Анализ возможности эксплуатации железобетонных ферм после пожара Текст научной статьи по специальности «Строительство и архитектура»

УДК 614.841.332

АНАЛИЗ ВОЗМОЖНОСТИ ЭКСПЛУАТАЦИИ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ФЕРМ ПОСЛЕ ПОЖАРА

А. М. Зайцев, А. В. Никулин

Воронежский государственный архитектурно-строительный университет

Проанализирована возможность дальнейшей эксплуатации железобетонных ферм после пожара в складе каучука. Для этого проведено детальное обследование конструкций на наличие и величину трещин и сколов, а также исследование остаточной прочности бетона и арматуры, выпиленных из обрушившейся фермы. Произведены расчеты температурного режима пожара в помещении склада и максимального прогрева предварительно напряженной арматуры нижнего пояса ферм и измерение фактических прогибов ферм после пожара.

Для решения вопроса о возможности эксплуатации строительных конструкций, в частности железобетонных ферм склада каучука шинного завода, после воздействия реального пожара были проведены следующие исследования:

1. Изучены материалы о развитии пожара в складе каучука; обследовано состояние строительных конструкций после пожара.

2. Определены фактические прогибы железобетонных ферм, сохранившихся после пожара.

3. Проведен расчет температурного режима в складе каучука при пожаре.

4. Осуществлен расчет прогрева железобетонных ферм.

5. Проведено испытание прочности бетона и арматуры после огневого воздействия.

1. Изучение материалов о развитии пожара в складе каучука. Обследование состояния строительных конструкций после пожара

Здание склада предназначено для хранения синтетического каучука марки СКИ-3. Площадь отсека, где произошел пожар, составляет 24 х 60 = = 1440 м2. Здание одноэтажное, пролет отсека — 24 м, длина — 60 м, высота до нижнего пояса ферм — 6 м. Степень огнестойкости здания — II. Капитальные стены и пилястры выполнены из силикатного кирпича. Стропильные фермы — железобетонные, пролет — 24 м. Плиты покрытия — железобетонные марки ПКЖ-3 размером 6 х 1,5 м. По торцам отсека склада расположены по три окна размером 2 х 3 м и дверь размером 3 х 3 м.

Начало пожара зафиксировано в 18 ч 45 мин, окончание — в 1 ч 15 мин. Длительность пожара составляла 5 ч 30 мин. Время открытия ворот — 19 ч 19 мин. Начало тушения пожара— 19 ч 26 мин или через 41 мин после возникновения пожара. Время обнаружения пламени — 19 ч 55 мин; от

начала пожара до его обнаружения — 32 мин; разрушения остекления — 20 ч 45 мин или через 2 ч от начала пожара; обрушения фермы и плит покрытия

— 21 ч 13 мин. Площадь обрушения — 288 м2.

Фактическая горючая загрузка склада -

230 кг/м2. Количество сгоревшего материала: 1400 кг каучука марки СКИ-3, 1200 кг регенерата РКТ, 50 кг обертки, всего 2650 кг. Площадь горения

— 50 м2.

В результате пожара произошло обрушение фермы Ф0 и 32 плит покрытия ПКЖ-3; на фермах Ф5 - Ф7 появились нормальные и косые трещины с раскрытием до 0,3 мм; на ферме Ф6 имелись разрушенные участки бетона вплоть до полного оголения арматуры. В зоне горения произошло отслаивание кирпичной кладки стены и верхней части пилястр.

2. Определение фактических прогибов железобетонных ферм

Для определения фактических прогибов ферм был принят стереофотограмметрический метод [1]. Съемки ферм выполнялись с помощью фототеодолита С-Зв. Следует отметить, что использование данного метода для определения прогибов строительных конструкций после пожаров повышает безопасность проведения работ и точность измерений при незначительных затратах времени и средств.

После обработки диапозитивов было выявлено, что величина прогибов изменяется вдоль ферм следующим образом:

Ф8 от +2,34 до -0,29 см;

Ф7 от +6,42 см до 0;

Ф6 от +8,8 см до 0;

Ф5 от +5,14 см до 0;

Ф4 от +4,5 см до 0;

Ф3 от 4,86 см до 0;

Ф2 от +2,83 до 0.

Вдоль отсека склада максимальные прогибы ферм изменяются таким образом (рис. 1): от фермы Ф8 к Ф6 прогибы возрастают от 2,34 до 8,8 см; от Ф2 к Ф5 — от 2,83 до 5,14 см. Следовательно, уменьшение прогибов ферм происходит в соответствии с их прогревом в направлении от очага пожара до вентиляционных проемов.

Согласно СНиП [2, табл. 4] прогибы железобетонных элементов не должны превышать предельно допустимых величин (для перекрытий с ребристыми потолками при пролете свыше 10 м — 1/400 пролета или 6,0 см). При сопоставлении фактических прогибов ферм с предельно допустимыми было установлено, что фермы Ф1 - Ф4 и Ф8 имеют прогибы меньше нормативных; Ф6 и Ф7 — превышающие предельно допустимые значения; Ф5 — прогиб, близкий к предельно допустимому значению (5,14 см).

3. Определение температурного режима в отсеке склада каучука во время пожара

Для определения среднеобъемной температуры в отсеке склада каучука, а также температур в различных точках объема помещения воспользуемся методикой, изложенной в [3-6]. Среднеобъемная температура в помещении зависит от удельной теплоты пожара цр , коэффициента избытка воздух ат и продолжительности горения т.

Определяем удельную теплоту пожара по формуле:

2Р сОнПРгор

или

цр = 1,68 • 103 Вт/м2

Цр =-

± 1 т.

р

(1)

где 2 — коэффициент химического недожога, 2 = 0,95 [15];

Рс — коэффициент изменения скорости горения, Рс = 0,5 [15]; Qн — низшая теплота сгорания, дн = 40 • 103 кДж/кг [5]; п — массовая скорость выгорания, п = 31,8 кг/м2 [5];

Ргор — площадь поверхности горения, согласно данным экспертизы пожара Ргор = 50 м2; Рт — площадь поверхности теплообмена в отсеке склада,

р = р + р + р =

т пола стен потолка

= 1440 + 1134 + 2436 = 5010 м2.

По формуле (1) определяем значение удельной теплоты пожара цр , отнесенной к единице площади поверхности теплообмена:

Цр =

0,95 • 0,5 • 40 • 103 • 31,8 • 50 5010

= 6,03 ■ 103 кДж/(м2 ■ ч)

Коэффициент избытка воздуха ат определяем по формуле [5]:

3600/0<р. 2

н V пг

2ПргоРК

(2)

где/ — площадь приточных отверстий, м ;

Ф — коэффициент расхода, принимаем равным 0,64 [7];

Я — ускорение свободного падения, Я = 9,81 м/с2;

Н1 — расстояние от плоскости равных давлений до центра тяжести приточных отверстий, м; Рн, Рпг — соответственно плотность наружного воздуха и продуктов горения, кг/м3; Жв° — объем воздуха, необходимый для сгорания 1 кг горючих веществ, Жв° = 10,82 м/кг [3]. Из данных экспертизы пожара известно, что до разрушения остекления и обрушения ферм и плит покрытия воздухообмен при пожаре в отсеке склада происходил через дверные проемы в течение 2 ч. Примем, что после 15 мин площадь горения, установленная экспертизой, была охвачена огнем. Найдем для этих условий коэффициент избытка воздуха. Примем также, что температура в помещении отсека склада к этому времени достигла 373 К.

Для нахождения площади приточной части дверных проемов определим значение Н1 по формуле:

(3)

А, =

где Тн — температура наружного воздуха, согласно данным экспертизы пожара Тн = 265 К; Тпг — температура продуктов горения, Тпг = 448 К;

Н2 — высота проема до приточного отверстия, м. Подставляя значения температур Тн и Тпг в формулу (3), получим

<1 = 3/Ц А2 = 0,892Й2.

Учитывая, что 2(А1 + А2) = А, где А — высота дверного проема, получим 2(0,892А2 + А2) = 3 м, откуда А2 = 3/2 • 1,892 = 0,793 м. Следовательно

А1 = 0,892 • 0,793 = 0,707 м.

Площадь приточной части дверных проемов

/о = 2А1 • Ь • 2 = 2 • 0,707 • 3 • 2 = 8,484 м2.

н

а т

пг

ТАБЛИЦА 1

Время, ч - мин

Показатель 0-15 0-30 0-45 1 1 -30 2 2-30

Температура, °С

гср об 125 140 160 180 230 240 265

Ф0 280 320 350 370 420 455 485

Ф5 230 270 300 320 360 400 430

Ф4 175 220 250 275 310 345 365

Ф3 130 180 200 220 250 290 305

Ф2 105 150 165 190 225 250 270

Ф1 85 120 145 175 200 225 250

Ф6 230 270 300 320 360 400 430

Ф7 175 220 250 275 310 345 365

Ф8 130 180 200 220 250 290 305

Подставляя полученные значения в формулу (2), получим

3600-0,64-8,484 2-9,81 -0,707

1,285 - 0,95

1,285

х [0,95 - 31,8 - 50 -10,82]-1 = 2,27.

В дальнейшем значения ат уточнялись в соответствии с температурой продуктов горения. Так, для времени пожара 1ч ат равно 2,51; 2 ч — 2,74. По полученным значениям ат для различных моментов времени и при др = 1,68 - 103 Вт/м2 с по-

РИС.1. Фактические прогибы АН ферм после пожара: I — очаг горения каучука; II и III — зоны средней и слабой интенсивности огневого воздействия; 1 - 3 — границы температур по низу плит покрытия, соответственно 800, 400, 200°С; 4 — направления движения продуктов горения; 5 — въездные ворота; 6 — оконные проемы

г, °С

900 800700 600 500400300 200-| 100

0

20

40

60

80

100 120 140 т, мин

РИС.2. Изменение температуры пожара на уровне нижнего пояса ферм

мощью номограммы [5] рассчитаны среднеобъем-ные значения температуры гсроб в отсеке склада каучука в период развития пожара, а также значения температуры среды на уровне нижнего пояса ферм Ф0 - Ф8. Результаты расчета представлены в табл. 1.

Полученные расчетом значения температуры среды в основном совпадают с результатами освидетельствования железобетонных конструкций, проведенного по методике [8 - 10]. Данные освидетельствования максимальных температур по зонам в отсеке склада каучука представлены на рис. 1. Необходимо отметить, что максимальная температура среды непосредственно над очагом пожара составляла « 800 - 900°С, что следует учитывать при расчете прогрева железобетонных конструкций.

Представив полученные результаты в графическом виде (рис. 2), получим ряд кривых, пропорциональных стандартной кривой пожара, характеризующих повышение температуры среды на уровне нижнего пояса ферм. Поэтому для расчета прогрева нижнего пояса ферм можно использовать методику, изложенную в [11, 12].

4. Расчет прогрева железобетонных ферм

Стропильные предварительно напряженные железобетонные фермы марки ФС 2411-4В с пролетом 24 м (шаг 6 м) серии ПК-01-129/68 изготовлены из бетона В 30 на известняковом заполнителе. В качестве рабочей арматуры применена высокопрочная холоднотянутая проволока диаметром 5 мм класса Вр-11. Поперечное сечение наиболее уязвимого к воздействию пожара элемента фермы — нижнего пояса — представлено на рис. 3.

Нагрев холоднотянутой предварительно напряженной арматуры приводит к потере предварительного напряжения. Необратимое снижение предварительного напряжения начинается уже при температуре прогрева арматуры 100°С. С ростом температуры от 245 до 300°С величина температурной ползучести стали увеличивается более чем в два

4 (> 05Вр-П)

ТАБЛИЦА 2

РИС.3. Сечение нижнего пояса ферм

Номер фермы

Показатель 0 5, 6 4,7 3, 8 2 1

Температура 485 430 365 305 270 250

среды, °С

а, Вт/(м2 • °С) 35,5 31,3 26,9 23,5 21,6 20,7

Био 4,41 3,88 3,34 2,92 2,68 2,57

Температура 378 318 248 201 172 155

поверхности, °С

раза. Это приводит к полной потере предварительного напряжения арматуры. При прогреве предварительно напряженного элемента с высокопрочной холоднотянутой арматурой выше 150 - 200°С и последующем остывании его под нагрузкой появляются необратимые деформации. Величина этих деформаций (необратимых прогибов) является недопустимой с точки зрения возможности дальнейшей эксплуатации предварительно напряженных конструкций [13-15].

Нас интересует температурное поле нижнего пояса ферм на 2,5 ч развития пожара. К этому времени произошло обрушение фермы Ф0, находившейся над очагом пожара, а также двух рядов плит перекрытия ПКЖ-6, в результате чего выделяющееся при пожаре тепло стало уходить в образовавшийся проем (размером 24 х 12 м) и дальнейший подъем температуры среды в отсеке склада каучука прекратился.

Расчет прогрева нижнего пояса ферм производим согласно [11, 12]. При этом одномерный прогрев определяем по формуле:

^х, т) 1пов (т) 01 [1пов (т) *0],

(4)

где tпов (т) — температура обогреваемой поверхности, определяется по табл. 2; 91 — безразмерный параметр, определяется графически (см. ниже); t0 — начальная температура. В данном случае имеет место двумерный прогрев, поэтому расчет прогрева арматуры производим по формуле:

t (х, у, т) t пов(т)

^пов(т) t (х, т )№пов(т) t ( у, т)]

tпов(т) 10

(5)

где т), ^ у, т) — температура в точке по координате

х и у соответственно.

В табл. 2 представлены значения температуры среды на 2,5 ч развития пожара. Для этой температуры определялся коэффициент теплоотдачи а [5] и число Био. С учетом полученных значений температуры среды и чисел Био по графику [16] определена максимальная температура поверхности нижнего пояса ферм.

Так как максимальная температура поверхности ферм равна 485°С, то усредненные значения тепло-физических характеристик железобетона (^ср - коэффициент теплопроводности; ссР — коэффициент теплоемкости; рср — плотность; и0 — эксплуатационная влажность бетона) согласно [17] примем при ^р = 0,5(485 + 0) = 242,5 °С. Получим: Хср = 1,163(0,98-0,00047 • 242,5) = =1,007 Вт/(м • °С); сср = 4,1868(0,17 + 0,0002 • 242,5) = = 0,915 кДж/(кг • °С); рср = 2250 кг/м3; и0 = 2,5%.

Значение приведенного коэффициента теплопроводности апр определяем по формуле:

3,6А.

апР = -

сР

пр (еср + 0,05и0) р

(6)

Следовательно

3,6 • 1,007

апр = -

= 0,00155 м2/ч.

пр (0,915 + 0,05 • 2,5)2250 Рассчитываем значение критерия Фурье:

р0 = 77т =

а 0,00155

5 2 (0,125)2

2,5 = 0,248.

Определяем безразмерное расстояние от центра сечения до центра пучка арматуры по оси х и у соответственно

ч 0,078 с 0,083

£х = —-= 0,624; £ у = —-= 0,664.

х 0,125 у 0,125

Для полученных значений р0 и по графику [12] находим значение 01:

01х = 0,43; 01у = 0,4.

Определяем прогрев пучка арматуры фермы Ф0. По формуле (4) рассчитываем одномерный прогрев арматуры по осям х и у. Получаем

гх = 378-0,43(378) = 215,5°С;

у = 378 - 0,4(378) = 226,8°С.

По равенству (5) рассчитываем значение температуры пучка арматуры нижнего пояса фермы Ф0 после 2,5 ч огневого воздействия (время обрушения фермы):

(378 - 215,5)(378 - 226,8) гФп = 378 - --—-— = 313°С.

Ф0 378

Прогрев арматуры оставшихся ферм необходимо рассчитывать с учетом коэффициента тепловой инерции [13]:

т = т/[т -(5/Н )2], (7)

где т — время огневого воздействия, ч;

5 — расстояние от поверхности нагрева до центра напрягаемой арматуры, м; Н — половина толщины сечения, м. Значение коэффициента тепловой инерции по осям х и у согласно формуле (7)

т" = 2,5/2,5 - (0,047/0,125)2 = 1,06; (8)

т" = 2,5/2,5 - (0,042/0,125)2 = 1,05. (9)

Определяем прогрев пучка арматуры ферм Ф5 6. Одномерный прогрев по оси х рассчитываем по выражению (4):

гх = 318 - 0,43(318) = 181,3°С,

с учетом коэффициента тепловой инерции (8) получим

гх = (181,3)1,06 = 192,1°С.

Одномерный прогрев по оси у рассчитываем по формуле (4)

гу = 318 - 0,4(318) = 190,8°С,

с учетом коэффициента тепловой инерции по формуле (9) получим

гу = (190,8)1,05 = 200,3°С.

Таким образом, максимальная температура арматуры ферм

Ф = 318 - (318 - 192,1)(318 - 2°0,3) = 27

Ф5,6 318 - 0 ,

Расчет прогрева предварительно напряженной арматуры нижнего пояса остальных ферм производим аналогичным образом. • Для ферм Ф4,7:

гх = 248-0,43(248) = 141,4°С,

с учетом коэффициента тепловой инерции

гх = (141,4)1,06 = 149,9°С;

гу = 248 - 0,4(248) = 148,8°С,

с учетом коэффициента тепловой инерции

гу = (148,8)1,05 = 156,24°С.

Следовательно

гФ = 248 - (248 -149,9)(248 -156,24) = 211,7°С.

Ф4,7 248 -0 ,

• Для ферм Ф3,8:

гх = 201 - 0,43(201) = 114,6°С, с учетом коэффициента тепловой инерции гх = (114,6)1,06 = 121,4°С; гу = 201 -0,4(201) = 120,6°С, с учетом коэффициента тепловой инерции гу = (120,6)1,05 = 126,6°С. Следовательно

(201 - 121,4)(201 - 126,6)

в = 201 - --—-— = 171,5°С.

Ф3,8 201 - 0

• Для фермы Ф2:

гх = 172-0,43(172) = 98,0°С, с учетом коэффициента тепловой инерции гх = (98)1,06= 103,9°С; гу = 172-0,4(172) = 103,2°С, с учетом коэффициента тепловой инерции гу = (103,2)1,05 = 108,4°С. Следовательно

= 172 - (172 - '03-9>(172 - '08,4) = 146,8°С. Ф2 172 - 0

• Для фермы Ф1:

гх = 155-0,43(155) = 88,4°С, с учетом коэффициента тепловой инерции гх = (88,4)1,06 = 93,6°С; гу = 155-0,4(155) = 93,0°С, с учетом коэффициента тепловой инерции

гу = (93,0)1,05 = 97,6°С.

Следовательно

= 155 -(155 - 9з,б)(ш - 97,6) = 132

Ф1 155 - 0

Таким образом, в процессе огневого воздействия предварительно напряженная арматура нижнего пояса ферм Ф5 и Ф6 прогрелась до температуры 271,4°С, что выше допустимой (200°С). Это ставит под сомнение возможность их дальнейшей эксплуатации. Максимальная температура предварительно напряженной арматуры нижнего пояса ферм Ф4

и Ф7 (211,7°С) была близка к предельно допустимой, поэтому возможность дальнейшей эксплуатации этих ферм необходимо рассматривать с учетом фактических деформаций и наличия трещин после пожара. В остальных фермах максимальная температура арматуры не превышала 171,5°С, что значительно ниже предельно допустимой.

Температура прогрева при пожаре предварительно напряженной арматуры фермы Ф0 составляет 313°С. Полученная расчетом температура арматуры значительно выше критической для арматурной проволоки класса Вр-11. На основании этого можно сделать вывод, что обрушение фермы Ф0 произошло из-за прогрева предварительно напряженной арматуры нижнего пояса фермы до критической температуры, вызывающей полную потерю предварительного напряжения арматуры и необратимую потерю жесткости.

Выводы

Проведенное исследование, включающее изучение материалов о характере развития и тушения пожара в отсеке склада каучука, изучение проектной документации, обследование состояния конст-

рукций после пожара, в частности наличие и характер трещин и сколов бетона, расчет температурного режима по объему отсека склада во время пожара, определение фактических прогибов ферм после пожара, расчет максимального прогрева предварительно напряженной арматуры ферм во время пожара, а также испытание остаточной прочности бетона и арматурной стали позволяют сделать следующие выводы. Фермы Ф5, Ф6, подвергшиеся в период развития и тушения пожара интенсивному огневому воздействию с прогревом предварительно напряженной арматуры выше 271,4°С, а также ферма Ф7 с прогревом арматуры до 211,7°С, имеющие после пожара деформации (прогибы), превышающие нормативное значение, а также значительные трещины и сколы бетона (Ф6), требуют замены или усиления. Фермы Ф1 - Ф4 и Ф8, подвергшиеся незначительному прогреву и не имеющие недопустимых прогибов, трещин и разрушений, пригодны к дальнейшей эксплуатации.

Следует также отметить, что фактический предел огнестойкости ферм при реальном пожаре оказался значительно выше нормативного.

ЛИТЕРАТУРА

1. Метелкин А. И. Фотограмметрия в строительстве и архитектуре. — М.: Стройиздат, 1981.

2. СНиП 2.03.01-84*. Бетонные и железобетонные конструкции. Нормы проектирования.

3. Башкирцев М. П. Задачник по теплопередаче в пожарном деле. — М.: МВД СССР, 1975.

4. Гутов В. Н., Молчадский И. С., Кошмаров Ю. А. Руководство по расчету температурного режима пожаров в помещенияхжилыхзданий. — М.: ВНИИПО, 1982.

5. Романенко П. Н., Кошмаров Ю. А., Башкирцев М. П. Термодинамика и теплопередача в пожарном деле. — М.: ВШ МВД СССР, 1977.

6. Кошмаров Ю. А., Башкирцев М. П. Термодинамика и теплопередача в пожарном деле. — М.: ВШ МВД СССР, 1987.

7. Иванников В. П. Справочник по тушению пожаров. — Киев: МВД УССР, 1975.

8. Рекомендации по обследованию зданий и сооружений, поврежденных пожаром. — М.: Стройиздат, 1987.

9. Методические рекомендации по классификации дефектов и повреждений в несущих железобетонных конструкциях промышленныхзданий. — Харьков: ПромстройНИИпроект, 1984.

10. Ильин Н. А. Техническая экспертиза зданий, поврежденных пожаром. — М.: Стройиздат, 1983.

11. Зайцев А. М., Крикунов Г. Н., Яковлев А. И. Расчет огнестойкости элементов строительных конструкций. — Воронеж: ВГУ, 1982.

12. Зайцев А. М., Заряев А. В. Прогрев железобетонных конструкций при пожаре // Изв. Вузов. Строительство. 1996. № 6. С. 9-12.

13. Ильин Н. А. Последствия огневого воздействия на железобетонные конструкции. — М.: Стройиздат, 1979.

14. Олимпиев В. Г., Зенков Н. Н. Прочность и деформативность арматурных сталей при высоких температурах // Огнестойкость строительных конструкций: Сб. науч. тр. — М.: ВНИИПО, 1975. Вып. 3. С. 37-50.

15. Ройтман М. Я. Пожарная профилактика в строительном деле. — М.: ВИПТШ, 1975.

16. Лыков А. В. Теория теплопроводности. — М.: Высшая школа, 1967.

17. Инструкция по расчету фактических пределов огнестойкости железобетонных строительных конструкций на основе применения ЭВМ. — М.: ВНИИПО, 1975.

Поступила в редакцию 13.07.04.