CC BY
19УДК 614.841.12 й01: 10.37657/уппро.аурЬ.2021.56.32.004
П.А. ЛЕОНЧУК, нач. сектора (ФГБУ ВНИИПО МЧС России); Р.А. ИВАЩУК, гл. спец. по пожарной безопасности (ООО «Желдорпроект»); М.В. ФОМИН, ст. науч. сотр.; М.М. РУКАВИШНИКОВ, мл. науч. сотр. (ФГБУ ВНИИПО МЧС России)
МЕТОД ОЦЕНКИ ВОЗДЕЙСТВИЯ ПОЖАРА НА КОНСТРУКЦИИ ЗДАНИЯ ПРИ ОБОСНОВАНИИ ПРОТИВОПОЖАРНЫХ РАССТОЯНИЙ МЕНЕЕ 6 МЕТРОВ
Рассматриваются особенности нормативного регулирования противопожарных расстояний в части расчетного обоснования их величин. Аргументируется необходимость усовершенствования расчетных методов, закрепленных в СП 4.13130.2013. Осуществляется постановка задачи и приводятся пути ее решения для определения допустимости сокращения противопожарного расстояния до менее чем 6 м. Дается краткий обзор возможностей моделирующих программ, сделан вывод о необходимости решения поставленной задачи как с использованием численных методов, так и путем решения дифференциального уравнения теплопроводности. Приведен возможный алгоритм обоснования противопожарного расстояния на основе полученных зависимостей. Названы инструментальные средства, с помощью которых может быть решена задача обоснования противопожарных расстояний.
Ключевые слова: противопожарное расстояние, лучистый тепловой поток, конвективный тепловой поток, уравнение теплопроводности, граничные условия 3-го типа
Введение
Д:
остаточно новым подходом в противопожарном нормировании явилась [нормативно закрепленная методика обоснования уменьшения противопожарных расстояний между жилыми и общественными зданиями, появившаяся при внесении изменения № 1 в СП 4.13130.2013 [1], вступившего в силу 14 августа 2020 года. Согласно требованиям п. А.1.1 Приложения А СП 4.13130.2013, методика определения безопасных противопожарных расстояний между зданиями (далее - Методика) предназначена для расчетной оценки возможности сокращения противопожарных расстояний до величины не менее чем 6 м. В ином случае, когда противопожарное расстояние составляет менее 6 м, следует использовать метод полевого моделирования с определением локальных плотностей радиационных тепловых потоков, и учитывать механизмы переноса тепла посредством конвекции и теплопроводности. Перечисленные механизмы актуальны для случая, когда помимо теплового потока от факела пламени конструкция омывается струей горячих газов, образующих конвективную колонку пожара.
Исходя из этого следует учесть такие величины, как: температура среды у стены здания, соседнего с горящим зданием, плотность радиационных тепловых потоков от очага пожара на участке стены соседнего здания, коэффициент теплоотдачи от газовой среды к стене, теплофизические параметры материала стены, что в целом характерно для случая пожара при воздействии его ограждающие конструкции [2].
Но при этом в самой Методике алгоритм обоснования противопожарного расстояния менее 6 м не представлен.
Учитывая большую значимость для проектировщиков вопроса обоснованного сокращения противопожарных расстояний, предлагается алгоритм проведения расчетов, учитывающий требования Методики по обоснованию противопожарных расстояний менее 6 м.
Методика в качестве критерия допустимого противопожарного расстояния предлагает лишь величины падающих тепловых потоков. Эти величины получены в результате исследований при нагревании поверхностей в условиях, когда температура окружающей среды равна или мало отличается от начальной температуры поверхности, и остается неизменной в течение всего периода нагрева [3]. Так, предельные значения в Методике соответствуют времени нагревания некоторых материалов - древесины, стеклопластика и других материалов - в течение 15 мин. Методикой по определению расчетных величин пожарного риска на производственных объектах предлагаются значения предельных тепловых потоков, полученные при бесконечном времени экспозиции.
В интересующем случае нагрев осуществляется от совместного воздействия тепловых потоков - конвективного потока от обтекающего стену потока горячих газов и радиационных от пламени и от того же потока горячих газов. Поэтому применять представленный критерий - предельно допустимый тепловой поток, полученный при испытании в нормальной атмосфере, - без обоснования не вполне корректно.
Представляет интерес найти эквивалентный падающий тепловой поток F3kb, равный по тепловому воздействию фактическому потоку, включающему в себя лучистую и конвективную составляющие от омывающей конструкцию горячей струи, и сопоставить его с предельно допустимым тепловым потоком для материала стены. Тогда можно будет сделать вывод о допустимости сокращения противопожарного расстояния.
Общие положения
При отсутствии аналитических, эмпирических, полуэмпирических методов расчета пользуются, как правило, полевыми моделями, которые позволяют моделировать различные физические процессы численными методами [3-5]. В целом возможности численного (полевого) моделирования очень широки. Компьютерные программы позволяют воспроизводить физические процессы любого масштаба - от капиллярных явлений до атмосферных.
Рассмотрим кратко возможности полевых моделей в части моделирования процессов, происходящих при пожаре, и получения параметров, которые должны быть учтены при обосновании противопожарного расстояния.
Надо сказать, что существуют специализированные компьютерные кластеры для запуска параллельных вычислений по полевым моделям, но их использование дорого и не всегда оправдано при проектировании достаточно ординарных объектов [6, 7]. Подавляющее большинство расчетов по полевым моделям выполняются пожарными специалистами на настольных компьютерах. Объем памяти и быстродействие здесь ограничивают возможности моделирования расчетными областями, содержащими 2-3 миллиона ячеек вычислительной сетки в лучшем случае.
Для моделирования противопожарных расстояний линейные размеры вычислительного домена должны составлять десятки метров, а размер ячейки вычислительной сетки при этом составит более 0,1 м. При увеличении количества ячеек и уменьшении размера ячейки задача расчета требует увеличения ресурсов, и стоимость ее выполнения может стать несопоставимой с целями проектирования.
Такие размеры ячеек позволяют достаточно достоверно моделировать динамику газовой среды и радиационного переноса тепла, но непригодны для учета теплоотдачи и теплопроводности внутри твердого тела, которым является стена здания, соседнего с горящим зданием.
Толщина пограничного слоя при обтекании стены струей горячего газа измеряется меньшими величинами [8-10], а так называемые пристеночные функции для моделирования пограничного слоя не всегда показывают достоверный результат на больших ячейках.
Крупная сетка не позволяет воспроизвести распределение температуры по толщине нагреваемого материала. При этом прогрев конструкции, особенно ее поверхности, и является тем показателем, по которому можно будет судить о возможности перехода пожара от одного здания к другому. Например, толщина образца, прогреваемого тепловым потоком при испытании, 20 см [3, 11]. По расчетам, приведенным ниже, и по ссылке, где находится программа для расчетов, можно определить, что в случае древесины на расстоянии 1 см от края обогреваемой поверхности температура на порядок меньше, чем на поверхности.
Явления, которые оцениваются как критерии воспламенения и самовоспламенения [3], а именно искры и появление горения при наличии источника зажигания не могут быть смоделированы с использованием средств, которые обычно используются специалистами по пожарной безопасности вследствие необходимости моделирования таких процессов в высочайшем разрешении. Применение полевой модели становится несоразмерным по затратам, и возникает необходимость в инженерных методах расчета, которые могут быть реализованы иными способами помимо полевых моделей. Поэтому предлагается использовать полевую модель только в качестве одной из составляющих при обосновании сокращения противопожарного расстояния, а именно для определения локальных плотностей радиационных тепловых потоков и температуры горячих газов, обтекающих конструкции соседнего здания. Т. е. тех параметров, которые наиболее часто и достаточно достоверно вычисляются по полевым моделям, например, при расчетах пожарного риска. Вопросы расчета передачи тепла путем конвекции и теплопроводности могут быть
решены аналитическим путем.
Оба рассмотренных процесса - прогрев поверхности от источника теплового излучения в нормальных условиях и при обтекании поверхности потоком горячих газов - подчиняются одним и тем же физическим законам и отличаются только направлениями векторов конвективных тепловых потоков [12]. В первом случае конвективная теплоотдача имеет место от нагреваемой поверхности к окружающей среде, во втором - наоборот, от окружающей среды к поверхности. Хотя, как будет показано ниже, направление вектора конвективного теплового потока в обоих случаях может меняться.
Теоретические основы
Необходимая для обоснования противопожарного расстояния менее 6 м величина эквивалентного теплового потока может быть получена на основе уравнения теплопроводности для рассматриваемого случая [13-15].
Рассмотрим уравнение теплопроводности для случая, когда на нагреваемую поверхность с ненулевой начальной температурой воздействует падающий тепловой поток от пламени пожара, а также конвективный и лучистый поток от омывающей эту поверхность струи горячих газов [3, 16, 17]. На рис. 1 приведена схема тепловых потоков.
Конвективная колонка
Суммарный ^ViHRPKI ¡ИЯ-Д-гЛуЧРНИР
пожара
Рис. 1. Схема тепловых потоков Воспользуемся также некоторыми из методов решения уравнений с помощью изображений функций по Лапласу [13]. Будем рассматривать прогрев полуограниченного твердого тела, когда тепловой поток распространяется вглубь тела в направлении х. Такой подход допустим в течение периода времени, сопоставимого с временем начальной стадии пожара [14]. В нашем случае он составляет около 15 мин, что соизмеримо с временем начальной стадии.
В решении задачи поиска эквивалентного теплового потока используются следующие физические величины:
Т - температура тела, К, являющаяся функцией времени и координаты; Тн - начальная температура тела, К; Т0 - температура окружающей среды, К; г - время, с;
а - температуропроводность, м2/с; а - коэффициент теплоотдачи, Дж/(м2 • с • К); X - теплопроводность, Дж/(м • с • К); х - расстояние от границы поверхности тела, м; Г - тепловой поток, Дж/(м2 • с); о - постоянная 5,67 • 10-8 Вт/м2 • К4;
в - приведенная степень черноты системы «окружающая среда - поверхность».
В общем виде уравнение теплопроводности имеет вид:
д2Т _ 1 дТ _ „ дх2 а ~~ •
(1)
Применим к уравнению (1) преобразование Лапласа [13] и запишем его с учетом того, что начальная температура тела равна Т: д2Т 1 н
(2)
дх2 4 а н
(данное уравнение называется вспомогательным, черточка сверху обозначает изображение функции по Лапласу), где для оптимизации, упрощения и сокращения дальнейших выкладок, как в [13], используется вспомогательная величина:
(3)
2 Р я =-
а
ISSN 2686-8075 2021 № 3 (9)
Применение метода изображений позволяет уравнение в частных производных (1) привести к дифференциальному уравнению 2-го порядка (2).
Решение уравнения (2) представляет собой сумму общего и частного решений [18]. Общее решение имеет вид:
Т = Ае~С1Х, (4)
Найдем частное решение. Исходя из вида правой части (2), частное решение ищем в виде многочлена нулевой степени В, т. е. числа:
Т = В. (5)
Для нахождения В подставим это решение в (2). Тогда:
. <7)
a
С учетом (3):
(8) (9)
В — —
V
Решение уравнения (2) имеет вид:
Т = Ае~ях + —.
V
В рассматриваемом случае используется граничное условие третьего рода [13, 15], при котором также задан тепловой поток на поверхности Кроме этого граничные условия запишем с учетом лучистого теплообмена между окружающей средой и стенкой:
дх
a
ai
(10)
дТ стеГ4
— = hT — hT0 + flax
h
оеТ0А
F h-, a
(11)
а а
где для оптимизации, упрощения и сокращения дальнейших выкладок, как в [13], используется вспомогательная величина:
(12)
Л
Проиллюстрируем граничное условие рис. 2.
Тз<То
Поверхность тела с температурой Ts (х=0)
Градиент <ЯЛЗх
">1
7
а(То-Т5) •конвективный
ое(То*-Т5*) - радиационный
Г - падающий радиационный
Окружающая ^среда с температурой То
Граничное условие (Ь=а/А;
ОХ/ах= - И(То-Т$) -Ное(То'-Т$<)/а -ЬР/а
бТ«х-ЬТз-ИТо+Ьо£Т5д/а.ЬоЕТо4/а-ЬР/а
Рис. 2. Построение граничного условия, когда температура среды превышает температуру поверхности
ISSN 2686-8075 2021 № 3 (9)
Следует также обратить внимание на то, что в процессе нагревания тела температура поверхности под воздействием теплового потока от пламени пожара может превысить температуру окружающей среды. В этом случае направление конвективного теплового потока меняется, теперь он направлен от стены в окружающую среду. Рассмотрим схему теплообмена в этом случае (рис. 3).
Рис. 3. Построение граничного условия, когда температура среды меньше температуры поверхности
Из рисунка видно, что знаки при величинах, входящих в выражение граничного условия (10), такие же, как и в начале расчета, когда температура среды превышает температуру стены. Таким образом, выражение (10) справедливо и в этом случае.
На этом этапе удобно получить искомый эквивалентный тепловой поток.
Вывод расчетных формул
В связи с наличием в уравнении члена в четвертой степени решение такого уравнения чрезвычайно усложняется [13, 19]. Но для целей настоящей статьи (поиска эквивалентного теплового потока) решение такого уравнения и не требуется. Хотя ниже будет представлено решение для более простого случая, когда радиационный тепловой поток от горячих газов учитывается увеличением коэффициента теплоотдачи [13, 14].
Запишем граничное условие (11) в изображениях:
дТ _ /гТ0 ЛР стеТ4 сте7У
— = КГ--- - — + /г—;— - Л—
ох р ра а ра
Вместо подставим (9) при условии х = 0:
(13)
(14)
. (15)
а ра
Запишем выражение (1 5) для начальных условий, соответствующих про-
ТХ=0=А +
дТ hTH hT0 hF asf*
— = hA + —---~ — + h
ox p p pa
h-
aeTn
ISSN 2686-8075 2021 № 3 (9)
греву конструкции тепловым потоком, когда начальная температура среды равна
температуре стены, т. е. искомым эквивалентным тепловым потоком. Начальную
КТН Ь-ТЭКВо
температуру среды обозначим Гкв0. Видно, что слагаемые ^ равны и со-
кращаются, поскольку начальная температура среды равна начальной температуре стенки. Тогда:
. (16)
дх ра а ра
Согласно теореме существования и единственности решения дифференциального уравнения второго порядка [18], для того, чтобы искомый эквивалентный тепловой поток прогревал конструкцию за то же время и до той же температуры, что и тепловой поток в условиях обтекания конструкции струей горячих газов, правые части выражений (15) и (16) должны быть равны:
ЬА +
ftTH
hT0 hF стеТ4 стеТ0 ---г + ft—;--h-
р pa а
= ЬА
hF;
экв
f ft-
СТЕТ4 СТЕТ,
■-ft-
ЭКВ о
(17)
р р ра а ра ра а ра
Рассмотрим полученное выражение. В нем содержатся члены, в которые входит неизвестная функция Г4 и неизвестный коэффициент А. Решение уравнения теплопроводности с учетом теплообмена излучением по закону 4-й степени является сложным частным случаем [19]. Не будем использовать его для инженерных расчетов, тем более что поставленная задача может быть решена и без этого.
Видно, что члены с неизвестными функциями сокращаются, так как при них находится одинаковый коэффициент И. Такая ситуация означает, что в случае прогрева эквивалентным тепловым потоком и в случае совместного воздействия на стену теплового и конвективного потоков коэффициент теплоотдачи одинаков. Это вполне допустимое предположение. При пожарах средний коэффициент теплоотдачи от среды к конструкциям (или наоборот) может быть определен, но часто лежит в интервале 12-35 [2, 20, 21]. С учетом изложенного, после сокращения одинаковых членов и коэффициентов получаем:
ft^H
V
экв
ftT0 hF aeTo hF3
---г- ft—— =---
р pa pa pa
h-
CTE
С^экв0)
(18)
pa
TH ~ T0 - - -
н о Q
F oe.T0 Рэкв ст£(^экв0)
a
a
a
F3KS = a (To - TH) + F + CJE (т04 - (T3KB0)4).
(19)
(20)
Начальная температура среды Тэкв0 равна начальной температуре стенки Тн, поэтому окончательно запишем:
^экв = а (То - Тн) + + а£(т04 - Тн4), (21)
Получено простое и наглядное выражение, которое легко может быть использовано в инженерных расчетах. Величина приведенного коэффициента облучения в может быть определена как в работе [13].
Другим способом нахождения теплового потока в ограждающую конструкцию является решение дифференциального уравнения (1), а это может быть сделано только численно с использованием высокого разрешения расчетной области.
Далее приведем решение уравнения без учета лучистого теплообмена между горячим воздухом и стенкой. В этом случае лучистый тепловой поток от нагретых газов учитывается увеличением коэффициента теплоотдачи а [2]. Продифференцируем уравнение (9): дТ
• (22)
ISSN 2686-8075 2021 № 3 (9)
Граничные условия без учета лучистого теплообмена со струей горячих газов:
дТ _ КГ0 №
• (23)
ох р ра
Граничное условие записано для поверхности, где х = 0. С учетом этого подставим в выражение граничного условия (23) выражения (9) и (13) при х = 0:
, . ЛТн кто №
• (24)
р р ра
Преобразуем далее, умножив левую и правую части на -1 и оставляя члены
с А в левой части:
, ч НТ0 № И.ТН
р ра р 4 '
(26)
Подставляя в (9), получили решение: _ ЫТ0-ТН) тн
Г = —, .че<?* + ; (27)
р(<? + Л) р(<? + Л) Р'
_ ад-^н+Ь Тн
• (28)
Путем обратного преобразования Лапласа [6] с помощью таблицы преобразования получаем решение:
Г = (Г0-Гн + 5).ег/сШ-(Г0-Гн+5)х
2y[äi)
. (29)
Для решения нашей задачи требуется знать только температуру поверхности тела (стены), поэтому приравняем х = 0:
Т*=о = (То-Тн+^)-(То~Тн+^-eath2erfc{hy[M) + Ти] (30)
р
. (31)
Этой формулой можно воспользоваться для получения наглядного представления о ходе графика температуры поверхности при воздействии радиационного теплового потока от пламени и конвективного от нагретой струи газов. По ссылке https://nc.zdpr.rU/index.php/s/PYiQayeKy6bRq75 можно скачать файл для программы SmathStudio (бесплатный математический пакет) [22], где автоматизирована постройка графика по (29) при различных исходных параметрах.
Полученное выражение (21) позволяет значительно оптимизировать расчетное обоснование противопожарного расстояния менее 6 м с учетом всех требований Методики и при использовании доступных вычислительных ресурсов.
Таким образом, алгоритм обоснования противопожарного расстояния менее 6 м с учетом полученного выражения следующий:
1. Определить геометрические размеры поверхности пламени снаружи здания (методика СП 4.13130.2013, полевая модель [6, 10]).
2. Определить падающий тепловой поток F от поверхности пламени на стену соседнего здания (полевая модель, аналитические методы).
3. Определить параметры конвективной колонки пожара снаружи здания,
в частности температуру в конвективной колонке в местах обтекания стены соседнего здания T0 (полевая модель, модель конвективной колонки в зонной модели CFAST [23]).
4. Провести расчет по формуле (21)
5. Сопоставить полученное значение с критическим тепловым потоком для материала стены здания и сделать вывод о допустимости выбранного противопожарного расстояния.
Выводы
В работе рассмотрены возможные пути решения задачи обоснования противопожарного расстояния между зданиями, расположенными в непосредственной близости одно от другого. Дан краткий обзор возможностей моделирующих программ, сделан вывод о необходимости решения поставленной задачи как с использованием численных методов, так и путем решения дифференциального уравнения теплопроводности. Предложен подход к решению задачи по оценке минимальных расстояний между зданиями для случаев, когда необходим учет воздействия конвективного теплопереноса на конструкции здания. Например, в соответствии с п. А.1.1. СП 4.13130.2013 учет воздействия конвективного те-плопереноса на конструкции здания следует учитывать при размещении зданий I—IV степеней огнестойкости класса С0 на расстоянии менее 6 м, прочих степеней огнестойкости и классов конструктивной пожарной опасности - на расстоянии менее 10 м.
Список литературы
1. СП 4.13130.2013. Системы противопожарной защиты. Ограничение распространения пожара на объектах защиты. Требования к объемно-планировочным и конструктивным решениям.
2. Алексашенко А.А., Кошмаров Ю.А., Молчадский И.С. Тепломассоперенос при пожаре. М.: Стройиздат, 1982. 175 с.
3. Ройтман М.Я. Противопожарное нормирование в строительстве. 2-е изд., перераб. и доп. М.: Стройиздат, 1985. 590 с.
4. NIST Technical Note 1828. Dilip K. Banerjee. Software Independent Data Mapping Tool for Structural Fire Analysis.
5. Ситников И.В., Колодяжный С.А. Анализ проблем моделирования динамики пожара // Известия Юго-Западного государственного университета. Серия: Техника и технологии. 2015. № 1 (14). С. 29-35.
6. Применение полевого метода математического моделирования пожаров в помещениях: метод. рекомендации / А.М. Рыжов, И.Р. Хасанов, А.В. Карпов, А.В. Волков, В.В. Лицкевич, А.А. Дектерев. М.: ВНИИПО, 2002. 35 с.
7. Барановский А. С., Леончук П.А., Зуев С.А., Шамонин В.Г. Оценка противопожарных расстояний между объектами различного назначения. Ч. I. Подходы к проблеме. Полевое моделирование // Пожарная безопасность. 2019. № 2. С. 95-100.
8. Шлихтинг Г. Теория пограничного слоя / пер. Г.А. Вольперта с пятого нем. изд.; под ред. Л.Г. Лойцянского. М.: Наука, 1969. 742 с.
9. Hyun Wook Park, Kiyoung Moon, Ezgi Oztekin, Randall McDermott, Changhoon Lee, Jung-il Choi. Near-Wall Modeling for Large Eddy Simulation of Convective Heat Transfer in Turbulent Boundary Layers. 1 Department of Computational Science & Engineering, Yonsei University 2 Technology & Management International 3 Fire Research Division, NIST August 1, 2012.
10. Zhang, C., Silva, J.G., Weinschenk, C. et al. Simulation Methodology for Coupled
Fire-Structure Analysis: Modeling Localized Fire Tests on a Steel Column. Fire Technol 52, 239-262 (2016). https://doi.org/10.1007/s10694-015-0495-9
11. Gregory T. Linteris, Nicolas Ball, J. Raynard, Guillermo Rein, Jose L. Torero, M. Forsth, P. Boulet, G. Parent, Z. Acem. Experimental study of radiative heat transfer in a translucent fuel sample exposed to different spectral sources. International Journal of Heat and Mass Transfer Volume 61 Pub Type Journals June 28, 2013.
12. Heat transfer principles in thermal calculation of structures in fire. Chao Zhang, Asif Usmani / Fire Safety Journal. Volume 78, November 2015, Pages 85-95.
13. Карлсроу Г., Егер Д. Теплопроводность твердых тел. М.: Наука, 1964. 488 с.
14. Горшков В.И. Применение интегрального теплового баланса в задачах нестационарного теплообмена. М.: ВНИИПО, 2012. 141 с
15. Барановский А.С., Леончук П.А., Зуев С.А., Шамонин В.Г. Оценка противопожарных расстояний между объектами различного назначения. Ч. III. Пожар в помещении. Оценка температуры // Пожарная безопасность. 2019. № 3. С. 112117.
16. Аleksashenko A.A. A theoretical study of the processes of convective transfer with varying parameters // Teoreticheskie osnovy khimicheskoi tekhnologii. 1993. Т. 27. № 3. С. 211-217.
17. Коркина Е.В., Войтович Е.В., Плющенко Н.Ю., Столяров М.Д. Теплопо-ступления на фасад здания в застройке при учете теплообмена излучением // Вестник Белгородского государственного технологического университета им. В.Г. Шухова. 2019. № 9. С. 46-53.
18. Выгодский М.Я. Справочник по высшей математике. М.: Наука, 1977. 873 с.
19. Jaeger J. (1950). Conduction of heat in a solid with a power law of heat transfer at its surface. MathematicalProceedingsoftheCambridgePhilosophicalSociety, 46(4), 634-641. doi:10.1017/S0305004100026207
20. Михеев М.А., Михеева И.М. Основы теплопередачи. 3-е изд., репринт. М.: Изд-во «БАСТЕТ», 2010. 344 с.
21. NIST Technical Note 1958 Numerical Modeling and Analysis of Heat Transfer in Composite Slabs with Profiled Steel Decking Jian Jiang Joseph A. Main Fahim Sadek Jonathan M. Weigand
22. Интернет-ресурс https://ru.smath.com (дата обращения: 15.09.2020 г.).
23. CFAST 6 (ConsolidatedModelofFireandSmokeTransport - Обобщенная модель распространения огня и дыма) (зонная модель) https://pages.nist.gov/cfast/ downloads.html
Материал поступил в редакцию 07.07.2021 г.
Леончук Петр Алексеевич - начальник сектора (Всероссийский ордена «Знак Почета» научно-исследовательский институт противопожарной обороны Министерства Российской Федерации по делам гражданской обороны, чрезвычайным ситуациям и ликвидации последствий стихийных бедствий (ФГБУ ВНИИПО МЧС России), г. Балашиха, Московская область, Россия); Иващук Роман Анатольевич - главный специалист по пожарной безопасности. Тел. 8-915290-46-67. E-mail: r.ivaschuk@zdpr.ru (ООО «Желдорпроект»); Фомин Максим Валерьевич - старший научный сотрудник; Рукавишников Максим Михайлович - младший научный сотрудник (Всероссийский ордена «Знак Почета» научно-исследовательский институт противопожарной обороны Министерства Российской Федерации по делам гражданской обороны, чрезвычайным ситуациям и ликвидации последствий стихийных бедствий (ФГБУ ВНИИПО МЧС России), г. Балашиха, Московская область, Россия).
P.A. Leonchuk, R.A. Ivashchuk, M.V. Fomin, M.M. Rukavishnikov METHOD FOR ASSESSING THE IMPACT OF FIRE ON BUILDING STRUCTURES
WHEN JUSTIFYING SEPARATION DISTANCES OF LESS THAN 6 METERS
There are considered the features of normative regulation of separation distances in terms of estimated justification of their values. The necessity of improving the calculation methods mentioned in SP 4.13130.2013 is justified. There is formulated the problem as well as the ways of its solution concerning acceptability of reduction the separation distance to less than 6 m. A brief overview of the capabilities of modeling programs is given. There is concluded the necessity to solve the problem using both numerical methods and by solving the differential equation of thermal conductivity. The possible algorithm for justifying separation distance on the base of the obtained dependencies is presented. There are specified tools for solving the problem of justification of separation distances.
Keywords: separation distance, radiant heat flow, convective heat flow, heat conduction equation, type 3 boundary conditions
Petr A. Leonchuk - Chief of Sector.
All-Russian Research Institute for Fire Protection (VNIIPO), the Ministry of the Russian Federation for Civil Defense, Emergencies and Elimination of Consequences of Natural Disasters (EMERCOM of Russia), Balashikha, Moscow region, Russia.
Roman A. Ivashchuk - Senior Fire Safety Engineer. Phone: (915) 290-46-67. E-mail: r.ivaschuk@zdpr.ru. LLC «Zeldorproekt».
Maksim V. Fomin - Senior Researcher; Maksim M. Rukavishnikov - Associate Researcher.
All-Russian Research Institute for Fire Protection (VNIIPO), the Ministry of the Russian Federation for Civil Defense, Emergencies and Elimination of Consequences of Natural Disasters (EMERCOM of Russia), Balashikha, Moscow region, Russia.
