CC BY
11УДК 666.97.033.17:624.012.45::[614.84] DOI 10.25257/FE.2021.2.70-78
НЕХАНЬ Денис Сергеевич
Университет гражданской защиты Министерства по чрезвычайным ситуациям Республики Беларусь Минск, Республика Беларусь E-mail: denis_nechany@mail.ru
О ХРУПКОМ РАЗРУШЕНИИ ЦЕНТРИФУГИРОВАННЫХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ СЖАТО-ИЗГИБАЕМЫХ КОНСТРУКЦИЙ
В статье представлены результаты измерения избыточного давления паровоздушной смеси в полости центрифугированных железобетонных колонн при пожаре. Выявлено, что появляющееся при пожаре избыточное давление в полости указанных конструкций допустимо не учитывать при расчёте их огнестойкости. Выявлены основные причины отсутствия хрупкого взрывообразного разрушения бетона в центрифугированных железобетонных колоннах кольцевого сечения при проведении огневых испытаний. На основании экспериментально-теоретических исследований получены занижающие коэффициенты для оценки критерия хрупкого разрушения.
Ключевые слова: огнестойкость, строительные материалы, хрупкое взрывообразное разрушение бетона, избыточное давление, натурные огневые испытания.
Центрифугированные железобетонные конструкции нашли широкое применение в качестве сжато-изгибаемых элементов одно- и многоэтажных зданий гражданского и промышленного назначения [1-6]. Их особенностями является наличие свободной воздушной полости по всей длине, а также развитая система фильтрационных канальцев, увеличенная пористость внутренних слоёв и более уплотнённая структура наружных [4, 7-10]. Данные конструкции имеют сравнительно небольшую толщину стенки (от 2,5 до 12 см), но при этом обладают высокой несущей способностью. Одной из наиболее эффективно применяемых форм поперечного сечения таких элементов является кольцо
[1, 2, 6, 9, 11, 12].
При пожаре доля пара, образующегося из физически и химически связанной воды в бетоне при нагреве конструкций, очевидно, будет попадать во внутреннюю полость, которая становится замкнутой при возведении зданий [1]. С учётом параллельного нагрева конструкций и паровоздушной смеси (ПВС) данный процесс будет сопровождаться ростом избыточного давления (ИД) в полости [11], что приведёт к возникновению растягивающих усилий в бетоне, имеющем низкое к ним сопротивление. В результате возможно преждевременное разрушение конструкций. Поэтому оценка ИД в полости центрифугированных железобетонных конструкций при пожаре и сопоставление зафиксированных значений с сопротивлением бетона растяжению является актуальной задачей.
Ввиду своей тонкостенности центрифугированные железобетонные сжато-изгибаемые конструкции уязвимы для хрупкого взрывообразного разрушения (ХР) бетона при пожаре (СП 468.1325800.2019 «Бетонные и железобетонные конструкции. Правила обеспечения огнестойкости и огнесохранности» (далее СП 468.1325800.2019), ТКП 45-2.02-110-2008
«Строительные конструкции. Порядок расчёта пределов огнестойкости» (далее ТКП 45-2.02-110-2008)) [14-17] (рис. 1). Поскольку ХР вызывает потерю целостности конструкции и стремительное уменьшение её поперечного сечения, не исключается преждевременная утрата элементом своей несущей функции от проявления данного явления.
35
30
£ 25
ф
X
о
н
ф
ю 20
m
о;
g 15
Ci
| 10
5
0
40 80 120 160 200
Толщина, мм
Рисунок 1. Зависимость ХР бетона от напряжений сжатия в бетоне и толщины элемента (СП 468.1325800.2019)
Figure 1. Dependence of BED on compressive strain in concrete and element thickness (Regulations 468.1325800.2019)
70
© Нехань Д. С., 2021
Результаты исследований центрифугированных железобетонных колонн [18] распространяются на элементы толщиной свыше 80 мм. При этом информация о наступлении ХР не приводится. Причиной этого является наличие в составе бетона пропиленовых волокон, позволяющих снизить вероятность наступления ХР (ТКП 45-2.02-110-2008) [19]. Экспериментальные и теоретические исследования данного явления в центрифугированных железобетонных конструкциях не проводились. Поэтому данный вопрос также является актуальным предметом исследований.
В 2020 году группой специалистов Университета гражданской защиты МЧС Беларуси были проведены натурные огневые испытания каркаса фрагмента здания под силовой нагрузкой [20, 21] (рис. 2). Каркас представлял собой раму, состоящую из двух раскреплённых в продольном направлении центрифугированных железобетонных колонн с толщиной стенки 55 мм (ориентировочная влажность бетона 2,0-2,4 % масс.) и монолитной железобетонной плиты перекрытия (далее плита). Колонны были защемлены в нижней части и податливы в верхней. Узел примыкания колонн к плите выполнялся в виде цилиндрической монолитной железобетонной шпонки высотой 400 мм с диаметром равным внутреннему диаметру колонн [20].
Для измерения ИД в полости колонн в тело шпоночного узла и плиты была установлена металлическая трубка, на которую посредством резьбового соединения крепился отвод-охладитель и преобразователь давления [20].
Сопротивление бетона растяжению в процессе испытаний рассчитывалось зонным методом в соответствии с ТКП БЫ 1992-1-2-2009 «Еврокод 2. Проектирование железобетонных конструкций. Часть 1-2. Общие правила определения огнестойкости» (далее ТКП БЫ 1992-1-2-2009):
где fctk - нормативное сопротивление бетона растяжению, равное 2,1 МПа для испытанных колонн; кс,т - приведённый коэффициент снижения нормативного сопротивления бетона растяжению, определяемый по формуле из ТКП БЫ 1992-1-2-2009:
к -
1-
0,2
(2)
где п - количество зон, принятое равным 5; с1 - доля площади i-й зоны от общей площади сечения бетона; kсort¡ - поправочный коэффициент, учитывающий неоднородность прочности бетона на растяжение в поперечном сечении; кс.(0) - коэффициент снижения нормативного сопротивления растяжению бетона .-й зоны при температуре 0, принятый согласно ТКП БЫ 1992-1-2-2009.
Известна теоретическая формула Фере, связывающая прочность бетона на растяжение с прочностью бетона на сжатие [22]. Исходя из этого ктгН определялся следующим образом:
к - к2/3 cor.ti — Лcor./'
(3)
cfit'V.m'
(1)
где ксоП - коэффициент, учитывающий неоднородность прочности бетона на сжатие в поперечном сечении, определённый из результатов работы [23] с учётом прямо пропорционального линейного повышения однородности центрифугированного бетона с уменьшением толщины элемента.
Рассчитанное приведённое сопротивление центрифугированного бетона растяжению и зафиксированные значения ИД ПВС в полости колонн представлены на рисунке 3.
Из рисунка 3 следует, что значения ИД ПВС в полости колонн при пожаре пренебрежимо малы в момент их достижения по сравнению с сопротивлением
a (a) б (b)
Рисунок 2. Натурные испытания фрагмента здания под совместной температурно-силовой нагрузкой:
a - главный фасад, б - задний фасад Figure 2. Field test of the building fragment under joint temperature-strain loads: a - the front facade, b - the rear facade
ш ш сЕ о О со CI d
О X
ш \
X X
:(D X q; (D
^ £
ш £
X н о. о
10 15 20 25 30 35 40 45 50 Продолжительность испытаний, мин
55
60
65
Рисунок 3. Приведённое сопротивление центрифугированного бетона растяжению и ИД ПВС в полости колонн при пожаре:
---ИД ПВС в полости колонны I;--приведённое сопротивление бетона растяжению (колонна I);
— ИД ПВС в полости колонны II;--приведённое сопротивление бетона растяжению (колонна II)
Figure 3. Shown resistance of spun concrete to tensile strength and overpressure of the vapor-air medium in the column cavity in case of fire:
---overpressure of the vapor-air medium in the cavity of column I;--shown resistance of concrete to tensile strength (column I);
— overpressure of the vapor-air medium in the cavity of column II;--shown resistance of concrete to tensile strength (column II)
0
5
бетона растяжению в колоннах. При этом наличие поперечного армирования в колоннах является своеобразной обоймой, несколько повышающей критические значения, при которых наступает разрушение бетона от растяжения.
По методике [13] был проведён расчёт ИД ПВС для различного количества испарившейся в полость воды из структуры центрифугированных железобетонных конструкций вследствие их нагрева при условии полной герметичности полости (рис. 4).
Прогрев конструкций повышает газопроницаемость бетона вследствие температурных деформаций и трещинообразования. В результате, ИД начинает
стравливаться. Снижению имеющегося давления в полости испытанных колонн также способствует образование негерметичности в области сопряжения смежных конструкций вследствие их деформирования. Образование ИД ПВС в полости центрифугированных железобетонных колонн при пожаре не является причиной их разрушения и может не учитываться в расчётах огнестойкости. При этом наличие ИД не позволяет более горячим продуктам горения преждевременно проникать в полость конструкций и дополнительно усиливать их прогрев.
Во время испытаний [20] наблюдалось взрыво-образное разрушение защитного слоя плиты, начавшееся
Температура 8, °С
Рисунок 4. ИД ПВС в полости колонн при пожаре:
--ИД воздуха; ИД ПВС при поступлении в полость:--> 0,75 л воды;---0,1 л воды;-----0,2 л воды;----0,3 л воды;
.......- 0,4 л воды;----0,5 л воды;----0,6 л воды; ■ - колонна I (эксперимент); • - колонна II (эксперимент
Figure 4. Air-vapor medium overpressure in the columns cavity during a fire:
--air overpressure; overpressure of the vapor-air medium when entering the column cavity:-->0.75 l water;---0.1 l water;
---0.2 l water;----0.3 l water;.........- 0.4 l water;----0.5 l water;----0.6 l water; ■ - column I (experiment); • - column II (experiment)
спустя 9 мин от начала испытаний и продолжавшееся в течение 13 мин с изменчивой интенсивностью, однако взрывообразная потеря целостности бетона в колоннах, связанная с выделением пара при нестационарном процессе тепло- и массопереноса внутри прогреваемой конструкции, не была зафиксирована (рис. 5).
Отсутствие ХР в испытанных колоннах говорит о том, что использование данных рисунка 1 при определении возможности наступления ХР бетона в зависимости от напряжений сжатия для центрифугированных железобетонных конструкций кольцевого сечения некорректно. В конструкциях кольцевого сечения более эффективно происходит перераспределение усилий. При этом не образуются чрезмерно прогретые зоны подобно углам конструкций прямоугольного сечения. Одной из причин отсутствия ХР бетона в испытанных колоннах является большая по сравнению с конструкциями сплошного сечения площадь поверхности, через которую происходит фильтрация образующегося пара, что приводит к более интенсивному снижению давления в порах и капиллярах бетона.
Далее рассмотрим метод оценки возможности наступления ХР, исходя из характеристик бетона, его влажности на момент испытаний и состава с использованием аналитико-эмпирической модели В. В. Жукова, учитывающей статическую теорию размеров трещин, а также объясняющей зависимость процессов разрушения бетона при огневом воздействии [16], который нормативно закреплён в СП 468.1325800.2019 и ТКП 45-2.02-110-2008. В процессе оценки определяется так называемый масштабный фактор / [16]:
F =
ааР£р W3
KiMP
(4)
где а - коэффициент пропорциональности, равный 1,16-10-2 Вт-м5/2/кг; а - коэффициент температурной деформации бетона; С-1; Е - модуль упругости бетона в нормальных условиях, МПа; в - коэффициент изменения модуля упругости при нагреве; рс - плотность бетона в сухом состоянии, кг/м3; К1с - коэффициент псевдоинтенсивности напряжений бетона, МН-м-3/2, принимаемый в зависимости от вида и количества крупного заполнителя с учётом условий твердения бетона; Хс - коэффициент теплопроводности бетона, Вт/м-°С; Wэ - объёмная эксплуатационная влажность бетона, м3/м3; пр - общая пористость бетона.
Подстановка значений, входящих в формулу (4), согласно СП 468.1325800.2019 и ТКП 45-2.02110-2008, осуществляется при температуре ХР бетона, принимаемой равной 250 °С [16].
Отметим, что взрывообразное разрушение бетона происходит, как правило, у обогреваемой поверхности в области защитного слоя бетона [16, 17, 19], чему способствуют более низкие силы сцепления цементного камня с арматурой по сравнению с силами межмолекулярного взаимодействия внутри цементного камня. При этом в центрифугированных колоннах основную нагрузку воспринимают наружные
Рисунок 5. Состояние элементов каркаса во время испытаний Figure 5. Carcass elements state during the tests
слои бетона ввиду более высоких значений модуля упругости. В момент наступления ХР бетона (начальная стадия пожара) температура в более углублённых слоях и у необогреваемой поверхности может вообще не измениться [20, 24]. Более плотная структура центрифугированного бетона в наружных слоях не позволит испаряющейся в них влаге в полном объёме свободно фильтроваться, и в результате должно привести к отрыву бетона в этих слоях при достижении соответствующих условий. Таким образом, ещё одной причиной отсутствия ХР центрифугированного бетона при пожаре, особенно при увеличении толщины изделия, является его неоднородность в поперечном сечении конструкций, выражающаяся понижением влагосодержания и увеличением прочности от внутренней поверхности к периферии. Образующееся в результате нагрева конструкций давление в порах не превышает критических значений, при которых происходит отрывание кусков бетона. Поэтому для наиболее адекватной оценки возможности наступления ХР бетона при пожаре расчёт критерия / следует проводить, подставляя характеристики центрифугированного бетона, имеющие место в области защитного слоя.
Для количественной оценки ХР бетона в области защитного слоя введём коэффициент относительного изменения критерия ХР бетона в центрифугированной конструкции Т, который равен отношению данного критерия в области защитного слоя к его значению для конструкции в целом /. Для этого преобразуем формулу (4).
Объёмная эксплуатационная влажность бетона Wэ, м3/м3 связана с его весовой влажностью Wc, кг/кг следующей зависимостью (СП 468.1325800.2019, ТКП 45-2.02-110-2008):
W3 = Wpc ■ 10"
(5)
Общая пористость бетона с плотными заполнителями при В/Ц < 0,4 определяется по формуле (СП 468.1325800.2019, ТКП 45-2.02-110-2008):
постоянными, запишем:
лр=Ц В/Ц 0,810-3=В 0,810-3, (6) С учётом того, что f, W, р, B являются пере-
менными в поперечном сечении центрифугирован-где Ц, В - расход цемента и воды в уплотнённой ной конструкции, а остальные величины - условно смеси, кг/м3.
Для перехода от плотности бетона в естественном состоянии р (при влажности Щ) к плотности бетона в сухом состоянии рс известна формула ГОСТ 12730.1-78 «Бетоны. Методы определения плотности»:
р 4(5,ЬГЖ(5,Ь)(1+Ж(5,Ь))°'13 , (11) р(8,6)°'13(1+0,0691У(8,6))В(8,6)
Рс =
1 +
где р - плотность бетона в нормальных условиях при влажности Щ, кг/м3.
Теплопроводность бетона при 0 = 250 °С может быть определена по известной формуле [25]:
(7) где 5 - относительная толщина; Ь - толщина конструкции, м.
Полученные ранее зависимости для fc, Щ, р, В имеют следующий вид [8, 25]:
Х =
0,1895 (рс -10~3)' (1 + 0,069 Жс) _ 0,96 +0,0014 0 ~
= 0,3107-(рс 10"3 )2'13 (1 + 0,069 ).
(8)
Модуль упругости бетона в начальных условиях допустимо определять по формуле [26]:
Е-КмГ (9)
где f - сопротивление бетона сжатию, МПа.
Подставив формулы (5)-(9) в (4), получим следующую формулу для определения критерия ХР:
р = 4,02-Ю3'96аарезЖ(1 + Ж)0'13
К1ср013(1+0,069Ж)В . ( )
/с (5,Ь) = /с0 (0,975 - 2,366 + 4,668); (12) ^(8,6) = ^ (1+6,16-12,368); (13)
(8,6) = р0 (1,002 - 0,646+ 1,268); (14)
В(8,6) = В0(0,98 + 4,716-9,4468), (15)
где с - толщина защитного слоя, м; показатели с индексом «0» соответствуют конструкции в целом.
Тогда в целом для конструкции можно записать:
\0,13
^~р00'13(1+0,069Ж0)В0'
(16)
В области защитного слоя бетона центрифугированной конструкции критерий ХР выглядит следующим образом:
/
г
6 г
^ С
\ \-с/Ь
Ь \
/ (0,975-2,366 + 4,668)(/8 Щ,- | (1+6,16-12,368)</8
'\-cfb
1 У-13 1
р0- I (1,002 - 0,646+ 1,268>/8 В0ь ] (0,98 + 4,716 - 9,4468)с/8
1 -с/Ь
1 -с/Ь
ь 'г
л 0,13
1+И^ | (1+6,16-12,368)^8
• 1 -с/Ь
и 1
1 + 0,069Ж0- | (1 + 6,16-12,368)^8
' 1 -с/Ь
(17)
Коэффициент Т, а равно отношение (17) к (16), имеет вид:
т _ С.С __
НС р г
1 0*г
л 1 V л 1
I (0,975-2,366 + 4,668)с/8 - ]" (1 + 6,16-12,368)^8
с 1
' 1-с/Ь
■ 1-с/Ь
6 }
| (1,002 - 0,646 + 1,268)о[8 - | (0,98 + 4,71Ь-9,44Ь8)с/5
1 -с/Ь
6 'г
N0,13
\ + | (1+6,16-12,368)^8
' 1-с/Ь
^ 1
1+0,069Ж0" | (1+6,16-12,368)^8
• 1 -с/Ь
Взятие интегралов в формуле (18) позволяет получить следующую зависимость:
(0,975 + 2,24Ь - 2,3 с)0,3 (1 - 6,2Ь + 6,15с)[1 +(1 - 6,2 Ь + 6,15с)]°'13
Т =
(1,002 + 0,56Ь- 0,6с) ' (0,98 -4,73Ь + 4,72c)[l+0,069W0 (1 - 6,2Ь + 6,15с)]
(19)
Анализ формулы (19) показывает, что относительное изменение критерия ХР бетона в центрифугированной конструкции Тс определяется его влажностью, толщинами стенки и защитного слоя бетона. При этом увеличение влажности бетона с 0 до 6 % масс. изменяет Тсс не более, чем на 0,3 %. С учётом этого формулу (19) допустимо переписать следующим образом:
Т =
(0,975 + 2,24Ь - 2,3с) ' (1 - 6,2Ь+6,15с) (1,002 + 0,56Ь - 0,6с)°'13 (0,98 - 4,73Ь + 4,72с)
(20)
По формуле (20) были определены значения Тс для серии центрифугированных железобетонных конструкций, представленной в Руководстве по проектированию, изготовлению и применению железобетонных центрифугированных конструкций кольцевого сечения и [1], с толщинами защитного слоя бетона от минимально допустимых по СП 5.03.012020 «Бетонные и железобетонные конструкции» до значений, имеющих место при расположении арматурных стержней посередине толщины стенки элемента, представленных в таблице.
Значения коэффициента Tsc Values of the coefficient T
Толщина конструкции b, мм 50 60 80 100 120
Толщина защитного слоя бетона c, мм 10 20 10 25 12 34 12 44 14 53
T sc 0,97 0,98 0,95 0,97 0,91 0,95 0,84 0,93 0,75 0,91
Примечание. Промежуточные значения Tc определяются линейной интерполяцией.
Тогда критерий ХР для центрифугированных железобетонных конструкций необходимо определять по формуле (4) с учётом Тсс:
F = Т
Пр
(21)
Определённые по формуле (21) значения / будут несколько ниже, чем для вибрированных бетонов с такими же характеристиками, что свидетельствует о меньшей склонности центрифугированного бетона к ХР при пожаре.
Таким образом, в работе проведена теоретическая и экспериментальная оценки ИД ПВС в по-
лости центрифугированных железобетонных колонн при пожаре. В результате сопоставления экспериментальных значений ИД ПВС в полости указанных конструкций при пожаре с сопротивлением бетона растяжению выявлено, что допустимо не учитывать его в расчётах огнестойкости. Выявлены основные причины отсутствия хрупкого взрывообразного разрушения бетона в центрифугированных железобетонных колоннах кольцевого сечения при проведении огневых испытаний. На основании экспериментально-теоретических исследований получены занижающие коэффициенты для оценки критерия ХР бетона в центрифугированных железобетонных сжато-изгибаемых конструкциях.
ЛИТЕРАТУРА
1. Europoles. Spun concrete. Benefits. Buildings&Security [Электронный ресурс]. - Режим доступа: https://www.europoles.com/ fileadmin/user_upload/09-downloads/product-information-europoles-columns-benefits-spun-concrete.pdf (дата обращения 10.04.2021).
2. Informationen rund um Schleuderbeton [Электронный ресурс]. Режим доступа: http://schleuderbeton.de (дата обращения 10.04.2021).
3. Пецольд Т. М. Железобетонные центрифугированные конструкции промышленных зданий и сооружений: дис. ... д-ра техн. наук. Мн, 1983.
4. Пастушков В. Г., Пастушков Г. П. Опыт применения центрифугированных линейных элементов с поперечными сечениями различного профиля при строительстве многоэтажных зданий // Архитектура и строительные науки. 2014. Т. 18, 19. № 1, 2. С. 36-38.
5. Rabenreither B. Anwendungsvielfalt Schleuderbeton - schlank und rank in die Zukunft // Zement+Beton. 2004. 36 p.
6. Казачек В. Г., Лазовский Д. Н, Рак Н. А, Тур. В. В. Шагая в ногу со временем // Вестник Полоцкого государственного университета. 2014. № 16. С. 111-113.
7. Kliukas R, Jaras A, Lukoseviciene O. Reinforced spun concrete poles - Case study of using chemical admixtures // Materials. 2020. Vol. 13(2) Pp. 302-315. DÜI:10.3390/ma13020302
8. Полевода И. И., Жамойдик С. М., Нехань Д. С., Батан Д. С. Исследование физико-механических свойств центрифугированного бетона // Наука и техника. 2019. Т. 18, № 4. С. 319-329. D0I:10.21122/2227-1031-2019-18-4-319-329
9. Dedukh D. A, Schsuzkiy V. L, Kuzmenko A. A. Spun concrete properties of power transmission line supports // Инженерно-строительный журнал. 2017. Vol. 7(75). Pp. 37-51. D0I:10.18720/MCE.75.4
10. Michaiek J., Sobotka M. Assessment of Internal Structure of Spun Concrete Using Image Analysis and Physicochemical Methods // Materials. 2020. Vol. 13(18). Pp. 3987-4011. D0I:10.3390/ma13183987
11. Burtscher St. L, Rinnhofer G, Benko V, Kolleger J. Zerstörende Großversuche an hochbewehrten Schleuderbetonstützen // Bauingenieur. 2003. Band 78, Ausgabe 04. Pp. 187-192.
12. Müller C, Empelmann M, Hude F., Adam T. Schleuderbetonstützen aus hochfester Bewehrung und ultrahochfestem
Beton // Beton und Stahlbetonbau. 2012. Band 107, Nr. 10. Pp. 690-699. D01:10.1002/best.201200040
13. Нехань Д. С. О методике проведения натурных огневых испытаний центрифугированных железобетонных колонн и теоретическом расчете избыточного давления смеси газов в полости указанных конструкций // Чрезвычайные ситуации: предупреждение и ликвидация. 2019. № 1 (45). С. 62-72.
14. Милованов А. Ф. Стойкость железобетонных конструкций при пожаре. М.: Стройиздат, 1998. 304 с.
15. Ройтман В. М. Оценка огнестойкости строительных конструкций на основе кинетических представлений о поведении материалов в условиях пожара: дис. ... д-ра техн. наук. М., 1985.
16. Зайнудинова Н. В. Хрупкое разрушение защитного слоя изгибаемых железобетонных предварительно напряженных плит без сцепления арматуры с бетоном при огневом воздействии // Чрезвычайные ситуации: предупреждение и ликвидация. 2018. № 1 (43). С. 83-89.
17. Мешалкин Е. А, Антонов С. П. Исследование процесса разрушения бетонных изделий при пожаре с учетом их взрывоо-бразной потери целостности // Технологии бетонов. 2019. № 5, 6. С. 43-45.
18. Barnas A, Rinnhofer G. Entwicklung hochbewehrter Schleuderbetonstützen - Brandverhalten und Bemessungssoftware // Zement+Beton. 2004. Pp. 16-21.
19. Голованов В. И, Новиков Н. С., Павлов В. В., Антонов С. П. Прочностные характеристики фибробетона для тоннельных сооружений в условиях высоких температур // Пожары и чрезвычайные ситуации: предотвращение, ликвидация. 2017. № 2. С.63-67. D0I:10.25257/FE.2017.2.63-67
20. Полевода И. И., Нехань Д. С. Результаты натурных огневых испытаний центрифугированных железобетонных
колонн кольцевого сечения // Вестник университета гражданской защиты МЧС Беларуси. 2020. Т. 4. № 2. С. 142-159. D01:10.33408/2519-237X.2020.4-2.142
21. Нехань Д. С., Кураченко И. Ю., Олесиюк Н. М., Креер Л. А. Исследования температуры газовой среды при проведении натурных огневых испытаний строительных конструкций // Вестник университета гражданской защиты МЧС Беларуси. 2020. Т. 4. № 2. С. 130-141. D0I:10.33408/2519-237X.2020.4-2.130
22. Неверович И. И. Железобетонные конструкции. Мн: МИПК и ПК БНТУ, 2013. 211 с.
23. Полевода И. И., Нехань Д. С., Батан С. С. Поведение центрифугированного бетона при пожаре // Вестник Университета гражданской защиты МЧС Республики Беларусь. 2018. Т. 2, № 1. С. 455-469.
24. Ширко А. В., Камлюк А. Н., Полевода И. И., Зайнудинова Н. В. Теплотехнический расчёт огнестойкости элементов железобетонных конструкций с использованием программой среды Ansys // Вестник Командно-инженерного института МЧС Республики Беларусь. 2013. № 2 (18). С. 260-269.
25. Нехань Д. С. Физические и теплофизические характеристики центрифугированного бетона в тонкостенных конструкциях // Актуальные проблемы и тенденции развития техносферной безопасности в нефтегазовой отрасли: материалы III Между-нар. науч.-практ. конф. Уфа, 2 дек. 2020 г. Уфа: Изд-во УГНТУ, 2020. С. 25-27.
26. Полевода И. И., Кудряшов В. А, Кодеба В. М. Трансформация базовых диаграмм деформирования тяжелого бетона на гранитном заполнителе в условиях кратковременного температурного воздействия // Вестник Командно-инженерного института МЧС Республики Беларусь. 2008. № 1 (7). С. 21-34.
Материал поступил в редакцию 17 февраля 2021 года.
Denis NEKHAN
University of Civil Protection of the Ministry for Emergency Situations of the Republic of Belarus, Minsk, Belarus E-mail: denis_nechany@mail.ru
ON SPALLING OF SPUN REINFORCED CONCRETE COMPRESSED - BENDABLE STRUCTURES
ABSTRACT
Purpose. Spun reinforced concrete structures are widely used all over the world as compressed-bendable elements in civil and industrial buildings. The presence of a closed cavity in these structures will contribute to creating overpressure (OP) of the air-vapor medium (AVM) in case of a fire. This can lead to their premature destruction. Being thin-walled, such structures are also vulnerable to brittle explosive destruction (BED) of concrete. The article is devoted to studing of these phenomena.
Methods. Air-vapor overpressure in the cavity of spun reinforced concrete columns during a fire has been measured, as well as brittle explosive destruction of concrete in the elements of the building frame during fire tests has been recorded. The impact of overpressure in the cavity of spun reinforced concrete columns on their load-bearing capacity in case of a fire has been studied, as well as brittle explosive destruction of concrete in compressed-bendable spun reinforced concrete structures.
Findings. It has been found out that the overpressure in the cavity of spun reinforced concrete structures (maximum values of 0.15-0.16 MPa)
is insignificant in comparison with the concrete tensile strength. During the fire tests, a brittle explosive destruction of the concrete protective layer in the reinforced concrete slab has been observed, owever, it has not been noted in the spun reinforced concrete columns.
Research application field. The results of the research can be used to assess spalling of concrete in spun reinforced concrete structures. The air-vapor medium overpressure in the cavity of these structures is permissible not to be taken into account when calculating their fire resistance limits.
Conclusions. The reasons for the absence of brittle explosive destruction of concrete annular section spun columns during fire tests have been revealed. Underestimating coefficients for evaluating spalling criterion have been obtained on the basis of experimental and theoretical studies.
Key words: : fire resistance, building materials, brittle explosive destruction of concrete, overpressure, field fire tests.
REFERENCES
1. Europoles. Spun concrete. Benefits. BUILDINGS&SECURITY. URL: https://www.europoles.com/fileadmin/user_upload/09-downloads/ product-information-europoles-columns-benefits-spun-concrete.pdf (accessed February 02, 2020).
2. Informationen rund um Schleuderbeton. URL: http:// schleuderbeton.de (accessed February 02, 2020). (in German).
3. Petsol'd T.M. Reinforced concrete centrifuged structures of industrial buildings and structures. Dr. tech. sci. diss. Minsk, 1983. 534 p. (in Russ.).
4. Pastushkov V.G., Pastushkov G.P. Experience in the use of centrifuged linear elements with cross-sections of various profiles in the construction of multi-storey buildings. Arkhitektura i stroitel'nye nauki [Architecture and building sciences], 2014, vol. 18,19 (1, 2), pp. 36-38. (in Russ.).
5. Rabenreither B. Diverse applications of spun concrete - slim and slim into the future. Zement+Beton / Cement+Concrete, 2004. Pp. 36. (in German).
6. Kazachek V.G., Lazovskiy D.N.,. Rak N.A, Tur V.V. Keeping pace with the times. Vestnik Polotskogo gosudarstvennogo universiteta [Polotsk State University Bulletin], 2014. Vol. 16, pp. 111-113. (in Russ.).
7. Kliukas R., Jaras A., Lukoseviciene O. Reinforced spun concrete poles - Case study of using chemical admixtures. Materials, 2020, Vol. 13(2), Pp. 302-315. DOI: 10.3390/ma13020302.
8. Polevoda I.I., Zhamoydik S.M., Nekhan' D.S., Batan D.S. Study of Physical and Mechanical Properties of Centrifuged Concrete. Nauka i tekhnika [Science and Technology], 2019, Vol. 18(4), Pp. 319-329. DOI: 10.21122/2227-1031-2019-18-4-319-329 (in Russ.)
9. Dedukh D.A., Schsuzkiy V.L., Kuzmenko A.A.. Spun concrete properties of power transmission line supports. Inzhenerno-stroitel'nyy zhurnal [Engineering and construction journal], 2017, vol. 7(75), Pp 37-51. D0I:10.18720/MCE.75.4
10. Michaiek J., Sobötka M.. Assessment of Internal Structure of Spun Concrete Using Image Analysis and Physicochemical Methods. Materials, 2020, vol. 13(18), pp. 3987-4011. DOI: 10.3390/ma13183987
11. Burtscher St.L., Rinnhofer G., Benko V., Kolleger J.. Destructive large-scale tests on highly reinforced spun concrete columns. Bauingenieur /Civil engineer, 2003, vol. 78(04), pp. 187-192. (in German).
12. Müller C., Empelmann M., Hude F., Adam T.. Spun concrete columns made of high-strength reinforcement and ultra-high-strength concrete. Beton und Stahlbetonbau. Concrete and reinforced concrete construction, 2012. Vol. 107(10), pp. 690-699. DOI: 10.1002/best.201200040 (in German).
13. Nekhan D.S.. About the method of carrying out of the natural of fire tests of the centrifuged reinforced concrete columns and theoretical calculation of excess gas pressure mixtures in the hollow of the specified constructions. Chrezvychaynye situatsii: preduprezhdenie i likvidatsiya [Emergency situations: prevention and elimination], 2019. Vol. 1(45), pp. 62-72. (in Russ.)
14. Milovanov A.F. Stoykost' zhelezobetonnykh konstruktsiy pri pozhare [Resistance of reinforced concrete structures in case of fire]. Moscow: Stroyizdat, 1998. 304 p. (in Russ.)
15. Roytman V.M.. Assessment of fire resistance of building structures based on kinetic concepts of the behavior of materials under fire conditions. Dr. tech. sci. diss. Moscow, 1985. 412 p. (in Russ.)
© Nekhan D., 2021
77
16. Zaynudinova N.V. Brittle failure of the protective layer of binding prestressed concrete slabs without bond between reinforcement and concrete under temperature regime of fire. Chrezvychaynye situatsii: preduprezhdenie i likvidatsiya [Emergency situations: prevention and elimination], 2018. Vol. 1(43), pp. 83-89. (in Russ.).
17. Meshalkin E.A., Antonov S.P. Investigation of the process of destruction of concrete products in a fire, taking into account the explosive loss of integrity. Tekhnologii betonov [Concrete technology],
2019. Vol. 5, 6, Pp. 43-45. (in Russ.)
18. Barnas A., Rinnhofer G.. Development of highly reinforced spun concrete columns - fire behavior and design software. Zement+Beton /Cement+Concrete, 2004. Pp. 16-21. (in German).
19. Golovanov V.I., Novikov N.S., Pavlov V.V., Antonov S.P. Strength characteristics of fiber reinforced concrete for tunnel structures in high temperatures. Pozhary i chrezvychaynye situatsii: predotvrashchenie, likvidatsiya [Fires and emergencies: prevention, elimination], 2017. Vol. 2., pp. 63-67. D0I:10.25257/FE.2017.2.63-67 (in Russ.)
20. Polevoda I.I., Nekhan D.S. Results of full-scale fire test of spun reinforced concrete columns of annular section. Vestnik Universiteta grazhdanskoy zashchity MChS Belarusi [Journal of Civil Protection],
2020. Vol. 4(2), pp. 142-159. D0I:10.33408/2519-237X.2020.4-2.142 (in Russ.)
21. Nekhan D.S., Kurachenko I.Yu., Olesiyuk N.M., Kreer L.A. Temperature studies of the gaseous medium during full-scale fire tests of building constructions. Vestnik Universiteta grazhdanskoy
zashchity MChS Belarusi [Journal of Civil Protection], 2020. Vol. 4(2), pp. 130-141. DOI: 10.33408/2519-237X.2020.4-2.130 (in Russ.)
22. Neverovich I.I. Zhelezobetonnye konstruktsiy [Reinforced concrete structures]. Minsk: MIPK i PC BNTU, 2013. 211 p (in Russ.).
23. Polevoda I.I., Nekhan D.S., Batan S.S. Behavior of centrifuged concrete in case of fire. Vestnik Universiteta grazhdanskoy zashchity MChS Belarusi [Journal of Civil Protection], 2018. Vol. 2(1), pp. 455469. (in Russ.).
24. Shirko A.V, Kamlyuk A.N., Polevoda I.I., Zaynudinova N.V. Thermal calculation of fire resistance of elements of reinforced concrete structures using the ANSYS environment program. Vestnik Komandno-inzhenernogo instituta MChS Respubliki Belarus [Vestnik of the Institute for Command Engineers of the MES of the Republic of Belarus], 2013. Vol. 2(18), pp. 260-269 (in Russ.)
25. Nekhan D.S. Physical and thermophysical characteristics of spun concrete in thin-walled structures. In: Materialy III Mezhdunar. nauch.-prakt. konf. "Aktual'nye problemy i tendentsii razvitiya tekhnosfernoy bezopasnosti v neftegazovoy otrasli" [Materials of the III Intern. scientific-practical conf. «Actual problems and development trends of the technosphere industry in the oil and gas industry»], 2020, pp. 25-27 (in Russ.)
26. Polevoda I.I., Kudryashov V.A., Kodeba V.M.. Transformation of basic deformation diagrams of heavy concrete on granite aggregate under short-term temperature exposure. Vestnik Komandno-inzhenernogo instituta MChS Respubliki Belarus [Vestnik of the Institute for Command Engineers of the MES of the Republic of Belarus], 2008. Vol. 1(7), pp. 21-34. (in Russ.).
