiалiв [17] для статично невизначених систем з використанням методу сил, визначено значення зги-нального моменту, зокрема i максимального, в небезпечному перерiзi арки, нап-риклад для прольоту 2-3 (рис. 6)
MJ(X1) = 1 Pa3(4x - /23) ; Ma max = 1 Palp < Ma] . (13)
88
Згинальний момент, зокрема i максимальний, в небезпечному перерiзi для нижнього пояса ферми
MUX) = + Ql X - ^; Мям = ^ + < [Мн.п], (14)
^ 2 2 у 2 8 4
де /х - довжина ддГ рiвномiрно розподшеного навантаження по довжинi арки в межах абсциси х.
Значення стискуючо! сили, яка дie на одну стшку ферми
Pai = q/p < [Р]. (15)
Крш цього, згiдно з ДСТУ Б.В.1.2-3:2006 необхiдно перевiряти прогин f нижнього пояса ферми з його допустимим значенням fu. Для визначення проги-ну використано залежнiсть
= (q/ + Q)L < = А_, (16)
48ktEIse 250
де: q, кН/м; Q, кН; L, м; kt - коефiцieнт, який враховуе вплив температури на значення модуля пружностц Е - модуль пружносп матерiалу арматури, кН/м2; 1зв - зведений момент шерцп, перерiзу, м4; fu - граничне значення прогину [18].
Пiсля перевiрки конструкцц ферми на мiцнiсть необидно визначити час поширення теплового потоку в кожному елеменп конструкцп ферми до температури 500 °С ввд зовнiшнiх поверхонь до арматури з використанням залежнос-тей (1)...(3) та (5) з побудовою вiдповiдних графiчних залежностей. Пiсля виз-начення часу поширення теплового потоку вибирають найменше значення, яке i буде вщповщати граничному стану вогнестiйкостi розглянуто! ферми.
Потрiбно встановити для арматури i бетону ферми допустиме значення напружень пiсля пожежi з урахуванням релаксацп и матерiалу. У процесi нагрь вання пiд дieю зовнiшнiх сталих зусиль конструкцiя деформуеться. Пкля охо-лодження, тобто пiсля лшыдацп пожеж^ отриманi деформацц стають залишко-вими завдяки релаксацп матерiалу, яка впливае на зменшення значень допусти-мих напружень. Вплив релаксацп матерiалу залiзобетонних конструкцiй на !х мiцнiсть дослщжували багато науково-дослiдних установ. Результати таких ро-бiт розглянуто на прикладi роботи [19].
Основними елементами залiзобетонног' конструкцц е арматура i бетон. Пот^бно розглянути вплив температури i вiдповiдно релаксацп на зменшення до-пустимих напружень для арматури i бетону. Цей вплив враховано коефщентами к& для арматури та кл для бетону, значення яких зображено вiдповiдно на рис. 7.
При розрахунках вогнестшкосп ферм пiсля пожежi необхiдно передусiм встановити температуру, до значення яко! прогршися бетон i арматура. Пкля цього, користуючись графiчною залежнiстю, яку зображено на рис. 7, визначи-
ти значення коефщенлв кг8 i кь. Для визначення дiйсних значень допустимих напружень необхщно допустимi напруження до температурного впливу помно-жити на визначеш коефiцiенти зниження мiцностi.
Температура,
Рис. 7. Вплив температури на значення коефiцieнтiв: 1) к(8; 2) к1Ь
Наведену методологш визначення граничного стану вогнестшкосп ар-ково'1 ферми розглянуто на прикладi.
Приклад. Визначити клас вогнестiйкостi арково! безросюсно! залГзобетонно! кроквя-но! ферми за умови досягнення арматурою критично! температури 500°С. Ферма викорис-товуеться для перекриття прольоту шириною 18000 мм. РадГус арки г = 15,5 м, Н = 3 м. Ус iншi розмiри ферми наведенi на рис. 6, а розмiри перерiзiв конструктивних елемент1в - на рис. 4. Qнр^ = 13800 кДж/кг; ул = 0,022 м/с, уп = 0,0145 кг/м2 с. КоефГщент теплообмшу конструкци з середовищем а = 25 Вт/м -°С; коефiцiент теплопровГдносл матерiалу конструкци Я = 1,2 Вт/м-°С; коефiцiент температуропровiдностi матерiалу аггс1 = 3,б9-10-7 м2/с; коефщГент, який враховуе вплив температури 500°С на значення модуля пружностГ к = 0,6 [13]; маса ферми тф = 6500 кг; рГвномГрно розподГлене навантаження р = 100 кг/м ; пожежа кругова г виникла на пГдлозГ цеху посередиш загально! довжини ферми.
Розв'язок.
1. Визначено довжину дуги I арки за залежнютю (11)
а= 2агс8т
17,6 ^ 3,14
2 15,5 1180
= 1,22 рад; I = 1,22 15,5 = 18,91 м.
2. Визначено рiвномiрно розподшене навантаження по довжинi арки на одну ферму за залежнютю (12)
9,81100108
Ч =
- = 5,78 кН/м.
1000 18,91
3. Визначено максимальне значення згинально! сили, яка дie на арку мiж стiйками ферми, наприклад тобто мiж вузлами 2 i 3 третього прольоту ферми (рис. 6)
Ра3 = Ч123 = 5,78-3 = 17,34 кН.
4. Розраховано максимальний згинальний момент у небезпечному перерiзi арки за залежнютю (13) та порiвняно з допустимим значенням
Ма тах = 117,343 = 6,5 кН- м < [М] = 42,1 кН- м, 8
що забезпечуеться встановлена мiцнiсть арки ферми.
5. Розраховано максимальний згинальний момент у небезпечному перерiзi для нижнього пояса ферми за залежнютю (14) та порiвняно з допустимим значенням
М н
5,78 18,91 17,6 6,5-9,81 17,6
= 521 кН-м < [Мни] = 770,7 кНм.
8 4
6. Визначено стискуючу силу, яка дie на одну стшку ферми за залежнютю (15) та порiвняно з допустимим значенням
ра3 = д}23 = 5,78-3 = 17,34 кН < [Р] = 777,4 кН.
7. Визначено прогин / нижнього пояса ферми за залежнютю (16) i порiвняно з його допустимим значенням/и при 1зв = 0,0043 м4
. (5,78-18,91 + 63,8)17,63 ^ 17,6
Л =---— = 0,038 м < / = = 0,0704 м.
48 - 0,6 - 20-107-0,0043 250
Результати розрахунюв ферми на мщтсть за температури 500°С для ар-матури i вiдповiдно бетону показали, що мiцнiсть ферми забезпечуеться. Шсля цього визначено час прогрiву арматури i бетону на глибину 50 мм, тобто на глибину розмщення осi арматури з використанням залежностей (1)...(3) та (5).
Результати розрахунюв для заданих умов зображеш на рис. 8.
У 600,01
У
/
/
Рис. 8. Залежшсть температури арматури (товщина захисного шару 50 мм) вiд тривалост1 пожежi
£ 400,0
| 300,0
& 200,0
й 100,0 а
о „ „
£ ' 0,0 20,0 40,0 60,0 80,0 100,0120,00 ^ Тривалють пожеяа, хв
На mдставi аналiзу отриманих результатiв можна стверджувати, що ар-кова безросюсна кроквяна ферма за ознакою втрати несучо'1 здатностi належить до класу вогнестшкосп Я90. За результатами розрахунюв температура 500 °С була досягнута арматурою за товщини захисного шару бетону 50 мм за 95 хв. На 95 хв температура середовища за результатами розрахунюв була 1014 °С, а температура зовтштх поверхонь елеменлв конструкци ферми - 901 °С.
Отриманi результати теоретичних дослiджень порiвняно з результатами експериментальних випробувань на вогнестiйкiсть залiзобетонних перемичок 3ПБ18-8 виробництва ТДВ "ХМЕЛЬНИЦЬКЗАЛВОБЕТОН". Для порiвняння результатiв виконано вiдповiдне наведення розмiрiв, навантаження i температури нижнього пояса ферми до розмiрiв, навантаження i температури перемичок. Експериментальш дослiдження виконано Науково-випробувальним центром "СВРОСТАНДАРТ". Граничним станом за ознакою втрати несучо'1 здатностi за-лiзобетонних перемичок тд час проведення випробувань було граничне зна-чення прогину /и = 30,56 мм. Для нижнього пояса ферми за результатами вико-наного наведення граничне значення прогину становило /и = 35 мм. Для визна-чення прогину нижнього пояса ферми прийнято температуру арматури 300°С, що вiдповiдае часу вогнево'1 ди 62 хв на залiзобетоннi перемички (згiдно iз протоколом дослщжень № 1/БК-14). При цьому прогин нижнього пояса ферми ста-новив 28 мм, а для залiзобетонних перемичок за результатами експерименлв -29,61 мм. Вщносна похибка становить
А =
/п /н.
л
-100 =
29,61 - 28 29,61
100 = 5,44%.
Така похибка вказуе на можливiсть використання розроблено! методоло-riï для встановлення класу вогнестiйкостi кроквяних ферм для скатних кршель. Висновки:
1. Розроблено методологш для встановлення класу вогнестшкоста кроквяних ферм для скатних ^вель за ознакою втрати несучо'1 здатноста, яка дае змо-гу за умови яысного виготовлення ферми встановити клас вогнестiйкостi без виконання вогневих експерименпв. Загальна вiдносна похибка теоре-тичних розрахунк1в вiдносно результатiв експериментальних дослвджень, як показали численнi результати дослвджень, не перевищуе 5.. .8 %.
2. Алгоритм визначення класу вогнестшкост кроквяних ферм для скатних ^вель за ознакою втрати несучо'1 здатност включае вiсiм блокiв для роз-рахунку основних чинник1в, якi впливають на встановлення класу вогнес-тшкостг
3. Для виконання розрахунк1в за розробленим алгоритмом необхщно викона-ти шдготовчу роботу для визначення допустимих значень згинальних мо-ментiв арки та нижнього пояса ферми, а також допустиме значення стиска-ючо'1 сили для стiйки та допустиме значення прогину ферми зпдно з ДСТУ Б.В.1.2-3:2006.
Лiтература
1. ДСТУ Б.В.1.1-4-98. Захист вiд пожеж. Бущвельш конструкций Методи випробувань на вогаестшюсть. Загальнi вимоги. - К. : Вид-во Держбуд Украши, 1999. - 19 с.
2. Методические рекомендации по расчету огнестойкости и огнесохранности железобетонных конструкций. - М. : Изд-во ГУП "НИИЖБ", 2000. - 92 с.
3. Пособие по расчету огнестойкости и огнесохранности железобетонных конструкций из тяжелого бетона к СТ036554501-006-2006. - М. : Изд-во "Статистика", 2008. - 134 с.
4. EN 1992-1-1:2004 (Е) Eurocode 2: Design of concrete structures - Part 1-1: General rules and rules for buildings. - 225 р.
5. Рекомендации по расчету пределов огнестойкости бетонных и железобетонных конструкций. - М. : Изд-во НИИЖБ, 1986. - 40 с.
6. Копиленко М.Э. Моделирование реальных пожаров в помещениях: проблемы и решения / М.Э. Копиленко // Промышленная теплотехника : междунар. науч.-прикл. журнал. - К. : Изд-во "Лыбидь". - 2001. - Т. 23, № 1-2. - С. 16-20.
7. Копиленко М.Э. Моделирование огнестойкости элементов строительных конструкций в условиях реального пожара / М.Э. Копиленко, П.Г. Круковский, Е.С. Картавова // Промышленная теплотехника : междунар. науч.-прикл. журнал. - К. : Вид-во "Либра". - 1999. - Т. 21, № 4-5.
- С. 16-21.
8. Страхов В.Л. Оптимальное проектирование огнестойких строительных конструкций // Моделирование пожаров и взрывов / под общ. ред. Н.Н. Брушлинского и А.Я. Корольченка. - М. : Изд-во Ассоциации "Пожнаука", 2000. - С. 365-446.
9. Ренкас А.А. Стойкость железобетонных плит перекрытия после неравномерного прогрева во время пожара / А.А. Ренкас, Э.Н. Гулида // Чрезвычайные ситуации: предупреждение и ликвидация : науч.-техн. журнал. - Минск : Изд-во НИИПБ и проблем чрезвычайных ситуаций.
- 2013. - № 2(34). - С. 40-46.
10. Ренкас А.А. Врахування реального розподшу температури при пожежi та його вплив на залишкову мщшсть залiзобетонних плит перекриття / А.А. Ренкас, Е.М. Гулща // Пожежна без-пека : зб. наук. праць. - Львш : Вид-во ЛДУ БЖД. - 2013. - № 23. - С. 131-138.
11. Кошмаров Ю.А. Прогнозирование опасных факторов пожара в помещении. / Ю.А. Кошмаров. - М. : Изд-во Академии ГПС МВД России, 2000. - 118 с.
12. Лыков А.В. Тепломассообмен : справ. / А.В. Лыков. - М. : Изд-во "Энергия", 1978. - 480 с.
13. Проект ДСТУ-Н П Б В.2.6-ХХ: 20ХХ. Настанова проектування залiзобетонних конструкций. Основш положения. Вогаестшюсть (EN 1992-1-2:2004 MOD).
14. ДСТУ 3760:2006. Прокат арматурний для залiзобетониих конструкций (ISO 6935-2:1991, NEQ). - К. : Держспоживстандарт Украши, 2007. - 28 с.
15. ДБН В.2.6-98:2009. BeTOHHi та залiзобетоннi конструкций - К. : Мiнрегiонбуд Украши, 2011. - 71 с.
16. Шерешевский И. А. Конструирование промышленных зданий и сооружений. / И. А. Ше-решевский. - М. : Изд-во "Архитектура-С", 2005. - 168 с.
17. Посацький С. Л. Опiр матерiалiв / С. Л. Посацький - Львш : Вид-во Львiвського ун-та, 1973. - 403 с.
18. ДСТУ Б.В.1.2-3:2006. Система забезпечення надiйностi та безпеки будшельних об'ектш. Прогини i перемещения. - К. : Вид-во Мшбуд Украши, 2006. - 14 с.
19. Рекомендации по обследованию зданий и сооружений, поврежденных пожаром. - М. : Изд-во "Стройиздат", 1987. - 75 с.
Гулида Э.Н., Коваль А.М. Огнестойкость железобетонных конструкций скатных кровель одноэтажных зданий цехов деревообрабатывающих предприятий
Разработана методология установления класса огнестойкости железобетонных стропильных ферм для скатных кровель одноэтажных зданий цехов деревообрабатывающих предприятий на основе результатов теоретических исследований. Рекомендованы зависимости для определения температуры в зоне размещения ферм при пожаре, а также температуры на внешних поверхностях железобетонных стропильных ферм в зависимости от температуры среды. Кроме этого, установлена критическая температура в сечениях железобетонных стропильных ферм в зависимости от времени продолжительности пожара. Общая относительная погрешность теоретических расчетов по отношению к результатам экспериментальных исследований по классам огнестойкости с учетом признака потери несущей способности, как показали многочисленные результаты исследований, не превышает 5... 8 %.
Ключевые слова: пожар, температура, стропильная ферма, несущая способность, класс огнестойкости.
Hulida Ye.M., Koval O.M. Fire resistance of concrete construction pitched roof single-storey buildings workshops wood-processing enterprises
A methodology to establish the fire resistance class concrete trusses for pitched roof single-storey buildings woodworking shopsing enterprises on the basis of theoretical studies. Recommended for dependence to determine the temperature in the zone of the farms in the fire, as well as the temperature on the outer surfaces of concrete trusses depending on the ambient temperature. Moreover, the critical temperature is set to the same sections metal-concrette -truss according to the time duration of the fire. The total relative error of the theoretical calculations with respect to the results of experimental studies on the fire resistance classes based on characteristic loss of bearing capacity, as shown by numerous research results does not exceed 5. 8 %.
Key words: fire, temperature, truss, bearing capacity, fire resistance class.
УДК 667.621.6+678.74+67.08 Доц. Б. О. ДзШк, д-р техн. наук;
тж. О. Б. Федотова - НУ "Львiвська полтехшка"
ОДЕРЖАННЯ МАЛЕШ1ЗОВАНИХ НАФТОПОЛ1МЕРНИХ СМОЛ ТА IX ВИКОРИСТАННЯ У КОМПОЗИЦ1ЯХ З ЕПОКСИДНОЮ СМОЛОЮ
Одержано коолтомери (нафтотешмерш смоли) з ненасичених вуглеводшв фрак-Щ1 С9 рщких те^чних продукпв шролiзу дизельного палива виробництва етилену, роз-глянуто 1х модифшування малешовим анпдридом та використання мале'лшзованих наф-тошшмерних смол у композицшх з епоксидною смолою для протикорозшних захисних покрить рiзних поверхонь. Встановлено основш закономiрностi шщшовано! пероксида-ми коолтомеризацп ненасичених вуглеводшв фракци С9 рщких продуктов шролiзу дизельного палива та модифшування одержано! нафтотешмерно! смоли малешовим анпд-
