Огнестойкость элементов строительных конструкций при высокоинтенсивном нагреве Текст научной статьи по специальности «Строительство и архитектура»

ОГНЕСТОЙКОСТЬ СТРОИТЕЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ

Р. Ш. Еналеев Э. Ш. Теляков 0. А. Тучкова

канд. техн. наук, доцент Казанского технологического университета, г. Казань, Республика Татарстан

д-р техн. наук, профессор Казанского технологического университета, г. Казань, Республика Татарстан

аспирант Казанского технологического университета, г. Казань, Республика Татарстан

0.Ю. Харитонова В. А. Качалкин

аспирант Казанского технологического университета, г. Казань, Республика Татарстан

канд. техн. наук, заведующий кафедрой Казанского института Российского государственного торгово-экономического университета, г. Казань, Республика Татарстан

УДК 614.841

огнестойкость элементов строительных конструкции при высокоинтенсивном нагреве

Разработана математическая модель для расчета температурного поля элементов конструкций при различных комбинированных граничных условиях. В качестве критерия разрушения железобетонных конструкций предлагается критическая температура 600 °С на глубине 2 мм от нагреваемой поверхности при различных скоростях нагрева.

Ключевые слова: элемент конструкции, стандартный пожар, специальный нагрев, модель нагрева.

Предельные состояния элементов строительных конструкций характерны для аварийных ситуаций при крупномасштабном горении энергоемких веществ и материалов в области аэрокосмической техники, атомной энергетики, нефтехимической технологии. Количественная оценка огнестойкости материалов конструкций при высокоинтенсивном нагреве необходима при разработке средств защиты и проектировании пожароопасных объектов.

Оценка материалов на огнестойкость проводится по методике международного стандарта ISO 834, в котором стандартный пожар аппроксимируется с помощью формулы подъема температуры окружающей среды до 1200 °С и плотности теплового потока до 40 кВт/м2.

Однако в условиях реальных пожаров, например при горении розливов жидких углеводородных топлив или в случае огненных шаров, интенсивность тепловых потоков и время горения могут существенно отличаться от показателей стандартного пожара [1].

Таким образом, совершенствование методов оценки пределов огнестойкости пожароопасных материалов при высокоинтенсивном нагреве имеет важное теоретическое и прикладное значение. В настоящее время актуальность и перспективность данного направления исследований повышается, что

обусловлено разработкой по инициативе Правительства РФ мегапроектапо крупномасштабной добыче и транспортированию нефти и газа на полуострове Ямал. Строительство терминалов для хранения продуктов объемом более 300 тыс. м3 [2] и высокая концентрация технологического оборудования выдвигают новые подходы к обеспечению пожарной безопасности таких объектов [3].

В соответствии с [3,4] при воздействии опасных факторов стандартного пожара на элементы строительной конструкции за предел огнестойкости принимается время наступления одного или нескольких нормируемых для данной конструкции признаков предельных состояний. В качестве критериев предела огнестойкости для негорючих материалов принято критическое значение температуры материала конструкции в интервале 500-700 °С, для горючих — время задержки воспламенения [5].

Проведение стандартных испытаний требует больших материальных затрат, поэтому специалистами разрабатываются адекватные математические модели для расчета предельных состояний. Расчетная оценка огнестойкости элементов строительных конструкций включает два последовательных этапа: теплотехнический расчет и расчет пределов огнестойкости. В данной работе основное внимание уделяется первому этапу. В качестве объекта иссле-

© Еналеев Р. Ш., Теляков Э. Ш., Тучкова О. А., Харитонова О. Ю., Качалкин В. А., 2010

дования выбраны железобетонные конструкции, для которых разработаны стандартные методы оценки пределов огнестойкости при стандартном пожаре.

Нагрев элементов конструкций при стандартном пожаре

При построении математических моделей и обосновании критерия разрушения элемента конструкции в условиях пожара используется комплекс методов, схематично показанных на рис. 1.

В математической постановке задачи при стандартном пожаре для капиллярно-пористых строительных материалов (бетон, древесина, полимеры) учитывается объемное испарение влаги. При низком влагосодержании относительные затраты энергии на испарение влаги незначительны. Однако согласно [6, 7] при высокоинтенсивном нагреве происходит взрывоопасное вскипание влаги и возрастание давления пара, что способствует поверхностному разрушению бетона. Испарение влаги описывается формально-кинетическим уравнением [8]:

$ = к <' -1»" ехР (" Яг

(1)

где 1 — глубина (степень) фазового превращения влаги при объемном испарении; к — предэкспонента; п — эффективный порядок реакции; Ь0 — эффективная энергия активации испарения; Ь0 = Ьц;

Ь — теплота испарения влаги со свободной поверхности;

ц — молярная масса воды; Я — универсальная газовая постоянная; Т8 — температура материала. С учетом стока тепла и зависимости теплофизи-ческих свойств от температуры для одномерного одностороннего нагрева элемента конструкции удельная энергия описывается уравнением

дТ(х, т) 2Т(х, т) йц

с(Т) Р —^— = Ц(Т) ——;— " ЬР™о -¿Т , (2)

дт

дх2 Датчики

г ч-

ч- ч-— ° о 0° ° 0 О и О 1 ° о п о ° о о о о0 о О о о о I о о

4 1

<- ч----- о 00 °о ;; О О О О о А о о ч- Ч---- -►

где с(Т), р, ЦТ) — теплоемкость, плотность, коэффициент теплопроводности материала конструкции соответственно;

W0

начальное влагосодержание.

Начальные условия:

Т(х, 0) = Т0. (3)

Граничные условия на фронтальной поверхности для стандартного пожара:

-ЦТ) -а/ Т - Т(0, т)) -

дх Т

/ 100

Т (°, Т) 100

= 0,

(4)

где т а

время горения; коэффициент теплоотдачи от пламени к

поверхности материала; Т — температура пламени;

/— епр

приведенный коэффициент поглощения

излучения;

е пр

Vе/+ -11

£/, ец—степень черноты соответственно пламени и материала; а — коэффициент излучения. Для стандартного пожара / определяется по уравнению

/ = 3451ё[ 860 + 1|+ *0.

(5)

Для пожара розливов и для огненных шаров значение / можно рассчитать по поверхностной плотности излучения [7] и степени черноты пламени.

Граничные условия на тыльной поверхности элемента конструкции для рассматриваемых типов пожаров описываются равенством

-Ц(Т) -а (Т (й, т) - Т 0) -

- еа

дт Т (й, т) 100

100

= 0,

(6)

где а — коэффициент теплоотдачи от тыльной поверхности материала.

Рис. 1. Схемы методов оценки огнестойкости: а — эксперимент; б — теплотехнический расчет; в — метод предельных состояний

4

4

1

4

4

0

w0 = о W0 = 0,05 w0 = 0,10

Время, мин Время, мин Время, мин

Рис. 2. Динамика прогрева тяжелого бетона на силикатном заполнителе с высотой сечения 100 мм при различной началь-нойвлажности w0:1 — фронтальная поверхность; 2—тыльная поверхность;-□- —модель; X —стандартный пожар

750

U

N &

о

50 150 250 350 450 550 650 Время, с

Рис. 3. Сравнение расчетных данных по предлагаемой модели (1, 2) и результатов зарубежных исследователей [7] (3): 1 — w = 0; 2 — w = 0,03; 3 — Consolazio

Для прогнозирования предельного состояния элементов конструкций при высокоинтенсивном нагреве разработанная модель (1) - (6) проверялась на адекватность по известным расчетно-экспери-ментальным данным. Оценка проводилась путем сравнения результатов вычислительного эксперимента с данными по температуре прогрева тяжелого бетона на силикатном заполнителе в плитах и стенах с высотой сечения 60,100 и 140 мм при одностороннем огневом воздействии стандартного пожара. Как видно из рис. 2, температурные поля на фронтальной поверхности элемента, рассчитанные по предлагаемой модели и по данным [4], практически совпадают. Разница температур на тыльной поверхности объясняется испарением влаги.

Дополнительно расчеты по модели сравнивались с экспериментальными данными по нагреву бетона тепловым излучением с параметрами, близкими к пожарам розливов [7].

Представленные на рис. 3 данные подтверждают адекватность расчетной модели эксперименту и

позволяют оценивать роль объемного испарения на температурное поле в образцах бетона при воздействии излучения от пожаров розлива.

Построение упрощенной модели высокоинтенсивного нагрева

Разработка расчетных методов определения пределов огнестойкости элементов конструкций основывается на результатах испытаний этих элементов в лабораторных условиях, имитирующих тепловое воздействие реальных пожаров. В испытательных стендах контролируется и реализуется среднеобъ-емная температура теплоносителя до 1200 °С или интенсивность теплового потока до 50 кВт/м2. Однако для огненных шаров максимальная плотность потока достигает 450 кВт/м2 [1]. Реализация таких потоков в лабораторных условиях на относительно большой, равномерно облучаемой поверхности является сложной технической задачей.

В связи с этим для проверки адекватности математических моделей условиям стандартного пожара авторами предлагается специальный метод высокоинтенсивного нагрева элементов конструкций за счет выделения химической энергии пиротехническими составами (ПС), при горении которых плотность тепловых потоков с приемлемым приближением имитирует реальные потоки теплового излучения от огненных шаров и пожаров розлива.

Для расчета поля температур в бетоне строится математическая модель теплообмена в системе ПС -бетон, схематично представленная на рис. 4. Для продуктов горения ПС принимается однотемпера-турная модель с равномерным распределением температуры по сечению ПС, обусловленным интенсивным турбулентным теплообменом между газообразными продуктами горения и пористой структурой твердой фазы шлаков.

В связи с интенсивным теплоотводом между элементами системы образуется контактный слой толщиной 1-2 мм из недогоревшего ПС и воздушного зазора, через который осуществляется теплопередача с помощью различных механизмов теплообмена. Расчет контактного теплового сопротивления является трудноразрешимой задачей, поэтому интенсивность теплообмена между элементами системы ПС - бетон рассчитывается по разности температур между ядром ПС и поверхностью бетона по формуле

Ч* =а *(Тш - Тб), (7)

где а* — коэффициент теплопередачи в месте контакта ПС и бетона, определяемый экспериментально с помощью сканирующего калориметра; Тш, Тб — температура соответственно шлаков и бетона.

При допущении незначительного перепада температур по оси бетона уравнение энергии для бетона записывается в виде уравнений:

дТк „1 д дТб дп

б - ьр^0 -дт; (8)

сб Р б = Цб - — г

(10)

дт г дг дт

т = 0; щ = Т(0, т) = Т0; (9)

г = Я0; ч = ч*;г = Ян;

Ч = а [Тб(Ян, т) - Т0] где сб, рб, аб — теплоемкость, плотность, коэффициент теплопроводности бетона; Т0 — температура окружающей среды; а — коэффициент теплоотдачи свободной конвекцией;

Ян, щ — наружный радиус и влагосодержание бетона.

Уравнение теплопереноса в ПС записывается в виде:

дТ 0 л

с 0 р.

= Ц 0 V 2Т 0 + с2 р и УТ0 +

дт "0 ' " 0 ' 2 2 0 + с0р 0и УТ0 -а V (Т0 - Тб ) , (11)

где индекс "0" относится к 0лаку, "2" — к газообразным продуктам горения.

Первый член правой части уравнения (11) учитывает перенос энергии с помощью теплопроводности, второй — молярным движением газа, третий — через контактное тепловое сопротивление. Учитывая низкий коэффициент теплопроводности продуктов горения ПС (1-2 Вт/(м К)), первым членом можно пренебречь.

Для определения нестационарного температурного поля в 0лаке уравнение (11) должно быть дополнено уравнениями переноса массы и импульса для 0лака и газа с учетом уравнения состояния газа, зависимостями коэффициентов переноса от температуры. Из-за отсутствия полной информации о

Рис. 4. Схема горения ПС в контакте с бетоном: 1 — бетон; 2 — продукты горения ПС (0лаки); 3 — фронт горения; 4 — исходный ПС; 5 — недогорев0ий подслой на поверхности контакта

термо- и газодинамических характеристиках данной двухфазной системы ре0ение уравнения (11) сопряжено с непреодолимыми математическими трудностями. Поэтому для численного ре0ения предлагается использовать принцип расщепления по физическим процессам. Тогда для каждого временного слоя последовательно ре0аются уравнения:

дТ л

дт

а V

дТ 0

дт

дТ ш дт

с 0р,

=и

(Т 0 Тб);

дТ „

дх

дТ0

дт

= Ц

с2 р 2 с 0 р I

д 2Т

дх2

-и„

дТл_

дх

(12)

(13)

(14)

(15)

Алгоритм вычислительного процесса можно представить в виде последовательности дробных временных 0агов. На первом, нулевом, 0аге по уравнению (12) рассчитывается уменыение температуры 0лака за счет поперечного оттока тепла к поверхности бетона.

Значение а1, определяется из автоматизированного эксперимента с медным сканирующим калориметром с равномерным распределением температуры [9, 10].

В связи с низким значением коэффициента теплопроводности 0лаков переносом энергии за счет молекулярного переноса можно пренебречь и учитывать только конвективный перенос газообразными продуктами горения. Кроме того, при интенсивном теплообмене между газообразными и конденсированными продуктами горения за счет турбулентного движения газов через пористый слой 0лаков адекватной является однотемпературная модель, в которой Т& ® Т0.

0

2

3

Рис. 5. Результаты моделирования высокоинтенсивного нагрева бетона трех составов: а — АТ; б — базового; в — КБ; 0 — эксперимент; 1 — модель нагрева пиросоставом; 2 — огненный шар

Тогда вместо уравнений (13) — (15) можно записать одно уравнение:

дТт

дх )1

= к

дТ ш дх

(16)

Р Л

где к =

с ш Р ши

Для выбранных пиротехнических составов оценочное значение коэффициента к лежит в пределах 0,5—3,0.

Значение коэффициента к определяется одним из методов оптимизации и приравнивается нулю, если фронт горения достигает дна бетонного образца и процесс горения прекращается.

В качестве базового ПС использовали термитный состав ТИ-5 [11] и его модификации, содержащие в качестве окислителя железную окалину Ре304, а в качестве горючего — магний.

Чтобы получить различные значения скорости горения и интенсивности подвода энергии к поверхности бетона, применяли два других ПС, имеющие отличные от базового энергетические и кинетические характеристики. Результаты опытных данных и вычислительного эксперимента для трех составов

(базового, алюминиевого АТ и карбонатного КБ) по определению температуры бетона на глубине 2 мм от поверхности представлены на рис. 5. Дополнительно на рис. 5 показано изменение температуры бетона под воздействием теплового излучения огненного шара [12].

Выводы

1. Разработана математическая модель нагрева элементов строительных конструкций с учетом объемного испарения влаги и зависимости теплофизи-ческих свойств от температуры.

2. Установлена адекватность расчетной модели условиям стандартного пожара по экспериментальным данным отечественных и зарубежных исследований при нагреве от пламени пожаров.

3. Предложена техника специального высокоинтенсивного нагрева для прогнозирования условий разрушения образцов бетона при пожарах розливов и для случая огненных шаров.

4. Установлен температурный критерий разрушения элементов железобетонных конструкций в широком диапазоне изменений температуры пламени пожаров.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. ГОСТ Р 12.3.047-98. Пожарная безопасность технологических процессов. Общие требования. Методы контроля. — Введ. 2000-01-01. — М. : Госстандарт России, 1998. — 84 с.

2. ШебекоЮ. Н., Молчанов В. П., Дешевых Ю. И. и др. Оценка пожарного риска для крупномасштабного терминала отгрузки нефти // Пожарная безопасность. — 2005. — № 1. — С. 40-49.

3. Шебеко Ю. Н., Болодьян И. А., Молчанов В. П. и др. Оценка пожарного риска для буровой площадки с комплексом первичной подготовки нефти и газа // Пожарная безопасность. — 2005. — №3. — С. 14-21.

4. СТО 36554501-006-2006. Правила по обеспечению огнестойкости и огнесохранности железобетонных конструкций. — Введ. 2006-11-01. — М. : ФГУП "НИЦ "Строительство", 2006. — 78 с.

5. Руководство по оценке пожарного риска для промышленных предприятий. — М. : ФГУ ВНИИПО, 2006. — 36 с.

6. Жуков В. В., Гуляева В. Ф., Сорокин А. Н. Взрывообразное разрушение бетона // Огнестойкость строительных конструкций. — М.: ВНИИПО МВД СССР, 1976. — Вып. 4. — С. 42-57.

7. Consolazio G. R., McVay М. С., Rish J. W. Measurement and Prediction of Pore Pressure in Cement Mortar Subjected to Elevated Temperature // International Workshop on Fire Performance of High-Strength Concrete, NIST, Gaithersburg, MD. — 1997. — February 13-14. — P. 125.

8. Исаков Г. Н. Некоторые вопросы методологии кинетического эксперимента при термическом анализе полимерных материалов и композитов на их основе // ТГУ. — 1980. Деп. ВИНИТИ. — № 4207.

9. Маршалл В. Основные опасности химических производств: пер. с англ. — М.: Мир, 1989. — 672 с.

10. Еналеев Р. Ш., Абдуллин Н. А., Динмухаметов Р. Р., Качалкин В. А. Моделирование энергопереноса при горении малогазовых тепловых составов в системе с интенсивным теп-лоотводом//Тепломассообмен — ММФ-2004. IV Минский международный форум. — 2004.

11. Еналеев Р. Ш., Гортышов Ю. Ф., Качалкин В. А., Осипов А. М. Измерение мощных радиационных потоков пластичными калориметрами // Тепло- и массообмен в двигателях лета-тельныхаппаратов : межвузовский сборник. — Казань: КАИ, 1982. — С. 148.

12. Сериков С. В., Мадякин Ф. П., Идиатуллин Р. Ш. и др. Разработка пиротехнических составов для термообработки сварных соединений // Физика горения и взрыва. — 1991. — Т. 27, № 4. — С. 73-78.

13. Еналеев Р. Ш., Теляков Э. Ш., Хайруллин И. Р. и др. Моделирование крупномасштабного горения углеводородных газов //Известия вузов. Проблемы энергетики. — 2008. — № 11-12.

Материал поступил в редакцию 9 апреля 2010 г. Электронные адреса авторов:/ггергейШ@уапйвх.ги, touchkova-o-a@mail.гu, haгitonova@mail.гu.