CC BY
23УДК 691.32 : 614.841.343 DOI 10.25257/FE.2018.3.5-14
ШВЫРКОВ Сергей Александрович
Доктор технических наук, доцент Академия ГПС МЧС России, Москва, Россия E-mail: [email protected]
ЮРЬЕВ Ян Игоревич
Академия ГПС МЧС России, Москва, Россия
E-mail: [email protected]
ОГНЕСТОЙКОСТЬ МОНОЛИТНЫХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ОГРАЖДАЮЩИХ СТЕН РЕЗЕРВУАРНЫХ ПАРКОВ
В статье обоснован углеводородный режим пожара (hydrocarbon curve oil spill), необходимый для определения фактического предела огнестойкости ограждающих стен резервуарных парков как объектов хранения нефти и нефтепродуктов. Приведены результаты теоретических и экспериментальных исследований по нахождению теплотехнических характеристик и прочностных свойств тяжёлого бетона, торкрет-бетона и фиброторкрет-бетона, необходимые для оценки огнестойкости строительных конструкций. Представлены номограммы для определения температуры в слое конструкции ограждающих стен различной толщины при одностороннем тепловом воздействии до 600 мин.
Ключевые слова: резервуарный парк, нефтепродукт, ограждающая стена, углеводородный режим пожара, огнестойкость, бетон, торкрет-бетон, фиброторкрет-бетон, теплотехнические характеристики, прочностные свойства.
Настоящая статья является обобщением результатов научно-исследовательской работы по определению огнестойкости монолитных железобетонных ограждающих стен резервуарных парков из различных видов бетонов в условиях воздействия реального пожара пролива нефти или нефтепродукта при разрушении вертикального стального цилиндрического резервуара (РВС).
В целях предотвращения каскадного и катастрофического развития аварий, обусловленных проливами нефти или нефтепродуктов при разрушениях РВС, в соответствии с требованиями п. 5 ст. 70 Федерального закона № 123-Ф3 «Технический регламент о требованиях пожарной безопасности», в резервуарных парках следует предусматривать дополнительные мероприятия. Требования пожарной безопасности к таким мероприятиям установлены ГОСТ Р 53324-2009 «Ограждения резервуаров. Требования пожарной безопасности». Так, по периметру отдельно стоящего РВС или каждой группы наземных РВС необходимо предусматривать замкнутое ограждение, в качестве которого могут использоваться стены: ограждающая или ограждающая с волноотражающим козырьком.
Такие ограждения должны быть сплошными по периметру, выполняться из негорючих материалов и иметь предел огнестойкости не менее Е 150.
В соответствии с нормативно принятой терминологией под пределом огнестойкости строительной конструкции (СК) понимается промежуток времени от начала огневого испытания при стандартном температурном режиме пожара (СТРП) до наступления одного из нормированных для данной СК
предельных состояний по огнестойкости. В связи с этим возникает вопрос о корректности применения для определения предела огнестойкости ограждающих стен такого метода испытаний, так как температурный режим пожара пролива нефти или нефтепродукта при авариях РВС имеет ряд существенных отличий от СТРП [1]:
- пожарная нагрузка (нефть, нефтепродукты) с максимальной среднеповерхностной температурой пламени 1200 °С;
- быстрый рост температуры пожара за счёт сгорания большого количества пожарной нагрузки и поддержание её до полного выгорания пожарной нагрузки;
- пожар пролива горючей жидкости на открытой местности (в границах ограждения) с постоянным и неограниченным доступом кислорода;
- непосредственное воздействие пламени пожара пролива горючей жидкости на ограждающую стену.
При этом следует отметить, что в мировой практике при определении предела огнестойкости СК, используемых, в частности, при строительстве объектов нефтехимического производства, туннелей и других сооружений производственных объектов, широко применяются температурные режимы пожаров, существенно отличающиеся от СТРП [2-4].
Кроме того, всё большее применение для обустройства, в том числе и противопожарных преград, находят новые виды бетонов, в частности, торкретбетон (ТБ) и фиброторкрет-бетон (ФТБ). Это обусловлено тем, что в отличие от традиционного железобетона они способны на порядок успешнее работать
© Швырков С. А., Юрьев Я. И., 2018
5
на растяжение и изгиб, а также ударные нагрузки [5, 6], что особенно важно при проектировании ограждающих стен с волноотражающим козырьком. Однако вопросам огнестойкости СК из ТБ и ФТБ в условиях воздействия углеводородного пожара до настоящего времени уделено недостаточно внимания.
Важно также указать, что, несмотря на имеющееся значительное количество как отечественных, так и зарубежных работ, посвящённых разработке основ и принципов расчета СК на огнестойкость, вопросам определения фактического предела огнестойкости СК в условиях отличных от СТРП также уделено недостаточно внимания. При этом для таких видов бетонов, как ТБ и ФТБ, данные по их устойчивости к воздействию пожара пролива нефти или нефтепродукта в литературных источниках практически отсутствуют.
Таким образом, для возможности определения фактических пределов огнестойкости ограждающих стен резервуарных парков представляется актуальным проведение исследований по изучению поведения СК, выполненных на основе как из традиционного тяжелого бетона (Б), так и в перспективе из ТБ или ФТБ, в условиях воздействия реального пожара пролива нефти или нефтепродукта при авариях РВС. В частности, необходимо разработать рекомендации по определению теплотехнических характеристик и прочностных свойств СК, выполненных на основе из вышеуказанных видов бетонов.
Для разработки таких рекомендаций необходимо последовательное решение следующих задач:
- обоснование углеводородного режима пожара пролива горючей жидкости при разрушении РВС;
- определение теплотехнических характеристик и прочностных свойств Б, ТБ и ФТБ в условиях воздействия углеводородного режима пожара (в диапазоне от 20 до 1 200 °С);
- верификация полученных теплотехнических показателей на основе численного моделирования и сопоставления с результатами огневых испытаний;
- построение номограмм для определения температуры в слое конструкции ограждающей стены различной толщины при одностороннем воздействии углеводородного пожара.
ОБОСНОВАНИЕ УГЛЕВОДОРОДНОГО РЕЖИМА ПОЖАРА ДЛЯ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ОГНЕСТОЙКОСТИ ОГРАЖДАЮЩИХ СТЕН РЕЗЕРВУАРНЫХ ПАРКОВ
По аналогии построения различных темпе-ратурно-временных зависимостей, применяемых для определения огнестойкости строительной конструкции, для получения зависимости реального пожара пролива горючей жидкости при разрушении РВС в резервуарном парке могут быть приняты следующие временные значения [1, 7]:
- время выхода на постоянную температуру горения - не более 1 мин;
- минимальное время продолжительности горения - не менее 150 мин;
- условное максимальное время продолжительности горения (при обосновании возможности реализации затяжных пожаров) - не более 600 мин.
При этом, учитывая особенности пожаров проливов нефти и нефтепродуктов при авариях РВС [1], обоснован углеводородный режим пожара пролива горючей жидкости - hydrocarbon curve oil spill (HCOS), необходимый для оценки огнестойкости ограждающих стен резервуарных парков. Общий вид HCOS и его сравнительная характеристика с существующими режимами пожаров представлены на рисунке 1 и в таблице 1.
Параметр Режим пожара
СТРП SHC HC HCM RABT/ZTV RWS HCOS
Модель пожара (имитация горения) В помещении На открытом пространстве
Вид температуры пожара Среднеобъёмная Средне-поверхностная
Место замера температуры 0,1 м от поверхности конструкции
Максимальная температура пожара, °С 9681 8851 1 180 1 300 1 200 1 350 1 200
1 2142 1 2052
Минимальная продолжительность испытаний, мин 3603 3603 180 180 140-170 180 150
Примечание: 1 - на 60 мин; 2 - на 360 мин; 3 - как правило, не более 6 ч, что обусловлено полным выгоранием пожарной нагрузки.
Таблица 1
Сравнительная характеристика температурных режимов пожаров для проведения испытаний строительной конструкции на огнестойкость
T, °С 1400
1000 800 600
400 -
\
10 20 30
40 50 60 70 t, мин
80 90 100 110 120
Рисунок 1. Общий вид температурно-временных зависимостей для проведения испытаний СК на огнестойкость:
- стандартная кривая, СТРП - по ГОСТ 30247.0-94
«Конструкции строительные. Методы испытаний на огнестойкость.
Общие требования»; - кривая тлеющего пожара, SHC
по EN 1363-2:1999 "Fire resistance tests. Part 2: Alternative and
additional procedures" (Европа); - углеводородная кривая,
HC - по EN 1363-2:1999 "Fire resistance tests. Part 2. Alternative and additional procedures" (Европа) и UL 1709 "Rapid Rise Fire Test of Protection Materials for Structural Steel" (США);
- углеводородная кривая, HCM - по "Inter-ministry circular
no. 2000-63" (Франция); - кривая для туннеля, RABT/ZTV -
по «Руководству по оснащению и эксплуатации дорожных туннелей» (RABT) и «Дополнительным техническим контрактным условиям» (ZTV) (Германия); — кривая для туннеля, RWS -по TNO "Fire Research Centre" (Нидерланды);
- углеводородная кривая, HCOS - предлагаемый вид
углеводородного режима пожара пролива горючей жидкости при разрушении резервуара
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕПЛОТЕХНИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК И ПРОЧНОСТНЫХ СВОЙСТВ БЕТОНОВ В УСЛОВИЯХ ВОЗДЕЙСТВИЯ HCОS
Д
ля возможности выполнения расчётов I по оценке пределов огнестойкости ограждающих стен резервуарных парков, проектируемых из Б, ТБ и ФТБ, необходимо иметь данные по теплотехническим характеристикам и прочностным свойствам этих материалов в условиях воздействия высоких температур углеводородного пожара, точнее -данные по изменению значений следующих параметров исследуемых видов бетонов:
- плотность (объёмная масса) р, кг/м3;
- коэффициент удельной теплоёмкости, с , Дж/(кг-К);
- коэффициент температуропроводности а,
мм2/с;
- коэффициент теплопроводности X, Вт/(м-К).
Известно, что значение коэффициента теплопроводности материала в зависимости от температуры Т может быть определено по следующей формуле [8]:
Х(Т) = а(Т) ер(Т) р(Т).
(1)
Однако, для того чтобы использовать формулу (1) в целях нахождения зависимости вида X = = /(Г), необходимо иметь следующие зависимости: а = /(Г), cp = /(Г) и р = /(Г) в диапазоне изменения температуры от 20 до 1 100 °С (в данном случае). На нахождение этих зависимостей и были направлены следующие экспериментальные исследования [9].
Предварительно были изготовлены заготовки кубической формы со стороной грани 0,15 м, отлитые из бетонов, соответственно, по классической технологии, методом торкретирования и торкретирования с добавлением стальной фибры диаметром 0,4 мм и длиной 20 мм. При подготовке бетонной смеси для всех заготовок применялся цемент марки М400 с заполнителем из гранитной крошки, с размером фракции не более 5 мм. Далее из заготовок были сделаны цилиндрические образцы диаметром 12,5±0,1 мм и высотой 3,0±0,1 мм. Начальная плотность образцов при температуре 20 °С составляла для образцов из Б - 2080±0,04 кг/м3, ТБ - 2116±0,04 кг/м3, ФТБ - 2330±0,05 кг/м3.
Для исследования калориметрических эффектов и изменения массы в образцах использовался синхронный термоаналитический комплекс STA 449 C Jupiter, сочетающий методы дифференциальной сканирующей калориметрии (ДСК) и термогравиметрии (ТГ) в одном измерении [10, 11]. По результатам этих исследований авторами настоящей статьи был сделан вывод о том, что процесс удаления адсорбционной воды наблюдается в интервале температур от 40 до 300 °С, воды конституционной - от 400 до 500 °С независимо от вида бетона.
Измерения параметра температуропроводности образцов бетонов проводились методом лазерной вспышки с использованием универсального прибора высокой точности LFA 457 MicroFlash [12]. На рисунке 2 представлены результаты экспериментальных исследований по изменению плотности, удельной теплоёмкости и температуропроводности в образцах бетонов при их нагреве от 20 до 1 100 °С.
Далее по формуле (1) были определены значения коэффициентов теплопроводности образцов бетонов в исследуемом диапазоне температур. Полученные экспериментальные данные обрабатывались методом регрессионного анализа с использованием программы STATGRAPHICS, в результате чего авторами настоящей статьи были найдены эмпирические зависимости для определения теплотехнических параметров рассматриваемых видов бетонов (табл. 2).
В целях определения прочностных параметров исследуемых видов бетонов, влияющих на несущую способность нагреваемой конструкции в условиях одностороннего огневого воздействия HCOS, были проведены две серии экспериментов [13].
Первая серия экспериментов выполнялась при температуре окружающей среды 20 °С для нахождения начальной прочности в образцах из исследуемых видов бетонов, имеющих как кубическую
1200
200
0
2200 -
2000 -
1900 -
1800 -
1700 -
~~I I I
400 600 800 Температура, °С а
Л 1400 -
к 1000 -
^ 800 -
600
"Г
I
600
"Г
I I 1000 1200
Температура, °С б
0,55
0,45
0,35
400 600 800 Температура, °С
Рисунок 2. Результаты экспериментальных исследований по изменению плотности (а), удельной теплоёмкости (б) и температуропроводности (в) в образцах бетонов от температуры:
-Ф- ФТБ; -♦ ТБ; -♦- Б
Таблица 2
Эмпирические зависимости для определения теплотехнических параметров Б, ТБ и ФТБ в температурном диапазоне от 20 до 1100 °С
2300 -
1200 -
0
200
1200
0
200
400
800
0
200
1200
в
Вид бетона Эмпирические зависимости: а = /(7), мм2/с; ар = /(7), Дж/(кг-К); р = /(7), кг/м3; X = /(7), Вт/(м-К)
Б 037+0,481^-273)); =382,352+34,1068^; р = 2090>64-0>43(7-273)+0)00019(7--273Д
ТБ а= (-0,056+0,491п(7'-273))' ср 67724/7"; р = 2119,91-0,46(Г-273)+0,0002(Г-273)2; ^ =
ФТБ ° = (-0,11+0,441п(Г-273))' ср =339,727+26,95264/7'; р = 2345,8-0,65(7'-273)+0,00035(Г-273)2; ^ =
(150x150x150 мм), так и призменную (150х150х х600 мм) форму, а также для нахождения между этими формами образцов переводных коэффициентов. Эксперименты проводились в лаборатории ЦНИИСК им. В. А. Кучеренко по ГОСТ 10180-2012
«Бетоны. Методы определения прочности по контрольным образцам».
В результате этой серии экспериментов установлено, что переводной коэффициент с образцов кубической формы на образцы призменной формы,
независимо от вида бетона, составил 0,7. При этом образцы призменной формы, выполненные из Б и ТБ, имели идентичный характер разрушения, сопоставимый с характерным разрушением образцов из обычного тяжелого бетона. Иной характер разрушения имели образцы призменной формы, выполненные из ФТБ. Так, при приложении максимальных значений нагрузки до трети образца взрывалось, что свидетельствует о высоких прочностных характеристиках этих образцов, сравнимых с образцами из высокопрочных бетонов.
Вторая серия экспериментов выполнялась для нахождения прочностных характеристик образцов из исследуемых видов бетонов, предварительно ступенчато прогретых в течение 8 ч в горизонтальной муфельной печи до 300, 500, 600 и 1 100 °С соответственно. Затем образцы остывали до температуры окружающей среды внутри печи в течение суток. Далее образцы доставлялись в лабораторию ЦНИИСК им. В. А. Кучеренко, где и производились итоговые испытания на прочность исследуемых образцов бетонов кубической формы. Для определения прочности образцов призменной формы использовался переводной коэффициент, найденный при ранее выполненных экспериментах.
Следует отметить, что возможность такого подхода к проведению испытаний образцов на прочность обусловлена тем фактом, что физико-механические свойства бетона как в нагретом, так и в остывшем состояниях остаются практически неизменными, что подтверждено результатами ранее выполненных исследований, в частности, Н. И. Зен-ковым, Н. А. Ильиным, А. Ф. Миловановым, В. В. Соломоновым, З. М. Ларионовым и др. [14-16].
На рисунке 3 представлены результаты выполненных исследований по изменению призмен-ной прочности Япр образцов из рассматриваемых видов бетонов при их нагреве в диапазоне от 20 до 1 100 °С, которые и рекомендуются к использованию при расчётном определении пределов огнестойкости СК в условиях воздействия ИСОБ.
ВЕРИФИКАЦИЯ ПОЛУЧЕННЫХ ТЕПЛОФИЗИЧЕСКИХ ПОКАЗАТЕЛЕЙ НА ОСНОВЕ ЧИСЛЕННОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ И СОПОСТАВЛЕНИЯ С РЕЗУЛЬТАТАМИ ОГНЕВЫХ ИСПЫТАНИЙ
И
спользуя в качестве исходных данных результаты исследований по изменению плотности, удельной теплоёмкости и температуропроводности в образцах рассматриваемых видов бетонов, а также вычисленные соответствующие коэффициенты теплопроводности, выполнено численное моделирование процесса прогрева аналогичных образцов в условиях углеводородного режима пожара, но имеющих крупногабаритные размеры [17].
Очевидно, что испытать фрагменты ограждающих стен резервуарных парков даже с минимальными размерами в натурную величину не представляется возможным, поэтому для решения поставленной задачи в качестве исследуемого был выбран образец с оптимальными размерами 250x250x400 мм, позволяющими с достаточной точностью передать процессы тепломассопередачи, присущие рассматриваемым ограждениям. Выбор таких размеров также обусловлен идентичностью принятых размеров образцов для дальнейших натурных испытаний.
Численное моделирование процесса прогрева образцов рассматриваемых видов бетонов выполнялось в программном комплексе АМБУБ СРХ. Предварительно, используя средства сеточного построителя АМБУБ1СЕМ СГО, была построена геометрическая модель исследуемых образцов, имеющая разбивку 10x10x20 ячеек (рис. 4).
Распространение тепла внутри твердого тела произвольной формы описывается дифференциальным уравнением (2):
Э(рЛ)_
эг
У(ХУ т),
(2)
80 70 60 -50 40 -30 -20 -10
0 200 400 600 800 1000 1200
Температура, °С
Рисунок 3. Графическое отображение экспериментальных данных по изменению призменной прочности в образцах бетонов от температуры: -о- ФТБ; -о ТБ; -о Б
где р, И, X - плотность, энтальпия и теплопроводность твёрдого материала соответственно.
ь
ь
Рисунок 4. Геометрические размеры и сеточная модель образца: а - длина; Ь - ширина; Ь - высота
*пр , МПа
В рамках рассматриваемой модели тепло-физические свойства бетонов принимались зависящими от температуры по данным, указанным в таблице 2. Значения параметров теплопроводности и плотности рассматриваемых видов бетонов входили явным образом в уравнения распространения тепла, а параметры теплоёмкости неявно учитывались в значении энтальпии.
Полученные результаты позволили сделать вывод о том, что образец из ФТБ на расстоянии до 0,2 м от нагреваемой поверхности в течение всего периода исследования прогревался несколько интенсивнее, чем образцы из Б и ТБ, что обусловлено, по всей видимости, его большей плотностью из-за наличия равномерно распределенной стальной фибры. Образец из ТБ по сравнению с остальными образцами во всех контрольных точках прогревался несколько медленнее. Скорость прогрева образца из Б на расстоянии до 0,2 м от нагреваемой поверх-
ности практически соответствовала скорости прогрева образца из ТБ, а на остальных расстояниях была несколько интенсивнее, чем у образцов из торкретбетона и фиброторкрет-бетона.
Авторами настоящей статьи в целях проведения сравнительного анализа с результатами численного моделирования изучаемого процесса были выполнены натурные экспериментальные исследования на образцах бетонов с теми же геометрическими размерами [17]. На рисунке 5 представлен общий вид образцов на основе исследуемых видов бетонов после проведения огневых испытаний при ИСОБ.
В результате выполненных экспериментов установлено, что в образцах из Б на 3-5 мин их прогрева наблюдалось интенсивное откалывание фрагментов. Данный факт подтверждает возможность взрывного отталкивания бетонов с высокой влажностью при резком высокотемпературном воздействии.
а б в
Рисунок 5. Общий вид образцов на основе Б (а), ТБ (б) и ФТБ (в) после огневых испытаний при HCOS
Т, °С 800
700
600
500
400
300
200
100
0
Х2
1—о 3
30
60
90 £ мин а
120
150
180
Т, °С 40
32 -
0 30 60
90 £ мин б
120
Рисунок 6. Временные развёртки средних показаний датчиков температуры в контрольных точках образцах из Б при численном моделировании и при проведении испытаний:
а - результаты измерений на расстояниях 0,035, 0,120 и 0,2 м от обогреваемой поверхности; б - результаты измерений на расстояниях 0,280, 0,360 и 0,4 м от обогреваемой поверхности; X - расстояние от обогреваемой поверхности, где Х1-Х6 - результаты численного моделирования; Х[ - Хд - результаты проведённых испытаний; — численное моделирование; ^ проведённые испытания
ох;
рК
■--
150 180
36
28
У образцов из ФТБ обогреваемая сторона оплавилась и стала похожа на вспененную субстанцию. Появление оплавленного слоя даёт возможность предположить исключение трещинообразования в образцах из ФТБ; в образцах из ТБ при испытаниях откалывание фрагментов, как и образование оплавленного слоя, не наблюдалось.
На рисунке 6 в качестве примера представлены результаты испытаний по прогреву образцов из Б, а также аналогичные данные, полученные при численном моделировании.
В результате выполненной оценки погрешностей измерений температуры в контрольных точках образцах бетонов получено, что максимальное расхождение данных при проведении серий экспериментов от данных, полученных в результате численного моделирования изучаемого процесса, не превышало 20,5 %.
Таким образом, на основе удовлетворительной сходимости результатов численных и экспериментальных исследований прогрева образцов на основе Б, ТБ и ФТБ в условиях углеводородного режима пожара показано, что полученные ранее эмпирические зависимости для определения теплофизических свойств этих видов бетонов (см. табл. 2) могут использоваться для выполнения расчётов по оценке пределов огнестойкости ограждающих стен резер-вуарных парков, проектируемых на основе рассматриваемых видов бетонов.
НОМОГРАММЫ ДЛЯ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ТЕМПЕРАТУРЫ В СЛОЕ КОНСТРУКЦИИ ОГРАЖДАЮЩЕЙ СТЕНЫ РАЗЛИЧНОЙ ТОЛЩИНЫ ПРИ ОДНОСТОРОННЕМ ВОЗДЕЙСТВИИ НООБ
П
о результатам выполненных исследований для практического применения в целях определения фактического предела огнестойкости ограждающих стен резервуарных парков, проектируемых на основе Б, ТБ и ФТБ, разработаны номограммы для определения температуры прогрева Т в слое соответствующего вида бетона а( при толщине конструкции от 400 до 1 000 мм с учётом одностороннего воздействия ИСОБ до 600 мин. На рисунке 7 в качестве примера представлен общий вид разработанных номограмм для определения температуры прогрева Б в ограждающих стенах РВС толщиной 400 мм при одностороннем воздействии ИСОБ.
Таким образом, теплотехническим расчётом определена температура в ограждающих стенах РВС из Б, ТБ и ФТБ с соответствующей плотностью 2 080, 2 116 и 2 330 кг/м3, влажностью до 5 %.
Предел огнестойкости по потере несущей способности устанавливается по точке пересечения горизонтальной прямой на уровне критической температуры (500 °С) с кривой прогрева слоя бетона
Т, °С 1200
1100-
900-
600-
400-
200-
Т, °С 1200
30 60 90 120
Длительность НООБ, мин
150
900 800
500 400 300 200 -100 -0
150 300 450
Длительность НООБ, мин
б
10 20 30 40
70 80
90
300 400
600
Рисунок 7. Температура прогрева Б в ограждающих стенах РВС толщиной 400 мм при одностороннем огневом воздействии НООБ: а - температура в слоях конструкции в диапазоне от 0 до 150 мин; б - температура в слоях конструкции в диапазоне от 150 до 600 мин;
10-400 - глубина прогрева бетона от нагреваемой поверхности, мм
50
60
200
0
а
толщиной а( от обогреваемой поверхности до оси растянутой арматуры.
По результатам теоретических и экспериментальных исследований авторами настоящей статьи обоснован углеводородный режим пожара, получены теплотехнические характеристики и прочностные свойства бетона, торкрет-бетона и фиброторкрет-бетона в температурном диапазоне от 20 до 1 100 °С,
а также разработаны номограммы для определения температуры в слое строительной конструкции толщиной от 0,4 до 1,0 м при одностороннем воздействии ИСОБ до 600 мин, которые могут использоваться на практике для оценки фактического предела огнестойкости ограждающих стен резервуарных парков для хранения нефти и нефтепродуктов.
ЛИТЕРАТУРА
1. Швырков С. А, Юрьев Я. И. Температурный режим пожара для определения предела огнестойкости ограждающих стен нефтяных резервуаров [Электронный ресурс] // Технологии тех-носферной безопасности. 2016. № 4 (68). Режим доступа: http:// agps-2006.narod.ru/ttb/2016-4/20-04-16.ttb.pdf (дата обращения 25.06.2018).
2. Гравит М. В. Гармонизация российских и европейских нормативных документов, регламентирующих методы испытаний на огнестойкость строительных конструкций с использованием средств огнезащиты // Пожаровзрывобезопасность. 2014. Т. 23, № 5. С. 38-46.
3. Хасанов И. Р., Гравит М. В., Косачев А. А, Пехотиков A. В., Павлов B. В. Гармонизация европейских и российских нормативных документов, устанавливающих общие требования к методам испытаний на огнестойкость строительных конструкций и применению температурных режимов, учитывающих реальные условия пожара // Пожаровзрывобезопасность. 2014. Т. 23, № 3. С. 49-57.
4. Гравит М. В. Огнестойкость строительных конструкций в европейских и российских стандартах // Стандарты и качество. 2014. № 2. С. 36-37.
5. Henager C. H. A new wrinkle - shotcrete containing steel fibers. Concrete construction. 1975. Vol. 20, no. 8. Р. 345-347.
6. Ahmed S. Eisa, Khaled S. Ragab. Behaviour of steel fiber reinforced high strength self-compacting concrete beams under combined bending and torsion. International journal of civil and structural engineering. 2014. Vol. 4, no. 3. P. 315-331. DOI: 10.6088/ijcser.201304010031
7. Швырков С. А. Пожарный риск при квазимгновенном разрушении нефтяного резервуара. Монография. М.: Академия ГПС МЧС России, 2015. 289 с.
8. Лыков А. В. Теория теплопроводности. Учебное пособие. М.: Высшая школа, 1967. 600 с.
9. Швырков С. А., Петров А. П., Назаров В. П., Юрьев Я. И. Теплотехнические свойства бетона, торкрет-бетона и торкрет-
фибробетона в условиях углеводородного пожара // Пожаро-взрывобезопасность. 2016. Т. 25, № 12. С. 5-12. DOI: 10.18322/PVB.2016.25.12.5-12
10. Shanath Amarasiri A. Jayaweera, Erich Robensa. Some aspects on the history of thermal analysis. Annales UMCS Chemia. 2012. Vol. 67, is. 1-2. P. 1-29. DOI: 10.2478/v10063-012-0001-x
11. STA 449 С Jupiter - Netzsch Thermo-microbalance [Электронный ресурс] // EVISA: European Virtual Institute for Speciation Analysis [сайт]. Режим доступа: http://www.speciation. net/Database/Instruments/NetzschGeraetebau-GmbH/STA-449-C-Jupiter-Thermomicrobalance-;i2006 (дата обращения 25.06.2018).
12. LFA 457 MicroFlash - Netzsch Thermal Analysis [Электронный ресурс] // Сайт компании Netzsch [сайт]. Режим доступа: https://www.netzsch-thermal-analysis.com/ru/produkty-reshenija/ temperaturoprovodnost-i-teplopro-vodnost/lfa-457-microflash (дата обращения 25.06.2018).
13. Швырков С. А, Юрьев Я. И., Приступюк Д. Н. Результаты экспериментальных исследований прочностных характеристик различных типов бетона в условиях углеводородного пожара [Электронный ресурс] // Технологии техносферной безопасности. 2017. № 1 (71). Режим доступа: http://agps-2006.narod.ru/ ttb/2017-1/16-01-17.ttb.pdf (дата обращения 25.06.2018).
14. Зенков Н. И. Строительные материалы и их поведение в условиях пожара. М.: Высшая инженерная пожарно-техническая школа МВД СССР, 1974. 176 с.
15. Милованов А. Ф., Соломонов В. В., Ларионов З. М. Высокотемпературный нагрев железобетонных перекрытий при аварии на Чернобыльской АЭС. М.: Энергоатомиздат, 2000. 80 с.
16. Ильин Н. А. Последствия огневого воздействия на железобетонные конструкции. М.: Стройиздат, 1979. 128 с.
17. Швырков С. А, Юрьев Я. И. Результаты исследований прогрева образцов бетона в условиях углеводородного режима пожара [Электронный ресурс] // Технологии техносферной безопасности. 2017. № 1 (71). Режим доступа: http://agps-2006.narod.ru/ ttb/2017-1/02-01-17.ttb.pdf (дата обращения 25.06.2018).
Материал поступил в редакцию 26 июня 2018 года.
Sergei SHVYRKOV
Grand Doctor of Philosophy in Engineering Sciences, Associate Professor
State Fire Academy of EMERCOM of Russia, Moscow, Russia E-mail: [email protected]
Yan YURYEV
State Fire Academy of EMERCOM of Russia, Moscow, Russia E-mail: [email protected]
FIRE RESISTANCE OF MONOLITHIC REINFORCED CONCRETE ENCLOSING WALLS OF TANK FARMS
ABSTRACT
Purpose. The article is a generalization of the results of research work to determine fire resistance of monolithic reinforced concrete enclosing walls of tank farms made of different types of concrete under the influence of a real oil or oil product spill fire at the destruction of vertical steel cylindrical tank.
Methods. The basis for experimental studies of thermal parameters of concrete was the methods of synchronous thermal analysis and laser flash, and their strength characteristics - standard methods for determining the prismatic strength, modulus of elasticity. The basis for theoretical research was the method of heat transfer theory, probability theory and mathematical statistics, identifying patterns, description, generalization. The results of numerical simulation of the process of concrete samples heating in the hydrocarbon fire mode were confirmed by the results of fire tests using modern verified instruments and equipment.
Findings. The article presents a valid hydrocarbon fire mode-hydrocarbon curve oil spil. The results of theoretical and experimental studies on the presence of thermal and mechanical properties of heavy concrete, shotcrete and fibroconcrete concrete are given. Nomograms for determining temperature in the
construction layer of enclosing walls of different thickness with one-sided impact of hydrocarbon fire mode of up to 600 minutes are presented.
Research application field. The results of the research can be used in practice to assess the actual limit of fire resistance of the enclosing walls of tank farms for of oil and oil products storage.
Conclusions. According to the results of theoretical and experimental studies the hydrocarbon regime of the fire was validated, the thermal performance and strength properties of concrete, sprayed concrete and the concrete fibroconcrete in the temperature range from 20 to 1 100 °C were obtained and nomograms to determine the temperature in the layer of the building structure with a thickness of 0,4 to 1,0 m with one-sided impact of hydrocarbon oil spil curve up to 600 minutes were developed. All that can be used in practice to assess the actual limit of fire resistance of the enclosing walls of tank farms for oil and oil product storage.
Key words: tank farm, petroleum product, enclosing wall, hydrocarbon mode of fire, fire resistance, concrete, sprayed concrete, ferroconcrete-concrete, thermal performance, mechanical properties.
REFERENCES
1. Shvyrkov S.A., Yuryev Ya.I. The temperature of the fire to determine the limit of fire resistance of enclosing walls of oil tanks. Tekhnologii tekhnosfernoi bezopasnosti: internet-zhurnal, 2016, no. 4 (68), available at: http://agps-2006.narod.ru/ttb/2016-4/ 20-04-16.ttb.pdf (accessed June 25, 2018). (in Russ.).
2. Gravit M.V. Harmonization of Russian and European regulatory documents establishing the methods of fire tests of building structures with the use of fire protection. Pozharovzryvobezopasnost, 2014, vol. 23, no. 5, pp. 38-46. (in Russ.).
3. Khasanov I.R., Gravit M.V., Kosachev A.A., Pekhotikov A.V., Pavlov V.V. Harmonization of European and Russian regulatory documents establishing general requirements for fire-resistance test methods of building constructions and the use of temperature curves that take into account real fire conditions. Pozharovzryvobezopasnost, 2014, vol. 23, no. 3, pp. 49-57. (in Russ.).
4. Gravit M.V. Fire resistance of building structures in European and Russian standards. Standarty i kachestvo, 2014, no. 2, pp. 36-37. (in Russ.).
5. Henager C.H. A new wrinkle - shotcrete containing steel fibers. Concrete construction, 1975, vol. 20, no. 8, pp. 345-347.
6. Ahmed S. Eisa, Khaled S. Ragab. Behaviour of steel fiber reinforced high strength self-compacting concrete beams under combined bending and torsion. International journal of civil and structural engineering, 2014, vol. 4, no. 3, pp. 315-331. DOI: 10.6088/ijcser.201304010031
7. Shvyrkov S.A. Pozharnyy risk pri kvazimgnovennom razrushenii neftyanogo rezervuara [Fire risk when quasimundo the destruction of the oil tank]. Moscow, State Fire Academy of EMERCOM of Russia Publ., 2015. 289 p.
8. Lykov A.V. Teoriya teploprovodnosti [Heat conduction theory]. Moscow, Vysshaya shkola Publ., 1967. 600 p.
9. Shvyrkov S.A., Petrov A.P., Nazarov V.P., Yuryev Ya.I. Thermophysical characteristic of concrete, shotcrete and fiber-reinforced shotcrete in conditions of hydrocarbon fire. Pozharovzryvobezopasnost, 2016, vol. 25, no. 12, pp. 5-12. DOI: 10.18322/PVB.2016.25.12.5-12 (in Russ.).
10. Shanath Amarasiri A. Jayaweera, Erich Robensa. Some aspects on the history of thermal analysis. Annales UMCS Chemia, 2012, vol. 67, is. 1-2, pp. 1-29. DOI: 10.2478/ v10063-012-0001-x
© Shvyrkov S., Yuryev Ya., 2018
13
11. STA 449 C Jupiter Thermo-microbalance, EVISA: European Virtual Institute for Speciation Analysis. Available at: http:// www.speciation.net/Database/Instruments/NetzschGeraetebau-GmbH/STA-449-C-Jupiter-Thermomicrobalance-;i2006 (accessed June 25, 2018).
12. LFA 457 MicroFlash - Netzsch Thermal Analysis, Netzsch. Available at: https://www.netzsch-thermal-analysis.com/ru/produkty-reshenija/temperaturoprovodnost-i-teplopro-vodnost/lfa-457-microflash (accessed June 25, 2018).
13. Shvyrkov S.A., Yuryev Ya.I., Pristupyuk D.N. The results of experimental research of strength characteristics of various types of concrete in condition of hydrocarbon fire. Tekhnologii tekhnosfernoi bezopasnosti: internet-zhurnal, 2017, no. 1 (71), available at: http:// agps-2006.narod.ru/ttb/2017-1/16-01-17.ttb.pdf (accessed June 25, 2018).
14. Zenkov N.I. Stroitelnye materialy i ikh povedenie v usloviyakh pozhara [Construction materials and their behavior in
a fire]. Moscow, Higher engineering fire-technical school of the Ministry of Internal Affairs of the Soviet Union Publ., 1974. 176 p.
15. Milovanov A.F., Solomonov V.V., Larionov Z.M. Vysokotemperaturnyy nagrev zhelezobetonnykh perekrytiy pri avarii na CHernobylskoy AES [High temperature heating of the concrete slab when the accident at the Chernobyl nuclear power plant]. Moscow, Energoatomizdat Publ., 2000. 80 p.
16. Ilin N.A. Posledstviya ognevogo vozdeystviya na zhelezobetonnye konstruktsii [The effects of fire exposure for concrete structures]. Moscow, Stroyizdat Publ., 1979. 128 p.
17. Shvyrkov S.A., Yuryev Ya.I. The research results of heating samples of concrete in condition of hydrocarbon fire regime. Tekhnologii tekhnosfernoi bezopasnosti: internet-zhurnal, 2017, no. 1 (71), available at: http://agps-2006.narod.ru/ttb/2017-1/ 02-01-17.ttb.pdf (accessed June 25, 2018).
