Evaluation of the fire resistance of steel-beam floors Текст научной статьи по специальности «Строительство и архитектура»

D01:10.12845/bitp.35.3.2014.7

dr inz. Pawe! A. KROL1

Przyjçty/Accepted/Принята: 9.07.2014; Zrecenzowany/Reviewed/Рецензирована: 26.08.2014; Opublikowany/Published/Опубликована: 30.09.2014;

OCENA ODPORNOSCI OGNIOWEJ STROPOW NA BELKACH STALOWYCH2

Evaluation of the fire resistance of steel-beam floors

Оценка огнестойкости перекрытий на стальных балках

Abstrakt

Cel: Celem niniejszego artykulu jest prezentacja procedur i metodologii post^powania przy ocenie odpornosci ogniowej stropow na belkach stalowych.

Wprowadzenie: Te popularne przed wielu laty rozwiqzania technologiczne przezywajq obecnie swoj renesans, zarowno w przypadku obiektow wspolczesnie projektowanych, jak i tych remontowanych czy modernizowanych. Z uwagi na swojq prostata oraz latwosc wykonania, stropy te doskonale sprawdzajq si^ wlasnie jako technologia idealna w przypadku remontow czy nawet koniecznosci calkowitej wymiany istniejqcego stropu na nowy. Bardzo cz^sto wyst^pujq one w obiektach, ktore pod wzgl^dem statystycznym relatywnie cz^sto w ciqgu ostatnich kilku lat ulegaly pozarom, np. w starych kamienicach i wolnostojqcych budynkach mieszkalnych, wybudowanych jeszcze przed II wojnq swiatowq lub tuz po jej zakonczeniu. Niemaly jest tez udzial tychze rozwiqzan w budynkach przemyslowych, wzniesionych w czasach gospodarki socjalistycznej. Argumenty te uzasadniajq potrzeb^ podj^cia tematu wlasciwej oceny bezpieczenstwa tychze stropow w odniesieniu do przepisow i wymagan wprowadzonych po wejsciu Polski do struktur Unii Europejskiej oraz w oparciu o postanowienia najnowszych norm projektowania konstrukcji.

Metodologia: Autor wprowadza czytelnika w zagadnienia oceny odpornosci ogniowej stropow na belkach stalowych, podajqc podstawowe wymagania prawne w tym zakresie, wynikajqce z tresci przepisow techniczno-budowlanych, a nast^pnie wskazuje procedury i metody post^powania oparte na postanowieniach Eurokodow. Znacznq cz^sc opracowania zajmuje sugestywny przyklad obliczeniowy, b^dqcy czyms w rodzaju przewodnika, w ktorym autor, prowadzqc krok po kroku szczegolowe obliczenia, tworzy gotowy wzorzec post^powania, przeznaczony do wielokrotnego wykorzystania.

Wnioski i znaczenie dla praktyki: Przeprowadzone analizy obliczeniowe i zaproponowany sposob rozumowania mogq byc wykorzystane przy ocenie odpornosci ogniowej konstrukcji stropow o podobnych rozwiqzaniach technicznych. Zamieszczony w pracy przyklad obliczeniowy pokazuje, iz wbrew obiegowej opinii, zastosowanie modelu pozaru standardowego nie zawsze prowadzi do konserwatywnych oszacowan. Uzasadnia to potrzeb^ szczegolnej wnikliwosci przy ocenie warunkow srodowiska pozaru oraz koniecznosc traktowania kazdego przypadku projektowego w sposob indywidualny i z duzq atenj Autor podsumowuje artykul, formulujqc kilka praktycznych wnioskow.

SJowa kluczowe: pozar, bezpieczenstwo pozarowe, element konstrukcyjny, stalowa belka stropowa, strop na belkach stalowych, pozar standardowy, pozar parametryczny Typ artykuJu: artykul przeglqdowy

Abstract

Objective: The main goal of this article is to present the procedures and methodologies for assessing fire resistance of steel-beam floors.

Introduction: These technical solutions, popular many years ago, are currently experiencing a renaissance, both in case of the facilities which are currently designed, as well as those repaired or upgraded. Due to its simplicity and ease of implementation they apply perfectly just as ideal technology for repairs or even complete replacement of the existing floor structures. This type of floors was very often used in old houses and detached residential buildings constructed before World War II or shortly after its completion which, relatively frequently in the past few years, underwent fires. Also a considerable part of these solutions can be met in industrial buildings,

1 Politechnika Warszawska, Wydzial Inzynierii Lqdowej, Instytut Inzynierii Budowlanej, Zespol Konstrukcji Metalowych, Al. Armii Ludowej 16, 00-637 Warszawa; [email protected] (obecnie: Auburn University, Samuel Ginn College of Engineering, Dept. of Civil Engineering, 213A Ramsay Hall, 261 W. Magnolia Ave., Auburn, AL 36849, USA w ramach stypendium Polsko-Amerykanskiej Komisji Fulbrighta);

2 Artykul wyrozniony przez komitet redakcyjny / Article recognised by the editorial committee;

DOI:10.12845/bitp.35.3.2014.7

built yet in the era of socialism. These arguments justify the need to take the subject of proper safety assessment of these technical solutions in respect of the legal provisions introduced after the Polish accession to the European Union and on the basis of the design provisions of the latest European package of structural design standards.

Methodology: The author introduces the reader to the concept of fire resistance evaluation of steel-beam floors, giving basic legal requirements in this regard, resulting from the necessity to satisfy the essential rules of European Directive 89/106/EEC, implemented to Polish building regulations. Then he specifies the procedures and methods of treatment, based on the provisions of the Eurocodes. A significant part of the study consists of suggestive calculation example, which may serve as a guide-book, in which the author, leading step-by-step detailed calculations, produces the ready-to-use template, intended for multiple use.

Conclusions and relevance for practice: The carried out calculation analyzes and proposed method of reasoning can be also used to evaluate the fire resistance of slabs with similar technical solutions. The calculation example posted in the paper shows that, contrary to popular opinion, the use of standard fire model does not always lead to conservative estimates. This justifies the need for a special insight when assessing the environmental conditions of fire and the need to treat each design case very individually and with great attendance. The author concludes the article by formulating the set of some practical and applicable conclusions.

Keywords: fire, fire safety, structural element, steel joist, steel-beam floor, standard temperature-time fire scenario, parametric temperature-time fire scenario Type of article: review article

Аннотация

Цель: Целью данной статьи является представление процедур и методологий проведения действий во время оценки огнестойкости перекрытий на стальных балках.

Введение: Эти популярные много лет назад технологические решения в настоящее время переживают период возрождения, как в случае современных (проектированных) объектов, так и в случае ремонтируемых или модернизируемых. Благодаря своей простоте и легкости исполнения перекрытия такого рода идеально подходят для ремонтов либо даже в случае необходимости полной замены существующего перекрытия на новое. Очень часто они встречаются на объектах, в которых статистически довольно часто за последние несколько лет происходили пожары, например, в старых домах и частных жилых домах, построенных ещё до Второй мировой войны или вскоре после ее завершения. Таких решений есть также немало среди промышленных зданий, построенных во времена социалистической экономики. Эти аргументы обосновывают необходимость рассмотрения вопроса о соответственной оценке безопасности этих перекрытий относительно к правилам и требованиям, введённым после вступления Польши в Европейский Союз и согласно положениям новейших стандартов проектирования конструкций.

Методология: Автор знакомит читателя с концепцией, связанной с оценкой огнестойкости перекрытий на стальных балках, представляя основные правовые требования в этой области, вытекающие из содержимого технических и -строительных регламентов. Далее также указывает процедуры и методы их проведения, о снованные на положениях Еврокодов. Значительную часть исследования занимает приведённый расчётный пример, являющийся своего рода инструкцией, в которой автор проводит пошаговые подробные расчеты, создаёт готовый образец поведения, предназначенный для многократного использования. Выводы и значение для практики: Проведённые вычислительные анализы и предложенный метод обоснования могут быть использованы при оценке огнестойкости конструкции перекрытий с аналогичными техническими решениями. Опубликованный в работе пример расчетов показывает, что вопреки распространенному мнению, использование стандартной модели пожара не всегда приводит к типичным подсчетам. Это обосновывает необходимость особого понимания при оценке условий пожарной среды и необходимость индивидуального, специального подхода к каждому проектному случаю. Автор делает заключение, формулируя несколько практических выводов.

Ключевые слова: пожар, пожарная безопасность, конструкционный элемент, стальная балка перекрытия, перекрытие на стальных балках, стандартный пожар, параметрический пожар Вид статьи: обзорная статья

1. Wprowadzenie

Inspiraj do napisania niniejszego artykulu stanowi^ wlasne doswiadczenia zawodowe autora, zwi^zane za-równo z projektowaniem stropów na belkach stalowych w ramach nowo planowanych inwestycji, jak i ocen^ ist-niej^cych konstrukcji tychze stropów, po wieloletniej eks-ploatacji lub po pozarze. W ostatnich latach bardzo cz§-sto media podawaly informacje o wybuchaj^cych w nocy pozarach starych, przedwojennych kamienic w Warsza-wie. Znacz^cy w tym zakresie byl rok 2011, kiedy to wg doniesien medialnych na warszawskiej Pradze odnotowa-no ponad 30 pozarów w budynkach zwanych „ostanca-mi" - czyli w starych kamienicach, które jako nieliczne w stolicy przetrwaly II wojn§ swiatow^. Bardzo cz^sto równiez, szczególnie w tzw. okresie „grzewczym", srod-ki masowego przekazu donosz^ o pozarach starych bu-

dynków, w których dochodzi albo do zwarcia w instalacji elektrycznej, albo tez za bezposredni^ przyczyn^ pozaru uznaje si§ nieszczelny komin, piec lub kuchni§ opalan^ paliwem stalym czy wreszcie niedopalek papierosa, nie-umyslnie rzucony na podlog§ po libacji alkoholowej. Nie-zaleznie od przyczyny nast^pstwa tego typu wydarzen s^ z reguly podobne: budynek zostaje zamkni^ty, lokatorzy ewakuowani, a kolejnym krokiem jest koniecznosc spo-rz^dzenia ekspertyzy technicznej dotycz^cej mozliwosci i bezpieczenstwa dalszego uzytkowania obiektu, wynika-j^cej z obowi^zku nalozonego na wlasciciela decyzj^ wla-sciwego, powiatowego inspektora nadzoru budowlanego. Cz^sto koniecznosc sporz^dzenia opinii technicznej rodzi si§ i bez pozaru jako czynnika sprawczego. Przy zmianie funkcji budynku, czy sposobu jego uzytkowania zacho-dzi koniecznosc wykazania, iz przyj^te rozwi^zania kon-

ИССЛЕДОВАНИЯ И РАЗВИТИЕ

stmkcyjno-materialowe s^ bezpieczne przy uwzgl^dnie-niu warunków wynikaj^cych z nowego sposobu uzytko-wania i czy spelniaj^ wymagania odpowiednich przepi-sów techniczno-budowlanych, ze szczególnym uwzgl^d-nieniem ustawy z dnia 7 lipca 1994 r. Prawo Budowlane [1] oraz Rozporz^dzenia Ministra Infrastruktury z dnia 12 kwietnia 2002 r. [2] w zakresie, m.in. odpornosci ogniowej.

Niniejszy artykul ma sluzyc pomoc^ projektantom, rzeczoznawcom, ekspertom ochrony przeciwpozarowej, inspektorom panstwowego nadzoru budowlanego, pra-cownikom administracji architektoniczno-budowlanej i sluzb ochrony zabytków, którzy w swojej praktyce za-wodowej spotkaj^ si§ z koniecznosci^ przeprowadzenia podobnych analiz dla stropów opartych na belkach stalo-wych. Ma tez wskazac trudnosci i wyjasnic niejasnosci, na jakie moze si§ natkn^c osoba oceniaj^ca podczas pro-wadzonych czynnosci.

2. Rozwiqzania konstrukcyjno-materialowe stropów na belkach stalowych

Do najbardziej popularnych rozwi^zan systemowych nalez^cych do tej grupy stropów mozna zaliczyc przede wszystkim: stropy Kleina, sklepienia odcinkowe z ce-gly, czy stropy z plyt zelbetowych typu PS 170, PSW 170 i WPS (Wroclawska Plyta Stropowa). Do grupy tej mozna równiez zaliczyc stropy z plyt^ zelbetow^ monolitycz-щ, choc tego typu technologia byla najcz^sciej stosowana w rozwi^zaniach „chalupniczych", zwykle w budynkach zagrodowych, wznoszonych systemem gospodarczym. O ile w praktyce stropy z ceglan^ plyt^ stropow^ byly re-alizowane mniej wi^cej do konca lat 50. ubieglego stu-lecia, o tyle technologia wykorzystuj^ca zelbetowe ply-ty prefabrykowane znajdowala zastosowanie praktycznie do konca istnienia panstwowych zakladów prefabrykacji betonu. W rzeczywistosci jednak stropy Kleina byly wy-konywane z powodzeniem, szczególnie na terenach wiej-skich i w malych miejscowosciach, nawet do konca lat 80. XX wieku. Grupa budynków, w których mamy do czy-nienia ze stropami ceglanymi na belkach stalowych, jest wci^z bardzo duza. Do budynków tych mozemy zaliczyc przede wszystkim stare kamienice w zabudowie miej-skiej, ale tez mniejsze - indywidualne budynki mieszkal-ne w zabudowie podmiejskiej i zagrodowej.

Podobnie jesli przyjrzymy si§ zastosowaniu stropów typu WPS, to znajdowaly one szerokie zastosowa-nie w tzw. budownictwie przemyslowym i byly ulubio-щ technologia wznoszenia obiektów spóldzielni rolni-czych, Gminnych Spóldzielni „Samopomoc Chlopska" czy popularnych stacji Panstwowych Osrodków Maszy-nowych (POM). Wiele z tych budynków przetrwalo okres przemian ustrojowych, po okresie cz^sciowej dewasta-cji zmienilo wlasciciela, by zacz^c swoje drugie zycie w nowej rzeczywistosci spoleczno-ekonomicznej. Cz^sc z nich przeksztalcila si§ w budynki biurowe, cz^sc z nich zostala zaadaptowana na sale weselne i bankietowe, czy wreszcie hotele robotnicze. Znaczna cz^sc z nich prze-chodzi wlasnie prace adaptacyjno-remontowe, a cz^sc

D01:10.12845/bitp.35.3.2014.7

wci^z czeka na swoj^ drug^ szans§, zanim ulegn^ kom-pletnej dewastacji.

W ostatnich latach technologia wykonywania stropów na belkach stalowych, pozornie zapomniana i uznana za archaiczn^, zacz^la przezywac swój renesans. Wiele pra-cowni architektonicznych specjalizuj^cych si§ w projektach budynków stylizowanych na art déco stosuje obec-nie stropy typu Kleina w swoich rozwi^zaniach projek-towych. Bardzo cz^sto stropy na belkach stalowych s^ projektowane i realizowane wspólczesnie na potrzeby re-montów i modernizacji istniej^cych budynków ze stro-pami drewnianymi, w których utracily one swoje funk-cje nosne - b^dz na skutek naturalnej degradacji, b^dz na przyklad w nast^pstwie pozaru. Jest to technologia, która znakomicie nadaje si§ do tego celu.

Wszystkie te argumenty uzasadniaj^ potrzeby podj§-cia tematyki oceny bezpieczenstwa pozarowego stropów na belkach stalowych i poswi^cenia im niniejszego opra-cowania.

3. Wymagania w zakresie odpornosci ogniowej stropów i sposób oceny zgodnosci konstrukcji z owymi wymaganiami

Zgodnie z tresci^ §207, ust.1 przywolanego juz wczesniej Rozporz^dzenia Ministra Infrastruktury z dnia 12 kwietnia 2002 r. [2]: „Budynek i urz^dzenia z nim zwi^zane powinny byc zaprojektowane i wykonane w sposób zapewniaj^cy w razie pozaru:

1. nosnosc konstrukcji przez czas wynikaj^cy z rozpo-rz^dzenia,

2. ograniczenie rozprzestrzeniania si§ ognia i dymu w budynku,

3. ograniczenie rozprzestrzeniania si§ pozaru na s^sied-nie budynki,

4. mozliwosc ewakuacji ludzi,

a takze uwzgl^dniaj^cy bezpieczenstwo ekip ratowni-czych."

W praktyce dochowanie tych zasad ogólnych sprowa-dza si§ do spelnienia przez elementy budynku okreslo-nych kryteriów w zakresie nosnosci (R), szczelnosci (E) i izolacyjnosci (I) ogniowej, przez wskazany w przepi-sach czas, wynikaj^cy z klasy odpornosci pozarowej budynku oraz typu elementu i jego funkcji.

Klasyfikacja budynków warunkuj^ca wymagania w zakresie bezpieczenstwa pozarowego w Polsce opiera si§ na podziale ze wzgl^du na wysokosc oraz na sposób uzytkowania.

Podzial w zakresie wysokosci obejmuje pi§c grup budynków: niskie (nie wyzsze niz 12 m), sredniowysokie (powyzej 12 m do 25 m), wysokie (powyzej 25 m do 55 m) i wysokosciowe (powyzej 55 m).

Po ustaleniu podstawowego przeznaczenia czy tez funkcji budynku mozna go przyporz^dkowac do jednej z trzech kategorii: zagrozenia ludzi - ZL (do kategorii tej zalicza si§ obiekty, których podstawowa funkcja jest sci-sle zwi^zana z przebywaniem ludzi), obiektów produk-cyjno-magazynowych - PM (w których podstawow^

D01:10.12845/bitp.35.3.2014.7

Zgodnie z tresci^ preambuly do pakietu najnowszych europejskich norm projektowania konstrukcji: „Panstwa czlonkowskie UE i EFTA uznaj^, ze Eurokody stanowi^ dokumenty odniesienia: - do wykazania zgodnosci bu-dynkow i obiektow inzynierskich z wymaganiami podsta-wowymi dyrektywy Rady 89/106/EWG, szczegolnie wy-magania podstawowego nr 1 (Nosnosc i statecznosc) oraz wymagania podstawowego nr 2 (Bezpieczenstwo poza-rowe); - jako podstawa do zawierania umow dotycz^-cych obiektow budowlanych i zwi^zanych z nimi uslug inzynierskich; - jako dokument ramowy do opracowania zharmonizowanych specyfikacji technicznych dotycz^-cych wyrobow budowlanych (norm europejskich - EN i europejskich aprobat technicznych - ETA)".

Do najwazniejszych z nich, znajduj^cych zastosowa-nie przy ocenie bezpieczenstwa konstrukcji stalowych, na-lezy zaliczyc normy: PN-EN 1990 [3], PN-EN 1991-1-2 [4] oraz PN-EN 1993-1-2 [5].

Norma PN-EN 1990 [3], zwana takze potocznie Eu-rokodem 0 (zero), definkjca podstawowe zalozenia projektowania oraz glowne wymagania dotycz^ce zapewnie-nia bezpieczenstwa, uzytkowania i trwalosci konstrukcji, pelni w calym zbiorze funkj nadrz^dn^, a zawarte w niej postanowienia musz^ byc respektowane w po-zostalych cz^sciach zbioru norm. Zasady w niej poda-ne oparte s^ na koncepcji stanow granicznych posluguj^-cej si§ w projektowaniu tzw. metod^ cz^sciowych wspol-czynnikow bezpieczenstwa.

Zgodnie z przyj^tym programem Eurokodow, oddzia-lywania termiczne i mechaniczne na konstrukcje poddane

Tabela 1.

Klasy odpornosci ogniowej elementów budynku, wg [2]

Klasa odpornosci pozarowej budynku Klasa odpornosci ogniowej elementów budynku

glówna konstrukcja nosna konstrukcja dachu strop sciana zewnçtrzna sciana wewnçtrzna przekrycie dachu

"A" R 240 R 30 R E I 120 E I 120 (o-i) E I 60 R E 30

"B" R 120 R 30 R E I 60 E I 60 (o-i) E I 30 R E 30

"C" R 60 R 15 R E I 60 E I 30 (o-i) E I 15 R E 15

"D" R 30 (-) R E I 30 E I 30 (o-i) (-) (-)

"E" (-) (-) (-) (-) (-) (-)

Table 1.

Fire protection requirements for major structural elements of buildings (rates in minutes), according to [2]

Specified Fire Resistant Class of a Building Fire Protection Requirements for Major Structural Elements of Buildings

Main supporting structural members (colemns, walls) Structure of the roof Floor structure External wall Internal wall Roof finishing layers

"A" R 240 R 30 R E I 120 E I 120 (o-i) E I 60 R E 30

"B" R 120 R 30 R E I 60 E I 60 (o-i) E I 30 R E 30

"C" R 60 R 15 R E I 60 E I 30 (o-i) E I 15 R E 15

"D" R 30 (-) R E I 30 E I 30 (o-i) (-) (-)

"E" (-) (-) (-) (-) (-) (-)

funkj jest produkcja i/lub magazynowanie) lub inwen-tarskich - oznaczonych symbolem IN (przeznaczonych do hodowli zwierz^t lub uprawy roslin).

Dysponuj^c informacjami nt. wysokosci budynku, g§-stosci obci^zenia ogniowego budynku b^dz jego katego-rii, zgodnie z projektowanym przeznaczeniem okresla si§ dla niego tak zwan^ „klas§ odpornosci pozarowej" (jed-n^ z pi^ciu oznaczan^ kolejnymi literami alfabetu: od naj-wyzszej A do najnizszej E). Przyporz^dkowania dokonuje si§ na podstawie [2]. W przepisach zawarto szereg przy-padków, w których wymagan^ klas§ odpornosci pozaro-wej mozna obnizyc, b^dz kiedy nalezy j^ podniesc. Bez-posrednio z ustalonej klasy odpornosci pozarowej wyni-kaj^ wymagania w zakresie odpornosci ogniowej elementów budynku, co przedstawiono w tabeli 1.

Oceny zgodnosci elementów konstrukcji z powyzszy-mi wymaganiami (w szczególnosci w zakresie kryterium nosnosci - R) mozna dokonac na kilka sposobów, ale naj-lepszym rozwi^zaniem jest wykorzystanie do tego celu procedur zawartych w nowych normach projektowania konstrukcji wchodz^cych w sklad pakietu Eurokodów. I choc z formalnego punktu widzenia normy projektowania nie s^ dokumentami do tzw. obowi^zkowego stoso-wania, stanowi^ jedynie dokumenty doradcze w dobo-rze rozwi^zan, jednakze zgodnie z polskim prawem i tre-sci^ §204, ust. 4. Rozporz^dzenia Ministra Infrastruktury z dnia 12 kwietnia 2002 r. [2], „warunki bezpieczenstwa konstrukcji [...] uznaje si§ za spelnione, jezeli konstruk-cja ta odpowiada Polskim Normom dotycz^cym projektowania i obliczania konstrukcji".

ИССЛЕДОВАНИЯ И РАЗВИТИЕ

wplywom temperatur pozarowych nalezy ustalac na pod-stawie normy PN-EN 1991-1-2 [4]. W normie podano kil-ka mozliwych wariantów okreslania obliczeniowych oddzialywañ pozarowych, podzielonych na modele nomi-nalne (krzywa standardowa temperatura-czas, krzywa pozaru zewn^trznego, krzywa w^glowodorowa), uproszczo-ne modele naturalne (pozary lokalne, pozary strefowe) i zaawansowane modele naturalne pozaru (modele jedno-strefowe, dwustrefowe i modele CFD).

Zagadnienia dotycz^ce procedur sprawdzania nosnosci konstrukcji stalowych poddanych oddzialywaniu temperatur pozarowych s^ przedmiotem normy PN-EN 19931-2 [5]. W normie podano m.in. sposoby obliczania tem-peratury stalowych elementów konstrukcji poddanych oddzialywaniom pozarowym, zarówno tych niechronio-nych, jak i tych osloni^tych za pomoc^ materialów izola-cyjnych. Ponadto norma podaje równiez sposób oblicza-nia temperatury krytycznej elementu stalowego konstruk-cji, tj. takiej temperatury, po osi^gni^ciu której przyjmuje si§, ze element przestaje pelnic swoje funkcje nosne oraz najistotniejsze informacje dotycz^ce wlasciwosci mecha-nicznych i termicznych stali konstrukcyjnych oraz sposo-bu ich zmiennosci, w zaleznosci od temperatury.

4. Procedury oceny nosnosci konstrukcji w warunkach pozaru

4.1. Ustalanie wielkosci oddzialywañ

Przy sprawdzaniu stanu granicznego zniszczenia lub nadmiernego odksztalcenia przekroju, elementu konstrukcji lub pol^czenia nalezy wykazac, ze w zadnej z przewidywanych sytuacji projektowych wartosci obli-czeniowe efektów oddzialywañ nie przekrocz^ wartosci obliczeniowej odpowiedniej nosnosci, co mozna w spo-sób uproszczony wyrazic wzorem:

D01:10.12845/bitp.35.3.2014.7

j¿1 i>l (3b)

W przypadku wyj^tkowych sytuacji obliczeniowych, do których nalezy zaliczyc pozar, kombinacja oddzialywañ dla stanów granicznych nosnosci konstrukcji przyjmuje postac:

№

ы

(4)

Ed<Rd-

(1)

Zaleca si§, aby w sytuacjach pozarowych, niezaleznie od wplywu temperatury na wlasciwosci materialu, war-tosc Ad wyrazala wartosc obliczeniow^ posredniego od-dzialywania wywolanego pozarem, ustalan^ indywidu-alnie dla kazdego projektu. W praktycznych zastosowa-niach, w przypadku konstrukcji stalowych, skladnik Ad z reguly nie jest uwzgl^dniany, poniewaz wartosci rze-czywiste ewentualnych dodatkowych sil osiowych wyni-kaj^cych z termicznego wydluzenia elementu s^ trudne do ustalenia z uwagi na brak znajomosci faktycznej po-datnosci podpor. Ponadto odksztalcenia poprzeczne wy-nikaj^ce z dosc gwaltownego spadku wielkosci modulu spr^zystosci poprzecznej Younga w warunkach podwyz-szonych temperatur pozarowych redukuj^ wplyw sil po-dluznych wynikaj^cych z wydluzenia.

Norma zaleca takze, aby sil§ spr^zaj^c^ P uwazac za oddzialywanie stale, wywolane przez kontrolowane sily lub tez kontrolowane odksztalcenia wymuszone kon-strukcji. Wskazuje si§ na potrzeb^ odrozniania tego ro-dzaju spr^zenia od innych, np. spr^zenia ci^gnami czy wst^pnie wymuszonymi odksztalceniami. Poniewaz trud-no jest mowic o kontrolowanym spr^zeniu konstrukcji w warunkach pozaru, rowniez skladnik P, uwzgl^dniaj^-cy wplyw sil spr^zaj^cych, nie znajduje praktycznego za-stosowania, dzi^ki czemu wzor (4) upraszcza si§ do po-staci:

Wedlug [3] w przypadku trwalych i przejsciowych sytuacji projektowych, obliczeniowe efekty oddzialywañ na konstrukcje nalezy ustalac na podstawie tzw. kombinacji podstawowej, opisanej zaleznosci^:

J>1 <>1 (2)

gdzie znak „+" oznacza w ogólnym rozumieniu, iz dany skladnik „nalezy uwzgl^dnic w kombinacji z".

Jako ze stosowanie wzoru (2) z reguly prowadzi do nieco wyzszych oszacowañ, co w efekcie skutkuje wi§k-szym zuzyciem materialów, zal^cznik krajowy do normy [3] zaleca, aby w trwalej i przejsciowej sytuacji oblicze-niowej przyjmowac jako miarodajn^ tzw. kombinacji al-ternatywn^, rozumian^ jako mniej korzystne wyrazenie z dwóch podanych ponizej, opisanych wzorami (3a) lub (3b):

;>i i>i (3a)

m ы

(5)

Jako ze w wi^kszosci sytuacji pozarowych nie mamy do czynienia z wi^cej niz jednym istotnym skladnikiem oddzialywañ zmiennych, powyzszy wzór, w praktycznych zastosowaniach, zwykle upraszcza si§ jeszcze bar-dziej i przyjmuje on postac:

^Z^Z+'Vu^iteu

(6)

& i

Bior^c pod uwag§ zalecenia zal^cznika krajowego do normy PN-EN 1991-1-2 [4] dotycz^ce stosowania w ob-liczeniach wartosci prawie stalej wiod^cych oddzialywañ zmiennych, formula powyzsza faktycznie upraszcza si§ jeszcze bardziej, przyjmuj^c w warunkach polskich osta-teczn^ postac ogóln^:

y>l

(7)

Kombinacjç charakterystyczn^ oddzialywan, ktôrç na-lezy stosowac do oceny nieodwracalnych stanów granicz-nych uzytkowalnosci konstrukcji, wyraza siç wzorem:

M

(8)

;>i

gdzie poszczególne symbole, wyst^puj^ce we wzorach (2)-(8) oznaczaj^ odpowiednio:

GkJ - wartosc charakterystyczn^ oddzialywania stalego j, P - miarodajn^ wartosc reprezentatywn^ oddzialywania spr^zaj^cego,

Ad - wartosc obliczeniow^ oddzialywania wyj^tkowego, Qk1 - wartosc charakterystyczn^ glównego (wiod^cego) oddzialywania zmiennego,

Qk. - wartosci charakterystyczne towarzysz^cych oddzialywan zmiennych i,

y0 1- wspólczynnik dla wartosci kombinacyjnej wiod^ce-go oddzialywania zmiennego,

y, - wspólczynnik dla wartosci kombinacyjnej towarzy-

sz^cych oddzialywan zmiennych i,

y1 1- wspólczynnik kombinacyjny dla wartosci cz^stej

wiod^cego oddzialywania zmiennego,

y2 1- wspólczynnik kombinacyjny dla wartosci prawie

stalej wiod^cego oddzialywania zmiennego,

y2. - wspólczynnik kombinacyjny dla wartosci prawie

stalej towarzysz^cego oddzialywania zmiennego i,

g - wspólczynnik cz^sciowy do oddzialywania stalego j,

g - wspólczynnik cz^sciowy do wiod^cego oddzialywa-

nia zmiennego,

gQ. - wspólczynnik cz^sciowy do towarzysz^cych oddzia-lywan zmiennych i,

gp - wspólczynnik cz^sciowy do oddzialywan zmiennych, X - wspólczynnik redukcyjny do oddzialywan stalych j.

4.2. Ustalanie wartosci temperatury krytycznej

Najprostszym sposobem oceny nosnosci konstrukcji wykonanej ze stali w^glowej, nienarazonej na zjawi-ska niestatecznosci, przy zalozeniu równomiernego roz-kladu temperatury na wysokosci przekroju oraz na dlugo-sci elementu jest ocena w domenie czasowej, polegaj^ca -w najprostszym rozumieniu - na okresleniu czasu, w ci^-gu którego element nagrzewa si§ do poziomu tzw. temperatury krytycznej. Przez temperatura krytyczn^ nale-zy rozumiec tak^ wartosc temperatury konstrukcji, któr^ utozsamia si§ z chwil^ calkowitej utraty nosnosci przez element o danym stopniu wyt^zenia odniesionym do wa-runków normalnych. Bezposrednie porównanie czasu, w jakim nagrzewany element osi^ga poziom temperatury krytycznej, z wymaganiami okreslonymi w przepisach techniczno-budowlanych daje odpowiedz na pytanie, czy element posiada wystarczaj^c^ nosnosc w rozumieniu wymagan bezpieczenstwa pozarowego.

D01:10.12845/bitp.35.3.2014.7

Wartosc temperatury krytycznej mozna z pewnym przyblizeniem ustalic na podstawie wzoru (9). Zaleznosc opisana wzorem jak nizej zostala jedynie podana w for-mie funkcji jednej zmiennej - wskaznika wykorzystania nosnosci m0 w czasie t=0, czyli w chwili wybuchu pozaru,

— 39,19 h

0,9674//03'833

-1

+ 482 (9)

gdzie m0 przyjmuje si§ o wartosci nie mniejszej niz 0,013.

4.3. Ocena temperatury gazów pozarowych (ocena nosnosci konstrukcji w domenie termicznej)

Ocena na podstawie krzywej standardowej temperatura-czas

Krzywa standardowa (zwana tez krzyw^ ISO 834) jest umown^ funkcji stosowan^ w badaniach naukowych do oceny odpornosci ogniowej elementów konstrukcyjnych oraz wydzielonych podukladów. Jej przebieg ma symu-lowac warunki w pelni rozwini^tego pozaru w pomiesz-czeniach. Przyj^ty model ma charakter uproszczony, po-niewaz temperatura gazów jest tu jedynie funkcji jednej zmiennej - czasu, zupelnie niezalezn^ od innych istot-nych parametrów determinuj^cych rzeczywisty przebieg pozaru, takich jak chocby rodzaj i rozmieszczenie nagro-madzonych materialów palnych, wielkosc strefy pozaro-wej czy warunki wentylacji. Temperatura gazów pozarowych, opisana krzyw^ standardowa, rosnie monotonicz-nie i nie uwzgl^dnia fazy stygni^cia, co jest niezgodne z nature realnego pozaru. Krzywa ta ma znaczenie histo-ryczne - stosowana przez szereg lat do oceny zachowa-nia si§ konstrukcji poddanych silnym oddzialywaniom termicznym, zostala przyj^ta jako element odniesienia, do którego odwoluj^ si§ parametry odpornosci ogniowej (w szczególnosci kryterium nosnosci „R"), podawane wspólczesnie w przepisach techniczno-budowlanych [2]. Pomimo pewnych niedoskonalosci tego modelu pozaru, nadal stanowi on podstawowe narz^dzie sluz^ce do ana-lizy bezpieczenstwa pozarowego elementów konstrukcyj-nych budynków. Panuje powszechne przekonanie, iz sza-cowanie bezpieczenstwa pozarowego konstrukcji w opar-ciu o standardowy opis pozaru prowadzi do rozwi^zan konserwatywnych, nieuzasadnionych pod wzgl^dem eko-nomicznym, co nie zawsze jest prawd^.

Standardowa krzywa temperatura-czas opisana jest wzorem:

0 =20 + 3451og10(8i + l)

(10)

gdzie:

0 - oznacza temperatura gazów pozarowych, [°C]; T - czas trwania rozwiniçtego pozaru, od momentu jego rozgorzenia, [minuty].

ИССЛЕДОВАНИЯ И РАЗВИТИЕ

Ocena na podstawie krzywej parametrvcznej temperatu-ra-czas

Model pozaru opisanego krzyw^ parametryczn^ tem-peratura-czas, scharakteryzowan^ szerzej w Zal^czniku A normy [4], stanowi odejscie od wspomnianych wczesniej uproszczen. Funkcja opisuj^ca przebieg pozaru parame-trycznego jest nadal funkcja jednej zmiennej czasowej, w tym jednak przypadku owa funkcja czasowa jest zalez-na od trzech istotnych parametrow fizycznych takich jak: g^stosc obci^zenia ogniowego, absorpcyjnosc termiczna przegrod wydzielaj^cych dan^ stref§ pozarow^ oraz wiel-kosc otworow wentylacyjnych w scianach. Krzywe pa-rametryczne znajduj^ zastosowanie w przypadku stref pozarowych o powierzchni podlogi nieprzekraczaj^cej 500 m2, bez otworow w przegrodach poziomych i o mak-symalnej wysokosci strefy wynosz^cej 4,0 m. W wie-lu sytuacjach szczegolnie te dwa pierwsze ograniczenia mog^ stanowic istotn^ przeszkod^ w wykorzystaniu opisu parametrycznego do analizy bezpieczenstwa pozarowego elementow konstrukcyjnych np. w przypadku obiektow wielkopowierzchniowych.

Krzywa parametryczna sklada si§ z dwoch fragmen-tow, z ktorych jeden obejmuje faz§ nagrzewania, drugi zas faz§ chlodzenia. W fazie nagrzewania krzywa parametryczna temperatura-czas jest okreslona wzorem:

0g =20 + 1325(l-0,324e-°'2'' -O^iMe"1'7'" -0,472e-19'") (11)

zas w fazie chlodzenia wzorami:

a) w przypadku pozaru kontrolowanego przez wentyla-cj?:

0g=0^~ 625(f - С) dla С < 0,5 (12a)

^=^-250(3-C^-C) dla 0,5<C<2 (12b)

dla Cax^2 (12c)

b) w przypadku pozaru kontrolowanego podaz^ paliwa: ^=^-625(t'-rtJ dla С <0,5 (13a)

eg=e^ -250(3-СХ'*"ГО dla 0>5<C <2 (Ш)

ве=в^- 250(f - TtJ dla С - 2 (13c)

Wielkosci podane w powyzszych wzorach oznaczaj^ odpowiednio:

в - oznacza temperature gazow pozarowych, [°C]; t - czas trwania pozaru, [h]; t* = t- Г, [h];

г = Го/о,р4У []; 1^6/1160J, [];

D01:10.12845/bitp.35.3.2014.7

b - wspólczynnik absorpcyjnosci termicznej przegro-dy: b = ^A), przy jednoczesnym ograniczeniu: 100 < b < 2200, [J/m2s1/2K];

p - ci^zar obj^tosciowy elementów ograniczaj^cych, [kg/m3];

c - cieplo wlasciwe elementów ograniczaj^cych, [J/kgK]; l - przewodnosc cieplna elementów ograniczaj^cych,

[W/mK]; a ir

V V eq

O - wskaznik otworów: O =- , przy jednocze-

A

snym ograniczeniu: 0,02 < b < 0,02, [m1/2];

AV - calkowita powierzchnia pionowych otworów we

wszystkich scianach, [m2];

hq - srednia wazona wysokosci okien we wszystkich scianach, [m];

At - calkowita powierzchnia elementów ograniczaj^cych (scian, sufitu i podlogi, l^cznie z otworami), [m2]

C=(o,ooo2-^/o)-r, [h];

q,d - obliczeniowa wartosc g^stosci obci^zenia ogniowego, odniesiona do calkowitego pola powierzchni ograni-czaj^cych At: qt d = q^ d • Aj- j At , przy jednoczesnym

ograniczeniu: 50 <qtd < 1000, [MJ/m2]; qfd - obliczeniowa wartosc g^stosci obci^zenia ogniowego, odniesiona do pola powierzchni podlogi A, [MJ/m2];

Szczególowe zasady ustalania wartosci parametrów b, qf d i tl¡m podano w tresci Zal^cznika A do normy [4].

Na ryc. 1 przedstawiono dla porównania dwie krzywe opisuj^ce zaleznosc temperatura-czas (standardow^ oraz parametryczn^), wyznaczone dla tych samych specyficz-nych warunków strefy pozarowej przyj^tych w przykla-dzie obliczeniowym. Analiza wykreslonych funkcji prze-czy obiegowej opinii, propagowanej z reszt^ dosc po-wszechnie w wielu pozycjach literaturowych, iz model pozaru standardowego stanowi w kazdym przypadku po-dejscie bardziej konserwatywne, skutkjce nadmiernie bezpiecznymi oszacowaniami bezpieczenstwa pozarowe-go konstrukcji. Specyficzna konfiguracja strefy pozaro-wej wynikaj^ca z duzej podazy paliwa przy równoczesnie sprzyjaj^cej zdolnosci do wentylacji moze w okreslonych sytuacjach skutkowac warunkami znacznie gorszymi w rozumieniu oddzialywan srodowiskowych, niz wyni-kaj^ one z opisu za pomoc^ krzywej nominalnej ISO 834.

Warto na ten fakt zwrócic szczególn^ uwag§ i zacho-wac daleko id^c^ powsci^gliwosc oraz pokor^ w kwestii oceny potencjalnych warunków srodowiska pozaru.

D01:10.12845/bitp.35.3.2014.7

Ryc. 1. Porownanie funkcji wzrostu temperatury gazow pozarowych: standardowej i parametrycznej,

Zrodlo: Opracowanie wlasne.

Fig. 1. Comparison of standard temperature-time and parametric temperature-time curves,

Source: Own elaboration.

4.4. Wyznaczanie wskaznika ekspozycji przekroju

Wzory pozwalaj^ce na wyznaczenie wartosci oblicze-niowych wskaznika ekspozycji przekroju A /V niekto-

rych nieosloni^tych elementow stalowych podano w Ta-blicy 4.2 normy [5]. Analogicznie, podobne formuly, ale odnosz^ce si§ do niektorych osloni^tych elementow stalowych, pozwalaj^ce na wyznaczenie wartosci oblicze-

ИССЛЕДОВАНИЯ И РАЗВИТИЕ

niowych wskaznika ekspozycji Ap/V, zamieszczono w Ta-blicy 4.3 tejze samej normy.

4.5. Obliczanie temperatury elementu stalowego

Obliczenia temperatury elementu stalowego konstruk-cji, poddanego nagrzewaniu w warunkach pozaru, moz-na przeprowadzic z wykorzystaniem procedur przyrosto-wych rozni^cych siç nieco od siebie w zaleznosci od tego, czy odnosz^ siç one do elementow nieoslonictych, czy tez elementow zabezpieczonych za pomoc^ dowolnej izola-cji ogniochronnej.

Elementy nieoslonicte przed nagrzewaniem

W przypadku rownomiernego rozkladu temperatury w przekroju, przyrost temperatury Ad w przedziale cza-su At w stalowym elemencie nieoslonictym jest okreslo-ny wzorem:

D01:10.12845/bitp.35.3.2014.7

Wielkosc konwekcyjnego strumienia ciepla netto mozna ustalic na podstawie zaleznosci:

ket,c=ac\eg-em)

(16)

w ktorej:

ac - oznacza wspolczynnik przejmowania ciepla przez konwekcjc, [W/m2K];

dg - temperature gazu w otoczeniu elementu poddanego dzialaniu pozaru, (na podstawie przyjetego modelu opisu pozaru), [°C];

dm - temperature powierzchni elementu stalowego, [°C].

Radiacyjny strumien ciepla netto przypadaj^cy na jed-nostkc powierzchni elementu okresla sic ze wzoru:

=Ф-ет-ега\вг+ 273)4 - (вт + 273)4] (17)

A 0a,t=ksh-

с iо

а га

'Vi А

(14)

gdzie:

ksh - wspolczynnik poprawkowy uwzglcdniaj^cy efekt zacienienia;

Am /V - wskaznik ekspozycji przekroju elementow nie-oslonictych, [1/m];

Am - pole powierzchni elementu na jednostkc dlugosci, [in 2/m];

V- objctosc elementu na jednostkc dlugosci, [m3/m]; ca - zalezne od temperatury cieplo wlasciwe stali, [J/kgK]; hnetd - wartosc obliczeniowa przejctego strumienia ciepla netto, okreslona na jednostkc powierzchni, [W/m2]; At - przedzial czasu, [sekundy]; pa - gcstosc masy stali, [kg/m3].

Aby obliczenia osi^gncly wymagany poziom precy-zji, krok czasowy At nie moze byc wickszy niz 5 sekund.

Wskaznik ekspozycji przekroju Am/V oznacza stosu-nek powierzchni ogarnictej pozarem (powierzchni na-grzewanej) do jednostkowej objctosci przekroju nagrze-wanego, co w efekcie sprowadza sic do stosunku dlugosci obwodu przekroju ogrzewanego elementu do jego pola przekroju poprzecznego.

Wielkosc wyrazaj^c^ l^czn^ moc oddzialywan ter-micznych przypadaj^c^ na powierzchnie elementu wy-eksponowane na dzialanie ognia okresla strumien ciepla netto hmtd. Jego wielkosc nalezy ustalac z uwzglcdnie-niem przeplywu ciepla przez konwekcjc i przez radiacjc, zgodnie z rownaniem:

h ,d = h , + h ,

net,d net,c net,r

(15)

gdzie:

h„e,c - oznacza konwekcyjny strumien ciepla netto, zas hmtr - radiacyjny strumien ciepla netto.

gdzie:

Ф - wspólczynnik konfiguracji, zwykle przyjmujacy wartosc 1,0;

em - emisyjnosc powierzchni elementu; ef - emisyjnosc ognia;

cf- stala Stefana Boltzmanna (5,67^10-S W/m2K4) q - efektywna temperatura promieniowania srodowiska pozaru, (w praktyce mozna przyjac, ze 0r=0g), [°C]; 6m - temperatura powierzchni elementu, [°C].

Elementy osloniete za pomoca izolacji ogniochronnej

W przypadku równomiernego rozkladu temperatury w przekroju przyrost temperatury D0at oslonietego ele-mentu stalowego w przedziale czasu Dt jest okreslony wzorem:

" àpcaPa (l + ф/З) К Г

(lecz A0a t > Ogdy А^>0), (18)

przy czym:

1 = C~^~JLd А /V cp

ara

gdzie:

A/V - wskaznik ekspozycji przekroju elementow stalo-wych chronionych przez material izolacji ogniochronnej; Ap - odpowiednie pole powierzchni materialu izolacji ogniochronnej na jednostkc dlugosci elementu, [m2/m]; V - objctosc elementu na jednostkc dlugosci, [m3/m]; ca - zalezne od temperatury cieplo wlasciwe stali, [J/kgK], opisane nastcpuj^cymi zaleznosciami:

ca = 425 + 7,73 • KT1 ■ ва -1,69 ■ 10"3 • в2а + 2,22 • 10^ • в\

dla 20°C < 6'< 600PC (19a)

DOI:10.12845/bitp.35.3.2014.7

666 +

13022 738-0

dla 6O(PC<0 <735°C (19b)

t = 0,54(0.-501

-0,60

(21)

c. = 545 +

c„ =650,

17820 6L-731

dla

dla 735°C<0 <90(fC (19c)

90(FC <<9 <120№C

(19d)

cp - niezalezne od temperatury cieplo wlasciwe materialu izolacji ogniochronnej, [J/kgK];

d - grubosc warstwy materialu izolacji ogniochronnej,

Й;

At - przedzial czasu, [sekundy]; 0at - temperatura stali w czasie t trwania pozaru, [°C]; в - temperatura otaczajicych gazów w czasie t trwania pozaru, [°C];

AQ - przyrost temperatury otaczajicych gazów w prze-dziale czasu At, [K];

l - przewodnosc cieplna zabezpieczenia ogniochronne-go, [W/mK];

pa - gçstosc masy stali, [kg/m3];

pp - gçstosc masy materialu izolacji ogniochronnej, [kg/m3]

Aby obliczenia osi^gnçly wymagany poziom precy-zji, w przypadku elementów stalowych osloniçtych izolacji ogniochronni krok czasowy At nie moze byc wiçkszy niz 30 sekund. Tak istotna róznica w wielkosci kroku cza-sowego pomiçdzy elementami nieosloniçtymi i osloniçty-mi wynika z wiçkszej bezwladnosci termicznej tych ostat-nich. W przykladzie obliczeniowym opracowanym na po-trzeby niniejszego artykulu zastosowano identyczny krok czasowy, równy 5 sekund, w obu przypadkach.

Uproszczone procedury obliczania temperatury elementu stalowego poddanego oddzialywaniom termicznym pozaru W literaturze przedmiotu, np. [6], mozna doszukac siç takze wzorów uproszczonych, pozwalajicych na oszaco-wanie relacji pomiçdzy temperatura analizowanego elementu stalowego (wyrazoni w °C), czasem ekspozycji na dzialanie pozaru (wyrazonym w minutach) oraz wlasci-wosciami ewentualnej otuliny ogniochronnej. Wzory te, podane za praci [7], umozliwiaji m.in. okreslenie czasu potrzebnego do nagrzania stalowego elementu konstruk-cyjnego do okreslonej temperatury. Czas nagrzania do temperatury q ogarniçtego pozarem elementu stalowego, osloniçtego za pomoci otuliny z lekkiego materialu izola-cyjnego o grubosci d okresla wzór:

t = 40fe

dn V "1401 ——•—^S-

K An

0,77

(20)

Czas ten jest dluzszy od czasu nagrzewania do tem-peratury q ogarniçtego pozarem elementu stalowego niechronionego izolacji, który mozna oszacowac za pomoci wzoru:

Przeksztalcajic te wzory wzglçdem temperatury, dla zachowania analogicznej konwencji, jak przyjçto w nor-mie [4], otrzymujemy odpowiednio • dla konstrukcji osloniçtych:

6' =140 +

40

К A,

0,77

(22)

dla konstrukcji niechronionej:

0= 50 +

0,54

A,

-0,60

(23)

Niestety autor publikacji [6] nie podal za oryginal-nym zródlem ograniczen dotyczicych stosowania powyz-szych zaleznosci, co zmniejsza ich mozliwosci praktycz-nego zastosowania, szczególnie ze nie daji one wystar-czajico precyzyjnych oszacowan w calym mozliwym za-kresie temperatur pozarowych objçtych postanowieniami norm [4] i [5]. Nie zostalo tez podane, dla jakiego modelu pozaru podane wyzej zaleznosci mialyby przyblizac od-powiedz konstrukcji stalowej na dzialanie pola tempera-tury z najwiçksza precyzji.

Dla celów porównawczych linie odzwierciedlajice przebieg funkcji opisanych wzorami (22) i (23) nanie-siono na ryc. 5 i na ryc. 6. Analiza rysunków potwierdza mali dokladnosc proponowanego podejscia, szczególnie w odniesieniu do krzywych nagrzewania elementu poddanego oddzialywaniom pozaru parametrycznego.

5. Przyklad obliczeniowy poswiçcony ocenie odpornosci ogniowej stropu typu Kleina z plytq pôlciçzkq

Ryc. 2. Przekrój przez plytç stalowo-ceramiczni stropu Zródlo: Opracowanie wlasne.

oraz

ИССЛЕДОВАНИЯ И РАЗВИТИЕ

D01:10.12845/bitp.35.3.2014.7

Fig. 2. Cross section through the ceramic slab of a steel-beam floor

Source: Own elaboration

Fig. 3. Cross section through the floor, perpendicular to the direction of steel beams Source: Own elaboration.

Obciazenia stale przypadajace na pojedyncza belke stro-powa (przy rozstawie belek 1,20 m):

Zestawienie oddzialywan mechanicznych, przypadaji-cych na 1 m2 rzutu stropu:

Obciazenia stale

Lp. Opis oddzialywania Wartosc char. [kN/m2]

1. Deski podlogowe o gr. 3,2 cm -0,032 5,5=0,180kN/m2 0,18

2. Legary podlogowe drewniane 5x8 cm co ok. 60 cm 0,05 0,08 5,5/0,60=0,040 kN/m2 0,04

3. Polepa z tlucznia ceglanego (0,15^0,12+(0,575- 0,15) 0,175) 18,0/0,575=2,890 kN/m2 2,89

4. Plyta stropowa Kleina (typu pólciezkiego) (0,15 0,12+(0,575-0,15) 0,065) 18,0/0,575=1,430 kN/m2 1,43

5. Siatka Rabitza na stopkach belek stropowych (pominiçto) 0,00

6. Tynk cementowo-wapienny gr. 1,5 cm (przyjçto z zapasem zamiast ciçzaru tynku ogniochronnego) 0,015 19,0=0,280 kN/m2 0,28

S 4,82

Obciizenia zmienne

Lp. Opis oddzialywania Wartosc char. [kN/m2]

1. Równomiernie rozlozone obciizenie uzytkowe - powierzchnia kategorii A (mieszkalna) -Stropy [2,000 kN/m2] 2,GG

S: 2,00

Г _ _ _ M

"j L . ■ . 1 : ; 1 i

J.

Ryc. 3. Przekrój prostopadly przez strop Zródlo: Opracowanie wlasne.

Lp. Opis oddzialywania Wartosc char. [kN/m]

1. Obciqzenia stale z plyty stropowej 4,82 1,20=5,780 kN/m 5,78

2. Ciçzar wlasny belki stropowej IPN240 36,29,81/1000=0,360 kN/m 0,36

3. Ciçzar obetonowania górnej czçsci przekroju belki (pominiçto) [0,000 kN/m] G,GG

S: 6,14

Obciizenia zmienne przypadajice na pojedynczi belke

stropowi (przy rozstawie, jak wyzej):

Lp. Opis oddzialywania Wartosc char. [kN/m]

1. Równomiernie rozlozone obciizenie uzytkowe - powierzchnia kategorii A (mieszkalna) - Stropy obciizenia z plyty o szer. 120 cm 2,000 1,20=2,400 kN/m 2,4G

S: 2,40

Przyjeto nastepujice dane podstawowe: Gatunek stali: S235

Granica plastycznosci stali: fy=235 N/mm2 Gçstosc stali: pa=7850 kg/m3

Wartosc charakterystyczna obciizen stalych: g=6,14 kN/m

Wartosc charakterystyczna obciizen zmiennych: q=2,4G kN/m

Wartosc wspólczynnika czesciowego do obciizen sta-lych: gG = 1,35

Wartosc wspólczynnika czesciowego do obciizen zmien-nych: Ye = 1,5G

Wartosc wspólczynnika dla wartosci kombinacyjnej wio-dicego oddzialywania zmiennego: ygi = 0,7 Wartosc wspólczynnika redukcyjnego do oddzialywan stalych: X = 0,85

Wartosc wspólczynnika kombinacyjnego dla warto-sci prawie stalej wiodicego oddzialywania zmiennego w wyjitkowej sytuacji obliczeniowej: y21= 0,3 (jak dla powierzchni mieszkalnych).

Oddzialywania mechaniczne w temperaturze otoczenia: • wartosc charakterystyczna (dla sprawdzenia stanów granicznych uzytkowalnosci)

Erlte ucJuaiiu J.? г.-_

I f^itf flWw-iflf* л Oiñ С or M Ù4 Ed

fr&et«: j u.cp"<] W^WSP 13/1 J.5 cm_

Pwa ÏIWMwe UMiftfl l-Лц tbcJ№I№ да

. ÛLÉSTJÎi4a 'HPHil'iTiiií.J.r .

Pk=Sk+4h =6,14+2,40 = 8,54 kN/m

• wartosc obliczeniowa (dla sprawdzenia stanow gra-nicznych nosnosci w warunkach normalnych) okre-slona wg zasad ogolnych, na podstawie wzoru (2):

Pi = rGgk + Ге<7* = 1.35 • 6,14 +1,50 • 2,40 = 11,89 kN/m

• wartosci obliczeniowe (dla sprawdzenia stanow gra-nicznych nosnosci w warunkach normalnych) okre-slona wg zalecen zalacznika krajowego, na podstawie wzorow (3 a) i (3b):

Pi = YeSk + /e^o.A = 1.35 • 6,14 +1,50 ■ 0,7 ■ 2,40 = 10,81 kN/m

Pi = 4rGSt + rQ¥^4k = 0,85 ■ 1,35 ■ 6,14 +1,50 • 2,40 = 10,65 kN/m

Zgodnie z zaleceniami zalacznika krajowego do nor-my [3], na potrzeby dalszych obliczen przyjcto wartosc mniej korzystna z dwoch wyliczonych powyzej, czyli:

pd = 10,81 kN/m.

Chcac byc bardziej konserwatywnym, mozna bylo przyjac wartosc okreslona wg zasad ogolnych, ktora jest przy okazji maksymalna z trzech opcjonalnie okreslo-nych obliczeniowych wartosci kombinacyjnych obciazen: pd = 11,89 kN/m. Ostateczna decyzjc w tym zakresie po-zostawia sic projektantowi.

Oddzialywania mechaniczne w warunkach pozaru (wartosc obliczeniowa):

pfl=gk+ wixqk = 6,14 + 0,3 • 2,40 = 6,86 kN/m

Na ryc. 4 przedstawiono konfiguracjc pomieszczen na rzucie kondygnacji powtarzalnej przykladowego bu-dynku mieszkalnego. Obliczenia przeprowadzono dla po-mieszczenia ograniczonego osiami konstrukcyjnymi 1-3 i B-C, uznajac je za reprezentatywne i miarodajne, zarow-no w przypadku tzw. normalnej sytuacji projektowej, jak i w przypadku wyjatkowej sytuacji obliczeniowej w warunkach pozaru.

Dlugosc obliczeniowa belki:

D01:10.12845/bitp.35.3.2014.7

Przyjcto przekroj belki IPN240, o nastcpujacych para-metrach cliarakterystycznych:

Wymiary przekroju I 240: h=240,0 mm, t =8,7 mm,

' 7 w 7 7

bf=106,0 mm, tf=13,1 mm r=8,7 mm.

Charakterystyki geometryczne przekroju:

J =4250,0 cm4, J =221,0 cm4,

y z

A=46,10 cm2, i =9,590 cm,

y

i =2,200 cm, W =354,0 cm3,

zy

W =41,70 cm3, W, =412,0 cm3, W =70,00 cm3

Sprawdzenie nosnosci w temperaturze normalnej (otoczenia)

Maksymalna wartosc obliczeniowa momentu zginaja-cego:

MEd =

Pd'lp _ 10,81 6,02

8

8

= 48,65 kNm

Maksymalna wartosc obliczeniowa sily poprzecznej:

VEd=ErLJ0M-6,0 kN Ed 2 2

Sprawdzenie klasy przekroju:

£ =

235 235

Л

235

= 1,0

Polka:

с (106-8,7-2-8,7) t~ 2-13,1

:3,05<9f = 9à klasa 1

Srodnik:

L =l„+c, dla c<15 + -, ° * 3

gdzie:

ls - rozpictosc belki w swietle podpor (scian), h - wysokosc przekroju belki.

Zatem w naszym przedmiotowym przypadku:

f 24

I =1 +c = 576+ 15 + — I 3,

à przyjcto l =6,0 m.

= 576 + 23 = 599 cm

с 240-2-13,1-2-8,7 „„ „ „ ,

- =---— = 22,57 < He = 12 à klasa 1

t 8,7

Wobec powyzszego caly przekroj spelnia warunki przekroju klasy 1.

Przyjcto, ze z uwagi na obetonowanie gornych frag-mentow przekroju stalowej belki stropowej, jest ona za-bezpieczona przed zwichrzeniem poprzez ciagle stczenie boczne pasa sciskanego.

ИССЛЕДОВАНИЯ И РАЗВИТИЕ

D01:10.12845/bitp.35.3.2014.7

©

® Ti

¡i i, f

% ? I

a $ i г

% ï í; ï

Jíí_

i I f

» Й> я

HI 4P

t £ i

I 1 t

Íi

©

Ryc. 4. Przykladowy rzut kondygnacji powtarzalnej budynku mieszkalnego Fig. 4. An example of a repeatable story of a residential building Zródlo: Opracowanie wlasne. Source: Own elaboration.

Nosnosc przekroju na zginanie:

M _Wp,yfy_ 412 -23,5

1 pi,Rd '

Ум 0

1,0

= 9682 kNcm = 96,82 kNm

MEd _ 48,65 _

M,,M 96,82

0,50 < 1,0 à warunek nosnosci spelniony

Nosnosc przekroju na scinanie:

Ay , = A - 2btf + (/„ + 2r) ■ tf = 46,1 - 2 • 10,6 • 1,31 + (0,87 + 2 • 0,87) ■ 1,31 = 21,75 <

lecz nie mniej niz:

t}hj„ = 1,0 • (24 - 2 • 1,31 - 2 • 0,87) • 0,87 = 17,09 cm2

У _ 21,75-23,5

S-ума л/з-1,0

= 295,10 kN

V 32 43

~ —'— - 0,11 < 1,0 à warunek nosnosci spelniony

VptM 295,10

Warunek stanu granicznego uzytkowalnosci:

8,54-6,04

= 0,016m = 1,6 cm

384 EI„ 384210-106-4250-10"

К 600 .. u- = Tñ = Tñ = 2A cm

= = 0,67 < 1,0 à warunek SGU spelniony. Щс 2,4 •

Sprawdzenie nosnosci w warunkach pozaru

Maksymalna wartosc obliczeniowa momentu zginaja-cego:

^.^.a^üL.awkNm

Maksymalna wartosc obliczeniowa sily poprzecznej: _Pfl-L _ 6,86-6,0 _,

Vfi,Ed — '

- = 20,58 kN

DOI:10.12845/bitp.35.3.2014.7

Zatem:

0, = 39,191n -!—-1 + 482 = 39,19In -!--1 + 482 = 654,45°C

L°>9674^ J L 0.9674- 0,319ми J

Sprawdzenie nosnosci przekroju w warunkach oszacowa-nej temperatury krytycznej:

Obliczenia wykonano, przyjmujac 0acr = 655°C Wartosc wspólczynnika redukcyjnego granicy plastycznosci w temperaturze 655°C wynosi:

k , = 0,230 + °'47Q"°'230(700 - 655) = 0,338 y,e > 100 V '

Sprawdzenie klasy przekroju w sytuacji pozarowej:

s = 0,85 — = 0,85J— = 0,85 V L V 235 '

Zatem:

Ума

Ym,a

0,33:

S)

412- 23,5 = 3273HVcm = 32,73Шя

zas warunek nosnosci:

Pólka:

c = ( 106-8,7-2-8,7) t~ 2-13,1

Srodnik:

с 240-2-13,1-2-8,7 t ~ 8,7 "

M

= 3,05 <9e = 9- 0,85 = 7,65 à klasa 1

: 22,57 < He = 72 • 0,85 = 61,2 à klasa 1

Wobec powyzszego caly przekrój spelnia warunki przekroju klasy 1.

Okreslenie wartosci wspólczynnika wykorzystania nosnosci przekroju w chwili t=0 trwania pozaru:

Eft,d MfiEd

Mo = — =- -

Rfi,d,0 ^fl,e,Rd(t=0)

^fl,в,M(t=0) —

f \

Ум, 0 Ytd.fl,

MRd=ky,0

í \ Ум, 0

\УМ,А

Wy,pi ' fy

gdzie:

M - wspólczynnik czçsciowy odnoszacy siç do wlasci-wosci materialowych w temperaturze otoczenia; gM0 = 1,0, gMfi - wspólczynnik czesciowy odnoszacy sie do wla-sciwosci materialowych w podwyzszonej temperaturze;

g= 1,0,

M,fi

k - wspólczynnik redukcyjny efektywnej granicy pla-stycznosci

^AM<,=o)=*>..»(jr; j ' w*> ' fy=^jf) " '412'23,5=9682Wcm=96'82kNm Mfi,e,M(,=0) 96,82

ft,Ed

M

fi,e,Rd(8=6S5°C)

30,87 ' 32,73

= 0,943 <1,0

Z powyzszego wynika, ze wartosc temperatury kry-tycznej oszacowana na podstawie wzoru normowego (S) zostala wyliczona z pewnym przyblizeniem, zas bezpo-srednie sprawdzenie warunku nosnosci wykazalo jeszcze prawie 6-proc. rezerwe.

W nieco bardziej precyzyjny sposób mozna okre-slic wartosc temperatury krytycznej w sposób iteracyjny, okreslajac wartosc wspólczynnika redukcyjnego efektywnej granicy plastycznosci dla kolejnych przyblizen war-tosci temperatury elementu, prowadzac obliczenia az do

M flEd

chwili, gdy wskaznik wykorzystania przekroju-—-

M flte,Rd

osiagnie wartosc mozliwie bliska 1,0.

Stosujac procedure iteracyjna, okreslono wartosc temperatury krytycznej na poziomie 663°C, dla której war-tosc wspólczynnika redukcyjnego granicy plastycznosci wynosi:

y.t> ' 100 v ;

Zatem:

Mjlß,M<ß-MTC\ — ' I ' Wpl.y ' fy

\Yu,ß

412- 23,5 = 3089kNcm = 30,89kNm

zas warunek nosnosci:

M

ft,Ed

M

fi,6,Rd(e=66?C)

30,87 30,89

= 0,999 » 1,0

W rzeczywistosci nie ma uzasadnionej potrzeby pro-wadzenia obliczen z az tak znaczaca precyzja, poniewaz sama procedura okreslania wartosci wspólczynnika redukcyjnego granicy plastycznosci k jest obarczona ble-dem aproksymacji. Stad zamieszczony wyzej przyklad nalezy traktowac jedynie w kategoriach pogladowych,

ИССЛЕДОВАНИЯ И РАЗВИТИЕ

DOI:10.12845/bitp.35.3.2014.7

jako ze róznica w szacowaniu wartosci temperatury kry-tycznej na poziomie 8°C, z technicznego punktu widze-nia, nie ma wiekszego znaczenia w sytuacji oceny odpor-nosci konstrukcji na czynniki pozarowe w rozumieniu czasowym.

W niniejszym przykladzie obliczeniowym przyjçto nastepujice wartosci poszczególnych wielkosci charak-terystycznych, wymienionych wczesniej, w czçsci teore-tyczno-opisowej:

ac = 25,0 W/m2K - w przypadku obliczen dla standar-dowej krzywej temperatura-czas (na podstawie [4], §3.2.1(2))

ac = 35,0 W/m2K - w przypadku obliczen dla standar-dowej krzywej temperatura-czas (na podstawie [4], §3.3.1.1(3))

em = 0,7 (na podstawie [5], §2.2(2)) s"= 1,0 (na podstawie [4], §3.1(6))

0) = 1,0 (na podstawie [4], §3.1(7))

s = 5,67-10-8 W/m2K4 (na podstawie [4], §3.1(6))

k, = 1,0

sh '

pa = 7850 kg/m3

Wlasciwosci materialu oslonowego (przyjçto natrysk za-prawy cementowej z wermikulitem): pp = 550 kg/m3 cp = 1100 J/kgK dp = 0,008 m = 8 mm

1 = 0,12 W/mK

p

5.1. Ocena temperatury gazów pozarowych (ocena nosnosci konstrukcji w domenie termicznej)

W niniejszym przykladzie zastosowano podejscie al-ternatywne, przyjmujic ze wzgledów porównawczych opis temperatury gazów pozarowych wedlug:

a) krzywej standardowej temperatura-czas (ISO 864)

b) krzywej pozaru parametrycznego.

W kazdym z przypadków przeprowadzono obliczenia dla dwóch wariantów:

1) przy zalozeniu, iz belka stalowa nie jest zabezpieczona przed nagrzewaniem za pomoci zapraw ogniochron-nych (z sytuacji taki mamy faktycznie do czynienia w przypadku stropów nieotynkowanych, czyli np. stropów piwnic lub pomieszczen w budynkach prze-myslowych lub zabudowy zagrodowej),

2) przy zalozeniu, iz stopka belki (czyli spodnia po-wierzchnia stropu) jest otynkowana w sposób szczel-ny za pomoci lekkiej ogniochronnej zaprawy cemen-towej z dodatkiem wermikulitu, a wyprawa tynkarska dobrze przylega do podloza.

5.2. Wyznaczenie wskaznika ekspozycji przekroju

Dla przypadku analizowanego w rozpatrywanym przykladzie obliczeniowym mozna, w zaleznosci od ja-kosci i sposobu wykonania stropu, spotkac siç z jednym z czterech przypadków, które rozwazymy niezaleznie, zas do dalszych obliczen przyjmiemy konserwatywnie war-tosc najmniej korzystni. Kazdorazowo okreslajic wartosc wskaznika masywnosci przekroju, nalezy pamiçtac,

iz w ogólnosci jest to stosunek powierzchni ogrzewanej do pola przekroju poprzecznego nagrzewanej czesci ele-mentu nosnego.

Przypadek 1

Strop jest nieotynkowany, zas dolna stopka belki zo-stala zlicowana z dolni plaszczyzni plyty stropowej, przez co jest ona wyeksponowana na dzialanie temperatur pozarowych jedynie od spodu.

— = = — = —= 0,076—!— = 76,34—

btr

13,1

Przypadek 2

Strop jest nieotynkowany, zas dolna stopka belki wy-staje w calosci ponizej plaszczyzny plyty stropowej, przez co jest ona wyeksponowana na dzialanie temperatur poza-rowych z trzech stron - z boków i od spodu.

± = = 106+2-13,1 = = 0j095J_ = 95)2ol

btf

106-13,1 138^6

mm

m

Przypadek 3

Strop jest otynkowany z wykorzystaniem wyprawy tynkarskiej ogniochronnej, zas dolna stopka belki zostala zlicowana z dolni plaszczyzni plyty stropowej, przez co jest ona wyeksponowana na dzialanie temperatur pozaro-wych jedynie od spodu.

^ = A = ± = _L = 0,076—!— = 76,34!

V bt,

/

13,1

Przypadek 4

Strop jest otynkowany z wykorzystaniem wyprawy tynkarskiej ogniochronnej, zas dolna stopka belki wystaje w calosci ponizej plaszczyzny plyty stropowej, przez co jest ona wyeksponowana na dzialanie temperatur pozaro-wych z trzech stron - z boków i od spodu.

Л^Ь + 2^ 106+2-13,1 ,13^0095_U95201 V btf 106-13,1 138^6 'mm ' m

Z uwagi na fakt, ze im wiekszy wskaznik ekspozycji przekroju, tym mniejsza (w rozumieniu czasowym) od-pornosc ogniowa konstrukcji, do dalszych obliczen przy-jçto konserwatywnie wartosc mniej korzystni, która za-równo dla elementów nieosloniçtych, jak i osloniçtych

wynosi = = 95,20 —.

5.3. Czas odpornosci ogniowej przekroju poddanego dzialaniu pozaru standardowego

Z uwagi na przyrostowy charakter procedury wyzna-czania temperatury stali poddanej nagrzewaniu w warunkach pozaru, obliczenia w tym zakresie zarówno dla elementów nieosloniçtych, jak i osloniçtych wykonano, wy-korzystujic do tego celu typowy arkusz kalkulacyjny. Wyniki obliczen zamieszczono w tabeli 2, oraz przedsta-wiono w sposób graficzny na ryc. 5.

D01:10.12845/bitp.35.3.2014.7

W przypadku elementu nieosloni^tego, belka osiaga temperature krytyczna - ustalona wczesniej na poziomie 663°C - juz w 20 minucie od chwili rozwini^cia si§ poza-ru. W swietle obowiazujacych przepisow prawnych odpo-wiada to zaledwie odpornosci ogniowej R15, a wi§c nie-otynkowany strop nie spelnia wymagan stawianych przez postanowienia Rozporzadzenia Ministra Infrastruktury z dnia 12 kwietnia 2002 r. [2].

Element zabezpieczony wyprawa ogniochronna nie osiaga temperatury krytycznej w ciagu pierwszych 60 mi-nut od rozgorzenia pozaru, dzi^ki czemu spelnia on co najmniej wymagania odpowiadajace odpornosci ogniowej R60.

Tabela 2.

Wybrane wyniki obliczen temperatury stalowej belki stropowej, niezabezpieczonej izolacja ogniochronna, poddanej oddzialywaniom pozaru standardowego, [opracowanie wlasne]

czas ekspozycji pozarowej t © g h t net,c h t net,r h td net,d c a DQa,t [0C] ©a,t [0C]

[min] [sek.] [sek.] [min] [oC] [W/m2] [W/m2] [W/m2] [J/kgoC] - 20,0

0 1140 19,0000 773,7 3125,3 18997,8 22123,0 811,61 1,7 650,4

5 1145 19,0833 774,4 3100,2 18910,5 22010,7 814,36 1,6 652,0

10 1150 19,1667 775,0 3075,5 18823,5 21899,0 817,19 1,6 653,6

15 1155 19,2500 775,7 3051,0 18736,9 21787,9 820,10 1,6 655,2

20 1160 19,3333 776,3 3026,8 18650,7 21677,5 823,10 1,6 656,8

25 1165 19,4167 776,9 3002,9 18565,0 21567,9 826,19 1,6 658,4

30 1170 19,5000 777,6 2979,2 18479,7 21459,0 829,37 1,6 660,0

35 1175 19,5833 778,2 2955,9 18394,9 21350,8 832,66 1,6 661,5

19 40 1180 19,6667 778,9 2932,8 18310,7 21243,5 836,05 1,5 663,1

45 1185 19,7500 779,5 2910,0 18226,9 21137,0 839,55 1,5 664,6

50 1190 19,8333 780,1 2887,5 18143,8 21031,3 843,16 1,5 666,1

55 1195 19,9167 780,7 2865,3 18061,2 20926,6 846,88 1,5 667,6

Table 2. Selected computational results of the temperature for unprotected steel beam, subjected to standard fire conditions, [own elaboration]

time of fire exposure t ©g g h t net.c h t net.r h td net.d c a DQa.t ©a.t

[0C] [0C]

[min] [sec] [sec] [min] [oC] [W/m2] [W/m2] [W/m2] [J/kgoC] - 20.0

0 1140 19.0000 773.7 3125.3 18997.8 22123.0 811.61 1.7 650.4

5 1145 19.0833 774.4 3100.2 18910.5 22010.7 814.36 1.6 652.0

10 1150 19.1667 775.0 3075.5 18823.5 21899.0 817.19 1.6 653.6

15 1155 19.2500 775.7 3051.0 18736.9 21787.9 820.10 1.6 655.2

20 1160 19.3333 776.3 3026.8 18650.7 21677.5 823.10 1.6 656.8

25 1165 19.4167 776.9 3002.9 18565.0 21567.9 826.19 1.6 658.4

19 30 1170 19.5000 777.6 2979.2 18479.7 21459.0 829.37 1.6 660.0

35 1175 19.5833 778.2 2955.9 18394.9 21350.8 832.66 1.6 661.5

40 1180 19.6667 778.9 2932.8 18310.7 21243.5 836.05 1.5 663.1

45 1185 19.7500 779.5 2910.0 18226.9 21137.0 839.55 1.5 664.6

50 1190 19.8333 780.1 2887.5 18143.8 21031.3 843.16 1.5 666.1

55 1195 19.9167 780.7 2865.3 18061.2 20926.6 846.88 1.5 667.6

Widoczne na ryc. 5 linie kreskowane odpowiadaja opi-sanym wczesniej zaproponowanym w [6] i [7] uproszczo-nym procedurom obliczania temperatury elementu stalo-wego poddanego oddzialywaniom termicznym pozaru.

W analizowanym przypadku mozna je uznac za ak-ceptowalne przyblizenie jedynie w zakresie pierwszych 25 minut trwania rozwiniçtego pozaru - w przypadku elementow nieosloniçtych oraz bezpieczne przyblizenie w calym zakresie objçtym niniejszymi obliczeniami - w przypadku izolowanych elementow konstrukcyjnych.

ИССЛЕДОВАНИЯ И РАЗВИТИЕ

D01:10.12845/bitp.35.3.2014.7

Ryc. 5. Funkcja wzrostu temperatury gazow pozarowych wg krzywej standardowej temperatura-czas oraz towarzyszqcego wzrostu temperatury belki stalowej stropu, Zrodlo: Opracowanie wlasne

Fig. 5. Standard temperature-time curve compared to the functions of temperature increase for steel beam subjected

to standard fire conditions Source: Own elaboration

5.4. Czas odpornosci ogniowej przekroju poddanego dzialaniu pozaru parametrycznego

Zwykle w przypadku obiektow mieszkalnych stre-f§ pozarow^ stanowi caly budynek, lub w wyj^tkowych przypadkach - pojedyncza kondygnacja. W budynkach

wielorodzinnych, w okreslonych sytuacjach projekto-wych, odr^bn^ stref^ pozarow^ moze tez bye pojedynczy lokal mieszkalny. Na potrzeby niniejszego artykulu zalo-zono, celem latwiejszego zrozumienia stosowanych pro-cedur obliczeniowych, iz odr^bn^ stref^ pozarow^ jest

pojedyncze pomieszczenie wydzielone osiami 1-3 oraz B-C, pokazane na ryc. 4.

Przyjeto takze, iz sciany i strop nad pomieszczeniem zostaly wykonane z cegly pelnej, zas podloga z drewna o duzej gestosci, na podkladzie z betonu o sredniej gestosci. W scianach znajduja sie dwa otwory okienne o wy-miarach b x h=1,52 x 1,52 m kazdy oraz dwoje drzwi, o wymiarach b x h=1,00 x 2,10 m. Wysokosc kondygna-cji w swietle wynosi h=3,00 m, zas wymiary poziome po-mieszczenia w swietle: a x b = 5,76 x 6,48 m.

5.5. Okreslenie danych podstawowych

Obliczenie wspolczynnika absorpcyjnosci termicznej dla scian i sufitu z cegly pelnej Gestosc p = 1600 kg/m3 Cieplo wlasciwe: c = 840 J/kgK Przewodnosc cieplna: l = 0,7 W/mK Wspolczynnik absorpcyjnosci termicznej dla scian i sufitu wynosi: b = -[pel = 969,95 » 970 2

Uzyskana wartosc miesci sie w przedziale 100 < b < 2200, [J/m2s1/2K], wynikajacym z ograniczen normowych.

Obliczenie wspolczynnika absorpcyjnosci termicznej dla

podlogi z drewna o duzej gestosci

Gestosc p = 720 kg/m3

Cieplo wlasciwe: c = 1880 J/kgK

Przewodnosc cieplna: l = 0,2 W/mK

Wspolczynnik absorpcyjnosci termicznej dla warstwy pod-

logowej z drewna wynosi: b = -JpcX = 520,31» 520 J.

m s K

Obliczenie wspolczynnika absorpcyjnosci termicznej dla

podkladu podlogowego z betonu o sredniej gestosci

Gestosc p = 1800 kg/m3

Cieplo wlasciwe: c = 1000 J/kgK

Przewodnosc cieplna: l = 1,15 W/mK

Wspolczynnik absorpcyjnosci termicznej dla podkladu

z betonu wynosi: b = -JpcA. = 1438,75 »1439 J.

m s K

Zgodnie z Zalacznikiem A uwaga (5) do normy [4], w przypadku gdy powierzchnia ograniczajaca sklada sie z kilku warstw i wartosc wspolczynnika b obliczone-go dla warstwy dalszej w stosunku do strefy pozarowej (w tym przypadku - podkladu z betonu) jest wieksza niz wartosc tego samego wspolczynnika okreslonego dla warstwy blizszej (w tym przypadku - podlogi z drewna), to wowczas te glebsza warstwe w dalszych oblicze-niach nalezy pominac. Na tej podstawie wartosc wspolczynnika absorpcyjnosci termicznej dla podlogi przyjeto:

b = Vpcl = 520,31« 520 2f/2 •

Uzyskana wartosc miesci sie w przedziale 100 < b < 2200, [J/m2s1/2K], wynikajacym z ograniczen normowych.

Okreslenie gestosci obciazenia ogniowego

W przypadku budynkow mieszkalnych, charaktery-styczna gestosc obciazenia ogniowego, odniesiona do jednostkowej powierzchni (biorac pod uwage fraktyl

D0I:10.12845/bitp.35.3.2014.7

80%) zostala podana w Tablicy E.4 normy [4] i wynosi: qt, = 511 MJ/m2.

Powierzchnia podlogi wynosi: Af=a-b = 5,76 ■ 6,48 = 37,32 m2

Wspolczynnik uwzgledniajacy niebezpieczenstwo po-jawienia sie pozaru, ze wzgledu na powierzchnie strefy odczytano z Tablicy E.1 [4], korzystajac z interpolacji li-niowej;

SqX = 1,10 + (1,5 -1,1) • (37,32 - 25)/(250 - 25) = 1,12

Wspolczynnik niebezpieczenstwa pozaru, uwzgled-niajacy sposob uzytkowania wynosi: Sq2 = 1,0

Wspolczynnik uwzgledniajacy rozne czynne srod-ki ochrony przeciwpozarowej: 5,,= 1,0+ 1,5 ^ przyjeto: 5„ =1,5, zakladajac, ze zadne czynne srodki ochrony przeciwpozarowej nie zostaly przewidziane (Zalacznik E, uwaga (4) [4]). Stad obliczeniowa wartosc gestosci obciazenia ogniowego, okreslona zaleznoscia jak nizej wynosi:

1f,d = If,AAA =511-1,12 • 1,0 • 1,5 = 1592,64MJ/m2

Okreslenie wlasciwosci termicznych strefy pozarowej

Calkowita powierzchnia elementow ograniczajacych wynosi:

A,=2Af + 2{a + b)h = 2-yi2l + 2- (5,76 + 6,48) • 3,0 = 148,08m2

Calkowita powierzchnia otworow pionowych wynosi:

Ar = YjnKK = 2 -1'52 -1'52 + 3'' 2,10 =10,92m2

Calkowita absorpcyjnosc termiczna przegrod ograniczajacych strefe pozarowa wynosi:

b _ ' ^ _ 1 ■ 520 ■ 37,32 +1 • 970 ■ 37,32 + [2 ■ (5,76 + 6,48)- 3,0 -10,92] ■ 970 = 56 J ~ 4-4, ~ 148,08-10,92 " ' m'slnK

Zdolnosc do wentylacji strefy pozarowej

Przecietna wazona wysokosc otworu w przegrodach pionowych wynosi:

(2-1,52+ 3-2,10)

"eg- j ~ ''

,868m

Wskaznik otworow wynosi zatem:

o = ^W^ = 10,92-Vi^68= /2 A, 148,08

Uzyskana wartosc miesci sie w przedziale 0,02 < b < 0,20, [m1/2], wynikajacym z ograniczen normowych. Wspolczynnik funkcji czasu:

= 3,42? =11,707

y f 0,10/0,04

1^847,56/1160J

ИССЛЕДОВАНИЯ И РАЗВИТИЕ

Gçstosc obciizenia ogniowego odniesiona do calko-witego pola powierzchni ograniczajicych:

a

4t,d

A

У ,1592,64-37,32 =Ш Ъ9Ш

148,08

m

5.6. Ocena zakresu czasu potrzebnego do osùîgniçcia maksymalnej temperatury i okreslenie maksymalnej osi^ganej temperatury gazow

Oczekiwana jest srednia prçdkosc rozwoju pozaru, dla ktorej i^n = 20mil1 = °>333h.

Czas tmx do uzyskania maksymalnej temperatury jest okreslony jako:

tm = max {(0,0002 ■ îM)/0;i]Im}= них {(0,0002 ■ 401,39)/0,10;0,333}= шах {0,803;0,333} = 0,8034

Z uwagi na fakt, iz tmx jest okreslone pierwszym czlo-

. . . ™ , 0,0002- qti nem powyzszej zaleznosci, rownym-—-, to zgod-

nie z tresci^ normy [4] pozar mozna zakwalifikowac jako kontrolowany za pomoc^ wentylacji.

Czas Cm niezbçdny do osi^gniçcia maksymalnej temperatury, z uwzglçdnieniem otworow i absorpcyjnosci termicznej przegrod, jest okreslony jako:

С = С» -Г = 0,803 -11,707 = 9,401A

DOI:10.12845/bitp.35.3.2014.7 Maksymalna temperatura gazów pozarowych:

ö„„ = 20 + 1325(l - 0,324 • e"0'2'9'401 - 0,204 • e"1'7'9'401 - 0,472 • if19*401^ 1279,51°C

Krzywa w fazie nagrzewania

Temperatura gazów pozarowych w fazie nagrzewania jest okreslona zaleznoscii:

eg l = 20 + 1325(l - 0,324 • е-0'2'- - 0,204 • e"1'7 ' - 0:

i,472 • e"I9i* )

gdzie czas t* jest wyznaczany jako: t' = t- Г = 11,707-1

Krzywa w fazie chlodzenia

W przypadku, gdy C,*^2h, temperatura gazów w fazie chlodzenia w pozarze kontrolowanym warunkami wentylacji, jest okreslona zaleznoscii:

eg t =вт-25o(f* -c)= 1279,51 -25o(f* -9,40l)= 3629,76 -250 • t'

Krzywi wynikowi zaprezentowano na ryc. 6, zas wy-brane wyniki obliczen zamieszczono w tabeli 3 dla ele-mentu nieosloniçtego oraz w tabeli 4 dla elementu izolo-wanego za pomoci zaprawy ogniochronnej.

W przypadku elementu nieosloniçtego belka podda-na oddzialywaniom pozaru parametrycznego osiiga tem-peraturç krytyczni, ustaloni na poziomie 663°C juz w 7 minucie pozaru rozwiniçtego, natomiast belka izolowa-na - po 49 minutach ekspozycji na analogiczne warun-ki termiczne.

Ryc. 6. Funkcja wzrostu temperatury gazow pozarowych wg krzywej parametrycznej temperatura-czas oraz towarzyszqcego wzrostu

temperatury belki stalowej stropu [opracowanie wlasne]

D01:10.12845/bitp.35.3.2014.7

Fig. 6. Parametric temperature-time curve compared to the functions of temperature increase for steel beam subjected to parametric

fire conditions [developed by author]

Tabela 3.

Wybrane wyniki obliczen temperatury stalowej belki stropowej, niezabezpieczonej izolaj ogniochronn^, poddanej oddzialywaniom pozaru parametrycznego, [opracowanie wlasne

czas ekspozycji pozarowej t t t* ©g,t h t net,c h t net,r h td net,d c a A© t a,t [oC] ©a,t [oC]

[min] [sek.] [sek.] [min] [godz.] [godz.] [oC] [W/m2] [W/m2] [W/m2] [J/kgoC] - 20,0

0 360 6,0000 0,1000 1,1707 968,4 13476,04 72908,3 86384,4 741,52 7,1 590,4

5 365 6,0833 0,1014 1,1870 970,5 13302,7 72837,7 86140,4 749,17 7,0 597,4

10 370 6,1667 0,1028 1,2032 972,6 13131,4 72752,8 85884,2 758,46 6,9 604,2

15 375 6,2500 0,1042 1,2195 974,6 12962,8 72655,6 85618,3 763,21 6,8 611,0

20 380 6,3333 0,1056 1,2357 976,6 12795,4 72542,0 85337,4 768,42 6,7 617,8

25 385 6,4167 0,1069 1,2520 978,6 12629,3 72412,9 85042,3 774,15 6,7 624,4

30 390 6,5000 0,1083 1,2683 980,6 12464,9 72269,3 84734,1 780,50 6,6 631,0

6 35 395 6,5833 0,1097 1,2845 982,5 12302,2 72112,0 84414,2 787,55 6,5 637,5

40 400 6,6667 0,1111 1,3008 984,4 12141,5 71942,2 84083,7 795,41 6,4 643,9

45 405 6,7500 0,1125 1,3170 986,3 11983,0 71761,2 83744,2 804,23 6,3 650,3

50 410 6,8333 0,1139 1,3333 988,2 11827,0 71570,2 83397,2 814,17 6,2 656,5

55 415 6,9167 0,1153 1,3496 990,0 11673,7 71370,9 83044,5 825,46 6,1 662,6

ИССЛЕДОВАНИЯ И РАЗВИТИЕ DOI:10.12845/bitp.35.3.2014.7

Table 3.

Selected computational results of the temperature for unprotected steel beam, subjected to parametric fire conditions,

[own elaboration]

Time of fire exposure t t t* Qg.t h t net.c h t net.r h td net.d c a AQa.t Qa.t

[oC] [oC]

[min] [sec] [sec] [min] [h] [h] [oC] [W/m2] [W/m2] [W/m2] [J/kgoC] - 20.0

0 360 6.0000 0.1000 1.1707 968.4 13476.0 72908.3 86384.4 741.52 7.1 590.4

5 365 6.0833 0.1014 1.1870 970.5 13302.7 72837.7 86140.4 749.17 7.0 597.4

10 370 6.1667 0.1028 1.2032 972.6 13131.4 72752.8 85884.2 758.46 6.9 604.2

15 375 6.2500 0.1042 1.2195 974.6 12962.8 72655.6 85618.3 763.21 6.8 611.0

20 380 6.3333 0.1056 1.2357 976.6 12795.4 72542.0 85337.4 768.42 6.7 617.8

25 385 6.4167 0.1069 1.2520 978.6 12629.3 72412.9 85042.3 774.15 6.7 624.4

30 390 6.5000 0.1083 1.2683 980.6 12464.9 72269.3 84734.1 780.50 6.6 631.0

35 395 6.5833 0.1097 1.2845 982.5 12302.2 72112.0 84414.2 787.55 6.5 637.5

6 40 400 6.6667 0.1111 1.3008 984.4 12141.5 71942.2 84083.7 795.41 6.4 643.9

45 405 6.7500 0.1125 1.3170 986.3 11983.0 71761.2 83744.2 804.23 6.3 650.3

50 410 6.8333 0.1139 1.3333 988.2 11827.0 71570.2 83397.2 814.17 6.2 656.5

55 415 6.9167 0.1153 1.3496 990.0 11673.7 71370.9 83044.5 825.46 6.1 662.6

Tabela 4.

Wybrane wyniki obliczen temperatury stalowej belki stropowej, osloniçtej za pomoc^ izolacji ogniochronnej, poddanej

oddzialywaniom pozaru parametrycznego, [opracowanie wlasne]

czas ekspozycji pozarowej t t t* Qg,t c a f A0 t A0 t [oC] Qa,t [oC]

[min] [sek./ sec] [sek./ sec] [min] [godz.] [godz.] [oC] [J/kgoC] 20,0

0 2940 49,0000 0,8167 9,5607 1239,6 836,4 0,07 -4,1 0,6 662,2

5 2945 49,0833 0,8181 9,5770 1235,5 837,9 0,07 -4,1 0,6 662,9

10 2950 49,1667 0,8194 9,5932 1231,5 839,3 0,07 -4,1 0,6 663,5

15 2955 49,2500 0,8208 9,6095 1227,4 840,8 0,07 -4,1 0,6 664,1

20 2960 49,3333 0,8222 9,6258 1223,3 842,3 0,07 -4,1 0,6 664,7

25 2965 49,4167 0,8236 9,6420 1219,3 843,8 0,07 -4,1 0,6 665,4

30 2970 49,5000 0,8250 9,6583 1215,2 845,3 0,07 -4,1 0,6 666,0

35 2975 49,5833 0,8264 9,6745 1211,1 846,8 0,07 -4,1 0,6 666,6

49 40 2980 49,6667 0,8278 9,6908 1207,1 848,3 0,07 -4,1 0,6 667,2

45 2985 49,7500 0,8292 9,7071 1203,0 849,8 0,07 -4,1 0,6 667,8

50 2990 49,8333 0,8306 9,7233 1198,9 851,4 0,07 -4,1 0,6 668,3

55 2995 49,9167 0,8319 9,7396 1194,9 852,9 0,07 -4,1 0,6 668,9

Table 4.

Selected computational results of the temperature for a steel beam insulated by fire protection material, subjected to parametric fire conditions, [own elaboration]

Time of fire exposure t t t* ®g.t c a f AQg.t AQa.t Qa.t

[oC] [oC] [oC]

[min] [sec] [sec] [min] [h] [h] [oC] [J/kgoC] - - - 20.0

0 2940 49.0000 0.8167 9.5607 1239.6 836.4 0.07 -4.1 0.6 662.2

5 2945 49.0833 0.8181 9.5770 1235.5 837.9 0.07 -4.1 0.6 662.9

10 2950 49.1667 0.8194 9.5932 1231.5 839.3 0.07 -4.1 0.6 663.5

15 2955 49.2500 0.8208 9.6095 1227.4 840.8 0.07 -4.1 0.6 664.1

20 2960 49.3333 0.8222 9.6258 1223.3 842.3 0.07 -4.1 0.6 664.7

49 25 2965 49.4167 0.8236 9.6420 1219.3 843.8 0.07 -4.1 0.6 665.4

30 2970 49.5000 0.8250 9.6583 1215.2 845.3 0.07 -4.1 0.6 666.0

35 2975 49.5833 0.8264 9.6745 1211.1 846.8 0.07 -4.1 0.6 666.6

40 2980 49.6667 0.8278 9.6908 1207.1 848.3 0.07 -4.1 0.6 667.2

45 2985 49.7500 0.8292 9.7071 1203.0 849.8 0.07 -4.1 0.6 667.8

50 2990 49.8333 0.8306 9.7233 1198.9 851.4 0.07 -4.1 0.6 668.3

55 2995 49.9167 0.8319 9.7396 1194.9 852.9 0.07 -4.1 0.6 668.9

5.7. Sprawdzenie nosnosci belki stropowej w domenie wytrzymalosciowej

Sprawdzenia nosnosci dokonano w dwoch warian-tach:

a) belki nieoslonictej, poddanej oddzialywaniom ter-micznym pozaru opisanego krzywa standardowa temperatura-czas. Celem sprawdzenia jest potwierdze-nie nosnosci belki odpowiadajacej klasie odpornosci ogniowej R15.

b) belki izolowanej natryskiem zaprawy cementowej z wermikulitem, poddanej oddzialywaniom termicz-nym pozaru opisanego krzywa parametryczna. Celem sprawdzenia jest potwierdzenie wymaganej odporno-sci ogniowej belki w ciagu 45 minut trwania pozaru rozwinictego (nalezy zwrocic uwagc, iz autor w spo-sob przemyslany nie posluguje sic pojcciem odpornosci ogniowej, okreslonej symbolem R45, poniewaz przyjcto, iz jest on zarezerwowany dla pozarow opisy-wanych za pomoca krzywej standardowej).

W przypadku elementow o przekroju klasy 1 lub 2 i o nierownomiernym rozkladzie temperatury, zarowno na dlugosci belki, jak i na wysokosci przekroju, obliczeniowa nosnosc przy zginaniu Mfi tJd w czasie t trwania pozaru mozna wyznaczyc na podstawie wzoru:

M _ Mfi.QM _ KQ 'mM rM,0 _ 1 K,Q • wpi,y • fy (24)

fl,t,Rd ~ ~ ~

K\K2 K\K2 Yhlji K\K2 YM.fi

gdzie:

k1 - wspolczynnik przystosowania, uwzglcdniajacy nie-rownomierny rozklad temperatury na wysokosci przekroju, na podstawie [5], pkt. 4.2.3.3.(7) k - wspolczynnik przystosowania, uwzglcdniajacy nie-rownomierny rozklad temperatury na dlugosci belki, na podstawie [5], pkt. 4.2.3.3.(8)

Belka nieoslonicta. wymaganie R15, wedlug krzywej standardowej temperatura-czas

Temperatura w przekroju belki nieoslonictej po pel-nych 15 minutach trwania rozwinictego pozaru wyno-si (zgodnie z wynikami przeprowadzonych obliczen) ok. 583°C.

Wartosc wspolczynnika redukcyjnego granicy pla-stycznosci k odpowiadajaca tej temperaturze wynosi:

kyfi - 0,470 + 0'78010Q°'470 (600 - 583) = 0,523

Wspolczynnik przystosowania k1 = 0,70 uwzglcdnia dzialanie pozaru na element nieoslonicty z trzech stron.

Wspolczynnik przystosowania k2 = 1,0 uwzglcdnia schemat statyczny belki swobodnie podpartej.

Nosnosc obliczeniowa przekroju na zginanie w temperaturze 0a=583°C wynosi:

M,IRJ= — k>*'w'1''f' = —!— 0.523-412-23,5 = n^ukNcm = 72,34Wm >M,,,= 30,87/UVm kjc2 yu a 0,7-1,0 1,0

D01:10.12845/bitp.35.3.2014.7 Nosnosc obliczeniowa przekroju przy scinaniu:

Vfl,tM =*,,„4^ = 0'523-21'^'2!'5 =MMkN>VAEd = 20,58^

Warunki nosnosci w sytuacji pozarowej dla przyjcte-go kryterium R15 sa spelnione.

Belka izolowana natryskiem zaprawy cementowej z wer-mikulitem, wymaganie 45 minut, wedlug krzywej para-metrycznej temperatura-czas

Maksymalna temperatura w przekroju belki oslonictej, osiagnicta w ciagu calego okresu pelnych 45 minut trwa-nia rozwinictego pozaru nie przekroczyla poziomu (zgod-nie z wynikami przeprowadzonych obliczen) 638°C.

Wartosc wspolczynnika redukcyjnego granicy pla-stycznosci k odpowiadajaca tej temperaturze wynosi:

ky_e = 0,230 + °'470ioo°'230 (700 - 638) = 0,379

Wspolczynnik przystosowania k1 = 0,85 uwzglcdnia dzialanie pozaru na element oslonicty z trzech stron.

Wspolczynnik przystosowania k2 = 1,0 uwzglcdnia schemat statyczny belki swobodnie podpartej.

Nosnosc obliczeniowa przekroju na zginanie w temperaturze da =638°C wynosi:

M„„= 1 k>''W"-''f' =—1—0j79-412-23,5 =43 tm= >

K.K, ru. 0,85-1,0 1,0

Nosnosc obliczeniowa przekroju przy scinaniu:

Vfl,,M =Ko t"'fy =0,379-21,75'2J5= 111,20,58iW V3 ■ rM,fi V31,0

Warunki nosnosci w sytuacji pozarowej, dla wymaga-nych 45 minut odpornosci ogniowej belki, sa spelnione.

6. Podsumowanie i wnioski

W pracy przedstawiono procedurc oceny odpornosci ogniowej stropow na belkach stalowych, zilustrowana su-gestywnym przykladem obliczeniowym.

Obliczenia i analizy przeprowadzone na potrzeby ni-niejszego opracowania pozwalaja na sformulowanie na-stcpujacych wnioskow i uwag ogolnych:

1. Oceny odpornosci ogniowej elementow konstrukcyj-nych stropow na belkach stalowych mozna dokony-wac na bazie dostcpnych procedur normowych w do-menie termicznej czasowej lub wytrzymalosciowej.

2. Zaprezentowane procedury mozna z powodzeniem stosowac zarowno do oceny nosnosci stropow Kleina, jak i rozwiazan pokrewnych: ceglanych sklepien od-cinkowych, stropow z wypelnieniem z plyt prefabry-kowanych WPS, stropow z plyta zelbetowa monoli-tyczna wylana na polkach dolnych itp.

ИССЛЕДОВАНИЯ И РАЗВИТИЕ

3. Proponowane w literaturze [6], [7] uproszczone pro-cedury obliczania temperatury elementu stalowego poddanego oddzialywaniom termicznym pozaru maja ograniczona dokladnosc i raczej nalezy ich unikac.

4. Dla okreslonych konfiguracji parametrów fizyko-che-micznych wydzielonych stref pozarowych stosowanie modelu pozaru standardowego moze okazac siç nie-wystarczajace i prowadzic do ryzykownych, niebez-piecznych oszacowan. Zaprezentowany przyklad obli-czeniowy wykazal, iz wbrew obiegowej opinii model pozaru standardowego nie zawsze prowadzi do naj-bardziej konserwatywnych wyników.

5. Oiagly rozwój technik obliczeniowych stwarza moz-liwosci wykorzystania w analizie konstrukcji budow-lanych nowoczesnych metod i narzçdzi komputero-wych, wykorzystujacych zalozenia tzw. obliczeniowej dynamiki plynów, wystçpujacej najczçsciej w literaturze pod angielska nazwa OFD (Computational Fluid Dynamics). Metoda ta pozwala na dokladna oce-nç przyrostu temperatury elementów konstrukcyjnych przy jednoczesnym uwzglçdnieniu realnych warun-ków srodowiskowych strefy pozarowej, dopasowa-nych do specyfiki danej kategorii obiektu, jego wypo-sazenia itp. Na obecnym etapie stosowanie tego typu technik obliczeniowych wymaga, poza umiejçtnoscia-mi obslugi skomplikowanych, komercyjnych narzçdzi komputerowych, takze zaawansowanej wiedzy teore-tycznej, co powaznie ogranicza mozliwosci wykorzy-stania tychze metod w codziennej praktyce inzynier-skiej. Z uwagi na powyzsze ograniczenia metody te w przypadku prostych, statycznie wyznaczalnych ukladów konstrukcyjnych póki co nie znalazly szer-szego zastosowania.

6. Stosowanie biernych srodków ochrony przeciwpo-zarowej elementów stalowych w sposób efektywny zmniejsza prçdkosc wzrostu temperatury ustrojów no-snych. Dziçki temu zwiçksza siç prawdopodobien-stwo skutecznosci akcji ratowniczej przed wystapie-niem nieodwracalnych deformacji stalowych elementów konstrukcyjnych, a tym samym zmniejsza siç ry-zyko wystapienia powaznej awarii.

Wlasne doswiadczenie zawodowe autora oraz wyniki przeprowadzonych studiów literaturowych upowazniaja ponadto do sformulowania nastçpujacych uwag, przydat-nych dla wlasciwej oceny stanu technicznego konstrukcji, która przetrwala pozar:

7. Najczçstsza przyczyna wyeliminowania konstrukcji stalowej, która przetrwala pozar, z dalszej eksploata-cji sa jej trwale odksztalcenia znacznie przewyzsza-jace poziom uznany za dopuszczalny i akceptowalny.

S. O ile odksztalcenia w zakresie prostoliniowosci i ksztaltu na to pozwalaja i elementy nosne zostaly za-chowane w stopniu wystarczajacym do dalszego pel-nienia swoich projektowanych funkcji, to moga one byc dalej wykorzystywane po pozarze. Pewne uwa-gi dotyczace kryteriów oraz mozliwosci ponownego wykorzystania stali po pozarze mozna odnalezc np. w normie brytyjskiej [S] lub w opracowaniu ksiazko-wym wydanym pod patronatem British Steel (obec-nie Oorus) [9].

D01:10.12845/bitp.35.3.2014.7

9. Wyniki opublikowanych badan naukowych prowa-dzonych w uznanych osrodkach swiatowych, np. [9] i [10], w wi^kszosci wykazuja, iz w przypadku ksztal-towników stalowych walcowanych na goraco ich pa-rametry wytrzymalosciowe po wystudzeniu wraca-ja do poziomu wyjsciowego, natomiast w przypadku elementów formowanych na zimno, spelniaja-cych tolerancje w zakresie ksztaltu, mozna zalozyc, ze ich wytrzymalosc trwala wynosi ok. 90% warto-sci poczatkowej. Nalezy jednak miec na wzgl^dzie, iz z uwagi na efekt zahartowania mogla ulec zmianie od-pornosc stali na kruche p^kanie. Kazdorazowo szcze-gólowej kontroli i przeprowadzenia niezb^dnych prac remontowych wymagaja wszelkie polaczenia i powlo-ki zabezpieczajace.

10. Niektóre zródla literaturowe, np. [6], wskazuja jednak na potrzeb^ przeprowadzenia uzupelniajacych popozarowych badan mikroskopowych stali, gdyz w zaleznosci od warunków i temperatury wyst§-pujacej w trakcie pozaru mozna oczekiwac powaz-niejszych zmian strukturalnych stali budowlanych, w tym efektów odw^glania, przegrzania, rozrostu zia-ren i wyst^powania struktury Widmanstättena. Roz-rostowi ziaren oraz wyst^pujacej lokalnie strukturze Widmanstättena, charakteryzujacej si§ iglastym ulo-zeniem faz, moze towarzyszyc pogorszenie wlasci-wosci stali. Nalezy si§ takze liczyc z niebezpieczen-stwem, iz odw^glona warstwa powierzchniowa moze stanowic potencjalne miejsce inicjacji mikrop^kni^c, które moga propagowac w glab wyt^zonego prze-kroju poprzecznego. Zdaniem autora niniejszego ar-tykulu tego typu niekorzystne zjawiska, zwiazane ze zmianami strukturalnymi stali, moga wystapic jedynie w przypadku dlugotrwalych pozarów pomieszczen o duzych obciazeniach ogniowych (np. magazynów), które z reguly i tak dyskwalifikuja elementy stalowe konstrukcji, z uwagi na ich zbyt duze trwale odksztal-cenia.

11. Ocen§ stanu technicznego konstrukcji z uwzgl^dnie-niem oddzialywan pozarowych lub konstrukcji do-tkni^tych pozarem z uwagi na skomplikowany charakter zjawiska i niejednoznacznosci wynikajace ze sposobów jego modelowania najlepiej jest powierzac osobie o uznanym doswiadczeniu zawodowym w tym zakresie i legitymujacej si§ odpowiednimi kwalifika-cjami.

Podzi^kowania

Artykul niniejszy powstal w trakcie pobytu autora w Auburn University w ramach wyjazdowego stypen-dium naukowego, ufundowanego przez Polsko-Amery-kanska Komisj§ Fulbrighta.

Autor sklada podzi^kowania Wladzom oraz Radzie Naukowej Komisji za umozliwienie integracji polskich i amerykanskich srodowisk naukowych, co w wymia-rze globalnym przyczynia si§ do polepszenia i umocnie-nia pozycji Polski w swiecie oraz lepszemu zrozumieniu wzajemnych problemów i potrzeb.

Oddzielne podzi^kowania kiernj do prof. dr inz. An-drzeja S. Nowaka (Chair of Department of Civil Engine-

ering, Samuel Ginn College of Engineering, Auburn University), pelni^cego funkcjç opiekuna naukowego w trak-cie mojego pobytu na stypendium - za cieple i zyczliwe przyjçcie, stworzenie znakomitych warunków do pracy naukowej, udzielone cenne wsparcie merytoryczne i po-swiçcony czas.

Literatura

1. Ustawa z dnia 7 lipca 1994 r. Prawo Budowlane (Dz.U. 1994 r. Nr 89 poz. 414).

2. Rozporzqdzenie Ministra Infrastruktury z dnia 12 kwietnia 2002 r. w sprawie warunków technicznych jakim powinny odpowiadac budynki i ich usytuowanie (Dz.U. 2002 r. Nr 75 poz. 690).

3. PN-EN 1990:2004 Eurokod: Podstawy projektowania kon-strukcji, PKN, Warszawa, 2004.

4. PN-EN 1991-1-2:2006. Eurokod 1: Oddzialywania na kon-strukcje. Czçsc 1-2: Oddzialywania ogólne. Oddzialywania na konstrukcje w warunkach pozaru. PKN, Warszawa, 2006.

5. PN-EN 1993-1-2:2007 Eurokod 3: Projektowanie konstruk-cji stalowych, Czçsc 1-2: Reguly ogólne. Obliczanie kon-strukcji z uwagi na warunki pozarowe, PKN, Warszawa, 2007.

6. Skowroñski W., Teoria bezpieczenstwa pozarowego kon-strukcji metalowych, Wydawnictwo Naukowe PWN, Warszawa, 2001.

7. Wider Vocational Initiative in Structural Steelwork, CD-ROM, Pilot for Beta-site testing, The Steel Construction Institute, Ascot, UK, 1999 (Version I) & 2001 (Version II).

8. British Standard BS 5950: Part 8: Code of practice for design of fire protection for structural steelwork, British Standards Institution, London, 2003.

9. Kirby B.R., Lapwood P. J., Thompson G., The Reinstatement of Fire Damaged Steel and Iron Framed Structures, British Steel Corporation, Swinden Laboratories, Rotherdam, 1986.

10. Outinen J., Mechanical Properties of Structural Steels at High Temperatures and After Cooling Down, Helsinki University of Technology, Laboratory of Steel Structures Publications 32, Espoo, 2007.

DÜI:10.12845/bitp.35.3.2014.7

dr inz. Pawe! A. Krol - ukonczyl jednolite studia ma-gisterskie na Wydziale Inzynierii L^dowej Politechniki Warszawskiej (1994), gdzie uzyskal rowniez stopien dok-tora nauk technicznych (2007). Absolwent studiow po-dyplomowych organizowanych przez Politechnik^ War-szawsk^ we wspolpracy z Polish-British Construction Partnership Ltd. Zwi^zany z Politechnik^ Warszawsk^ od 1998 roku, zatrudniony pocz^tkowo jako asystent, a od 2007 roku na stanowisku adiunkta. Od 2000 roku posiada uprawnienia budowlane b/o w specjalnosci konstrukcyj-no-budowlanej, zajmuj^c si§ rownolegle projektowaniem konstrukcji oraz dzialalnosci^ eksperck^ w budownic-twie. W 2014 roku uzyskal tytul Rzeczoznawcy Budowla-nego w tejze samej specjalnosci, w zakresie projektowa-nia i kierowania robotami budowlanymi bez ograniczen. Jest czlonkiem wielu krajowych i mi^dzynarodowych or-ganizacji i stowarzyszen zawodowych oraz czlonkiem komitetow technicznych przy Polskim Komitecie Norma-lizacyjnym oraz European Convention for Constructional Steelwork. Czlonek grupy roboczej Structural Safety w ramach Europejskiego Programu Wspolpracy w Dzie-dzinie Badan Naukowo-Technicznych (COST) - akcja Integrated Fire Engineering and Response. Odbyl kilka za-granicznych stazy naukowych: Michigan State University, USA (2011), University of Ulster, Zjednoczone Kro-lestwo (2013) i obecnie Auburn University, USA (2014) - w ramach przyznanego stypendium Polsko-Amerykan-skiej Komisji Fulbrighta. Autor lub wspolautor ponad 100 opracowan o charakterze naukowym i technicznym.