ОГНЕСТОЙКОСТЬ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОЛОНН С КОНСТРУКТИВНОЙ ОГНЕЗАЩИТОЙ Текст научной статьи по специальности «Строительство и архитектура»

БЕЗОПАСНОСТЬ ОБЪЕКТОВ

SAFETY OF FACILITIES

НАУЧНАЯ СТАТЬЯ / ORIGINAL ARTICLE УДК 614.841.332:691.328.1 DOI 10.25257/FE.2022.2.67-81

© И. И. ПОЛЕВОДА1, С. М. ЖАМОЙДИК1, Д. С. НЕХАНЬ1

1 Университет гражданской защиты Министерства по чрезвычайным ситуациям Республики Беларусь, Минск, Республика Беларусь

Огнестойкость железобетонных колонн с конструктивной огнезащитой

АННОТАЦИЯ

Тема. Одним из существенных требований, предъявляемых к зданиям и сооружениям, является обеспечение пожарной безопасности, которое включает в себя нормирование огнестойкости строительных конструкций. Опыт применения тонкостенных элементов показал высокую эффективность, технологические и эксплуатационные преимущества. Воспринимая значительные силовые нагрузки, железобетонные колонны зачастую обладают низкой огнестойкостью (R30... R60), что несёт определённые риски при пожаре и ограничивает область использования их в строительстве. Для повышения огнестойкости конструкций применяют конструктивную огнезащиту. Целью настоящей работы является установление пределов огнестойкости железобетонных колонн, защищённых негорючими гипсовыми плитами Knauf Fireboard различной толщины на стальном каркасе, и получение на основании этого обобщённых табличных данных.

Методы. Проведены модельные огневые испытания центрифугированных железобетонных колонн с конструктивной огнезащитой, а также моделирование прогрева серии полых и сплошного сечения железобетонных колонн с конструктивной огнезащитой в системе конечно-элементного анализа ANSYS.

Результаты. Получены экспериментальные данные по прогреву центрифугированных железобетонных колонн кольцевого сечения внешним диаметром 560 мм с толщиной стенки 55 мм и толщиной защитного слоя бетона 20 мм для продольной арматуры (диаметром 12 мм), защищённых негорючими гипсовыми плитами Knauf Fireboard толщиной 12,5 мм, 20 мм и 40 мм на стальном каркасе, и незащищённых (без приложения силовой нагрузки). В системе конечно-элементного анализа ANSYS разработаны расчётные модели и проведено моделирование прогрева серии центрифугиро-

ванных кольцевого сечения и виброуплотненных сплошного сечения железобетонных колонн, защищённых конструктивной огнезащитой. Для указанных конструкций проведен расчёт пределов огнестойкости при коэффициенте использования несущей способности 0,7. На основании определенного массива значений пределов огнестойкости железобетонных колонн получены табличные данные для оценки огнестойкости указанных конструкций с конструктивной огнезащитой.

Область применения результатов. Полученные результаты могут быть использованы проектно-конструкторскими организациями, органами государственного пожарного надзора и государственной строительной экспертизы при оценке пределов огнестойкости железобетонных центрифугированных колонн кольцевого сечения и виброуплотнённых сплошного сечения, защищённых конструктивной огнезащитой, а также при подборе параметров указанных конструкций, обеспечивающих заданный предел огнестойкости, без проведения серии трудоёмких расчётов.

Выводы. Огневые испытания в сочетании с моделированием в системе конечно-элементного анализа ANSYS позволяют провести множество расчётов и получить табличные данные по оценке огнестойкости железобетонных колонн с конструктивной огнезащитой, что значительно снижает трудозатраты при проектировании строительных конструкций.

Ключевые слова: огневые испытания, центрифугированные железобетонные колонны, конструктивная огнезащита, огнестойкость, теплообмен, система конечно-элементного анализа ANSYS, негорючие гипсовые плиты Knauf Fireboard, стандартное огневое воздействие

© I.I. POLEVODA1, S.M. ZHAMOIDIK1, D.S. NEKHAN1

1 University of Civil Protection of the Ministry for Emergency Situations of the Republic of Belarus, Minsk, Republic of Belarus

Fire resistance of reinforced concrete columns with structural fire retardance

ABSTRACT

Purpose. One of the significant requirements for buildings and constructions is providing fire safety, which includes standardization of building structures fire resistance. The experience in applying thin-walled elements has shown high efficiency, technological and operational advantages. Bearing significant power loads, reinforced concrete columns often have low fire resistance (R30... R60), which poses certain risks in case of fire

and limits their application in construction industry. To increase structures fire resistance, structural fire retardance is applied. The purpose of this work is to set the fire resistance limits of reinforced concrete columns protected by non-combustible Knauf Fireboard gypsum slabs of various thicknesses on a steel frame and obtain the generalized tabular data based on this research.

FIRE AND EMERGENCIES: PREVENTION, ELIMINATION. 2022. No. 2

Methods. Model fire tests of spun reinforced concrete columns with structural fire retardance have been carried out, as well as simulation of heating a series of hollow and solid section reinforced concrete columns with structural fire retardance in ANSYS finite element analysis system.

Findings. Experimental data have been obtained on heating spun reinforced concrete columns of an annular section with an external diameter of 560 mm with a wall thickness of 55 mm and a protective concrete layer thickness of 20 mm for longitudinal reinforcement (12 mm diameter) protected by non-combustible Knauf Fireboard gypsum slabs with 12.5 mm, 20 mm and 40 mm thickness on a steel frame, and unprotected ones (without applying a power load). ANSYS finite element analysis system design models have been developed and the heating of a series of spun annular sections and vibration-compacted solid sections of reinforced concrete columns protected by structural fire retardance have been simulated. For these structures, fire resistance ratings have been calculated at a load-bearing capacity utilization factor of 0.7. Based on a certain array of values of fire resistance limits of reinforced concrete columns,

tabular data have been obtained to assess the fire resistance of these structures with structural fire retardance.

Research application field. The obtained results can be applied by design bureaus, state fire supervision authorities and state construction expertise in assessing fire resistance ratings of reinforced concrete spun columns of annular section and vibration-compacted solid section protected by structural fire retardance as well as in selecting parameters for these structures that provide specified fire resistance rating without carrying out a series of time-consuming calculations.

Conclusions. Fire tests combined with simulation in ANSYS finite element analysis system make it possible to carry out a lot of calculations and obtain tabular data on assessing fire resistance of reinforced concrete columns with structural fire retardance which significantly reduces labor costs at designing building structures.

Key words: fire tests, spun reinforced concrete columns, structural fire retardance, fire resistance, heat exchange, ANSYS finite element analysis system, non-combustible Knauf Fireboard gypsum slabs, standard fire exposure

ВВЕДЕНИЕ

Железобетон - комплексный строительный материал, представляющий собой рационально объединённые и совместно работающие бетон и стальные стержни. Благодаря своим качествам он массово применяется в строительстве, постепенно вытесняя другие строительные материалы [1]. Применение новых и эффективных конструкций - одна из констант социально-экономического развития любого государства. Постоянное стремление повысить технико-экономические показатели строительных конструкций натолкнуло учёных и инженеров на поиск оптимальных решений по сокращению исходных материалов при изготовлении железобетонных конструкций с обеспечением эксплуатационных требований. Снижение массы конструкций осуществляется путём использования прогрессивных технологий изготовления. Именно так в строительстве появляется технология центрифугирования железобетонных изделий [2-6]. Опыт применения тонкостенных элементов показал высокую эффективность, технологические и эксплуатационные преимущества [5-9].

Известно, что здания и сооружения должны быть запроектированы таким образом и построены из таких строительных материалов и конструкций, чтобы в течение расчётного периода обеспечивалось соблюдение существенных требований, одним из которых является сохранение конструкциями зданий (сооружений) своих функций в течение регламентируемого периода времени, необходимого для обеспечения безопасности людей, защиты имущества или ликвидации горения. Это требование достигается путём нормирования огнестойкости конструкций.

Огнестойкость (предел огнестойкости) согласно СН 2.01.03-2019 «Воздействия на конструкции. Общие воздействия. Воздействия для определения огнестойкости» - способность конструктивной системы, её части или отдельной конструкции выполнять требуемые функции (несущая и (или) ограждающая) в течение установленной продолжительности регламентируемого пожара при заданном уровне нагрузки. С учётом специфики работы колонн для них характерно предельное состояние Я, заключающееся в потере несущей функции при пожаре.

К настоящему времени проведено значительное количество научных исследований, посвященных вопросам огнестойкости железобетонных конструкций [9-24], разработаны технические нормативные правовые акты по проектированию железобетонных конструкций и правилам определения их огнестойкости, такие как СП 5.03.01-2020 «Бетонные и железобетонные конструкции», СП 63.13330.2018 «Бетонные и железобетонные конструкции. Основные положения», ТКП БЫ 19921-1-2009 «Еврокод 2. Проектирование железобетонных конструкций. Часть 1-1. Общие правила и правила для зданий», ТКП БЫ 1992-1-2-2009 «Еврокод 2. Проектирование железобетонных конструкций. Часть 1-2. Общие правила определения огнестойкости», ТКП 45-2.02-110-2008 «Строительные конструкции. Порядок расчёта пределов огнестойкости», СП 468.1325800.2019 «Бетонные и железобетонные конструкции. Правила обеспечения огнестойкости и огнесохранности».

Центрифугированные железобетонные колонны воспринимают с назначенным уровнем безопасности силовые нагрузки в нормальных условиях эксплуатации, обладают высокой долговечностью,

живучестью и морозостойкостью. Вместе с тем их предел огнестойкости, являющийся одним из элементов пассивной противопожарной защиты, оказывается в большинстве случаев невысоким. Результаты работы [9] показали, что предел огнестойкости указанных конструкций в ряде случаев не превышает R60. При коэффициенте использования несущей способности 0,3.0,5 он, как правило, составляет от R45 до R60, а при более высоком уровне нагрузок и вовсе может составлять R30 [19]. Это не позволяет их применять в качестве колонн зданий выше II и IV степеней огнестойкости соответственно в Республике Беларусь согласно СН 2.02.05-2020 «Пожарная безопасность зданий и сооружений», а в Российской Федерации - выше III и IV степеней огнестойкости соответственно согласно Федеральному закону от 22.07.2008 № 123-Ф3 «Технический регламент о требованиях пожарной безопасности».

Для повышения предела огнестойкости строительных конструкций, как правило, применяют огнезащиту. При этом более надёжным способом обеспечения пределов огнестойкости строительных конструкций (до R180 и выше) считается конструктивная огнезащита [25-27]. В настоящей работе будет рассмотрена конструктивная огнезащита вертикальных стержневых конструкций, состоящая из негорючих гипсовых плит, армированных стекловолокном Knauf Fireboard (далее негорючие гипсовые плиты).

Классификация методов расчёта огнестойкости принята согласно ТКП EN 1992-1-2-2009 и включает в себя общие, упрощённые и методы, использующие табличные данные. Упрощённые методы расчёта и методы, применяющие табличные данные, в основном используются для определения огнестойкости отдельных элементов конструкций, в то время как общий метод расчёта огнестойкости используется для анализа части конструктивной системы. Наименее трудоёмкой считается оценка огнестойкости строительных конструкций с использованием табличных данных, получаемых путём объединения результатов испытаний и расчётов (упрощённым и общим методами) типовых строительных конструкций. Применение табличных данных в большинстве случаев не требует дополнительных вычислений.

ОСНОВНАЯ ЧАСТЬ

С целью снижения трудоемкости подбора параметров железобетонных колонн с конструктивной огнезащитой, обеспечивающих требуемый предел огнестойкости, необходимо

получить табличные данные, учитывающие их работу под силовой и температурной нагрузкой (статическую и теплотехническую задачи огнестойкости).

Для этого решён ряд задач:

1) разработана методика и проведены модельные огневые (при стандартном температурном режиме) испытания центрифугированных железобетонных колонн без применения и с применением конструктивной огнезащиты (в виде огнестойких гипсовых плит) различной толщины;

2) построены расчётные модели нагрева испытанных конструкций в системе конечно-элементного анализа ДЫБУБ, заданы начальные и граничные условия теплообмена, а также проведено моделирование прогрева указанных конструкций (для уточнения теплофизических характеристик материалов);

3) разработаны в системе конечно-элементного анализа ДЫБУБ расчётные модели нагрева железобетонных колонн (сплошных и пустотелых) с конструктивной огнезащитой, заданы начальные и граничные условия теплообмена, проведено моделирование их прогрева (теплотехнический расчёт);

4) проведён статический (прочностной) расчёт железобетонных колонн с учётом полученного температурного поля в них;

5) на основании массива расчётных значений получены табличные данные для оценки огнестойкости железобетонных колонн с конструктивной огнезащитой в виде негорючих гипсовых плит.

1. Модельные огневые испытания. Проведение конечно-элементного расчёта для получения распределения температур в сечении конструкции при оценке огнестойкости железобетонных колонн с конструктивной огнезащитой возможно, если известны теплофизические характеристики материалов конструкции для диапазона температур их нагрева при пожаре. Теплофизические характеристики конструктивной огнезащиты определяют, как правило, решением обратной задачи теплопроводности на основании значений температур в конструкции при проведении огневых испытаний.

Для корректировки (уточнения) теплофизи-ческих характеристик конструктивной огнезащиты, полученных в работе [20], и теплофизических характеристик бетона из ТКП БЫ 1992-1-2-2009 разработана методика модельных огневых испытаний. Её суть заключается в оценке нагрева образцов с конструктивной огнезащитой различной толщины и образца без огнезащиты при стандартном огневом воздействии по ГОСТ 30247.0 «Конструкции строительные. Методы испытаний

FIRE AND EMERGENCIES: PREVENTION, ELIMINATION. 2022. No. 2

на огнестойкость. Общие требования» (без приложения силовой нагрузки).

Испытанию были подвергнуты четыре образца. Один из образцов испытывался без применения огнезащиты. Три образца были защищены конструктивной огнезащитой толщиной 12,5, 20 и 40 мм соответственно. В качестве образцов для испытаний использованы центрифугированные железобетонные колонны кольцевого сечения наружным диаметром 560 мм, с толщиной стенки 55 мм, армированные пространственным каркасом, состоящим из семи равномерно распределённых по окружности стержней класса Б500 диаметром 12 мм и приваренной к ним конструктивной поперечной спиральной арматуры в виде проволоки В-1 диаметром 4 мм. Толщина защитного слоя бетона для рабочей (продольной) арматуры во всех случаях составила 20 мм, длина образцов -(1500±10) мм. Более подробное описание колонн и конструктивной огнезащиты, а также порядок и схема расстановки термоэлектрических преобразователей (ТП) в испытываемых конструкциях и огневой печи представлены в работе [18].

Началу испытания соответствовал момент воспламенения горючей паровоздушной смеси в печи. Продолжительность испытаний составила для образца без конструктивной огнезащиты (образец № 1) - 101 мин; для образца с конструктивной огнезащитой толщиной 12,5 мм (образец № 2) - 130 мин; для образца с конструктивной огнезащитой толщиной 20 мм (образец № 3) -182 мин; для образца с конструктивной огнезащитой толщиной 40 мм (образец № 4) - 185 мин.

Образец № 1. Характер изменения температуры бетона на обогреваемой и необогреваемой поверхности колонны, а также на арматуре в процессе испытания представлен на рисунке 1. Хрупкое взрывообразное разрушение бетона в ходе испытания не зафиксировано.

На 90-й минуте огневого испытания образца № 1 температура, зарегистрированная термоэлектрическими преобразователями, установленными на арматуре, составила (514...616) ± 4 °С; установленными на обогреваемой поверхности бетона, - (826.947) ± 6 °С; установленными на необогреваемой поверхности бетона, -(479.493) ± 3 °С [18].

Для ненагруженных центрифугированных железобетонных колонн было выявлено трещино-образование вследствие протекающих процессов в структуре бетона при его нагреве, а также различия в температурном расширении бетона и арматуры. Вместе с тем сквозное трещинообразова-ние не наблюдали. Приложение силовой нагрузки,

как показали результаты исследований [14, 15], способствует более раннему, в том числе сквозному трещинообразованию, в результате чего продукты горения проникают в полость конструкции, и становится возможен нагрев ими конструкции изнутри, что непременно приводит к преждевременной утрате конструкцией своих функций.

Образец № 2. В процессе огневого воздействия произошло раскрытие вертикальных швов, в результате чего огневому воздействию стали подвергаться профили каркаса. Вместе с тем резкие скачки температур на внешней и внутренней поверхности колонны и на арматуре после этого не были зафиксированы (рис. 2) по сравнению с аналогичными испытаниями металлических конструкций [26, 27].

На 120-й минуте испытания образца № 2 температура, зарегистрированная ТП, установленными на арматуре, составила (332.351) ± 2 °С; установленными на обогреваемой поверхности бетона, - (498.518) ± 4 °С; установленными на необогреваемой поверхности бетона, -(297.329) ± 2 °С; установленными на необо-греваемой поверхности конструктивной огнезащиты, - (637.641) ± 4 °С [18].

Образец № 3. Поведение конструктивной огнезащиты образца № 3 близко к образцу № 2. Отличие во времени начала раскрытия швов. При испытании образца № 3 раскрытие происходило медленнее, в связи с чем уголки открепились от плит позже. Более медленное раскрытие швов связано с увеличением толщины конструктивной огнезащиты и, соответственно, меньшими относительными объёмными деформациями в заданные моменты времени.

Отсутствие скачков температур и практически постоянная скорость роста температур после удаления влаги из бетона (рис. 3) говорят о том, что наличие возникших зазоров в вертикальных швах не оказывает существенного влияния на условия теплообмена, а также целостность конструктивной огнезащиты в процессе испытания.

На 180-й минуте огневого испытания образца № 3 температура, зарегистрированная ТП, установленными на арматуре, составила (434. 456) ± 3 °С; установленными на обогреваемой поверхности бетона, - (569.632) ± 4 °С; установленными на необогреваемой поверхности бетона, -(402.411) ± 2 °С; установленными на необогрева-емой поверхности конструктивной огнезащиты, -(647.685) ± 5 °С [18].

Образец № 4. После остывания образца и извлечения его из печи можно было наблюдать, что плиты внешнего слоя обшивки с двух сторон

(из четырёх) открепились от каркаса. Это подтверждается увеличением скорости роста температур на внутренней поверхности конструктивной огнезащиты во время огневых испытаний [18] (рис. 4). Осмотр образца № 4 после испытания показал, что окраска поверхности и структура плит Knauf Fireboard соответствуют плитам образцов № 2 и № 3. Легкими механическими движениями можно было вызвать разрушение плит внешнего слоя (толщиной 20 мм) конструктивной огнезащиты. Внутренний слой оказался несколько прочнее. Деформирование плит произошло в областях их примыкания друг к другу на участках между самонарезающими винтами, вследствие чего расходились швы во время испытаний.

На 180-й минуте огневого испытания образца № 3 температура, зарегистрированная термоэлектрическими преобразователями, установленными на арматуре, составила (167.198) ± ± 2 °С; установленными на обогреваемой поверхности бетона, - (257.314) ± 2 °С; установленными на необогреваемой поверхности бетона, -(172.193) ± 2 °С; установленными на необогре-ваемой поверхности конструктивной огнезащиты, -(394.501) ± 3 °С [18].

2. Разработка расчётных моделей испытанных конструкций. Для определения (корректировки) теплофизических характеристик конструктивной огнезащиты был проведён теплотехнический расчёт с использованием системы конечно-элементного анализа Ansys Workbench 2020 R2 (модуль Transient Thermal).

Объекты моделирования - центрифугированные железобетонные колонны кольцевого сечения без конструктивной огнезащиты и с конструктивной огнезащитой толщиной 12,5, 20 и 40 мм соответственно. Теплофизические характеристики арматурной стали приняты согласно ТКП EN 19931-2-2009 «Проектирование стальных конструкций. Часть 1-2. Общие правила определения огнестойкости», бетона - согласно ТКП EN 1992-1-2-2009 (коэффициент теплопроводности взят по нижней границе). Начальная плотность бетона в конструкции составляет 2500 кг/м3, весовая влажность -2,2 %, что имело место при проведении испытаний [14]. Теплофизические характеристики плит конструктивной огнезащиты определены с использованием экспериментально-расчётного метода оценки теплофизических характеристик строительных материалов, основанного на применении метода решения обратной задачи теории теплопроводности, значения которых представлены в работе [26].

Параметры теплообмена между огневой средой и колонной (образец № 1), а также между

огневой средой и конструктивной огнезащитой (образцы № 2-4) при назначении граничных условий задавали в соответствии с СН 2.01.03-2019.

Полученные температурные поля в колоннах по результатам моделирования прогрева в Ansys Workbench корректировались путём умножения на коэффициент khet = 1,02, учитывающий влияние неоднородности центрифугированного бетона в поперечном сечении рассматриваемой конструкции (толщиной 55 мм) [12].

Начальные условия. Температуры материалов колонны, плит конструктивной огнезащиты и греющей среды во всех точках в начальный момент времени т = 0 одинаковы.

ек (х, y, z, 0) = 6p (х, y, z, 0) = = е. (х, y, z, 0) = е0 ,

(1)

где 6к - температура материалов колонн, °С; 6Р -температура плит конструктивной огнезащиты, °С; 6/ - температура греющей среды, °С; 60 - температура окружающей среды, принятая равной 25, 28, 29 и 30 °С для моделей № 1-4 соответственно, что имело место во время проведения соответствующих испытаний образцов № 1-4 [18].

Граничные условия. Поперечное сечение колонны (в случае моделирования колонны без конструктивной огнезащиты) и плит конструктивной огнезащиты подвергается равномерному тепловому воздействию по всему наружному периметру конструкции.

Нагрев наружной поверхности колонны без конструктивной огнезащиты (модель № 1) определялся граничными условиями 3-го рода с учётом конвективной и лучистой составляющей теплообмена:

+ есе/аф((0/ +273)4 + (ео.„ +273)4)= (2) = -К

'ЭО

удп, ,

V -1 So.w

где цпе{ - результирующий удельный тепловой поток, падающий на внешнюю поверхность колонн, Вт/м2; ас - коэффициент теплоотдачи конвекцией, принятый равным 25 Вт/(м2-°С) по СН 2.01.03-2019; ес - степень черноты поверхности бетона, принятая р авной 0,7 по ТКП БЫ 1992-1-2-2009; е/ - степень черноты огневой среды, принятая равной 1 по СН 2.01.03-2019; Ф - угловой

FIRE AND EMERGENCIES: PREVENTION, ELIMINATION. 2022. No. 2

коэффициент облученности, принятый равным 1 по СН 2.01.03-2019; ст = 5,67-10-8 Вт/(м2-°С4) - постоянная Стефана - Больцмана; Хс - коэффициент теплопроводности бетона, Вт/(м-°С). п± - нормаль к изотермической поверхности; индекс «о.ш относится к внешней поверхности колонны.

Контактные взаимодействия арматуры и бетона задавались через граничные условия 4-го рода:

(3)

fэе] ia0l

=к

S к

где индексы «с» и «5» относятся к бетону и арматуре, соответственно, индекс «к» - к местам контакта арматуры с бетоном.

В расчётных моделях принято, что всё количество теплоты, получаемое колонной, аккумулируется в сплошной её части. Из этого следует граничное условие, задающее передачу теплоты от внутренней (необогреваемой) поверхности колонны в полость:

Я t = 0,

"¡.net 1

(4)

где - результирующий удельный тепловой поток, передаваемый от внутренней поверхности колонны в её полость.

Для моделей № 2-4 нагрев наружной поверхности конструктивной огнезащиты определялся граничными условиями 3-го рода с учётом конвективного и лучистого теплообмена:

Я«f.i=ac(e/-ee.p)+ + ере/Фа((0/ + 273)4-(0о.р + 273)4) =

(5)

, Эл. ,

v -1- Уо.р

где цпе(Л - результирующий удельный тепловой поток, падающий на поверхность плит конструктивной огнезащиты, Вт/м2; ер - степень черноты поверхности плит конструктивной огнезащиты, принятая равной 0,8 по СН 2.01.03-2019; Хр -эффективный коэффициент теплопроводности негорючих гипсовых плит, Вт/(м-°С); индекс «о.р» относится к наружной (обогреваемой) поверхности плит конструктивной огнезащиты.

Перенос теплоты от внутренней (необогре-ваемой) поверхности плит конструктивной огнезащиты к внешней поверхности защищаемой колонны (в моделях № 2-4) определяется граничны-

ми условиями 3-го рода без учёта конвективной составляющей теплообмена. Для внешней поверхности колонн оно записывается следующим образом:

Япе,. 2=Фесера(Кр+273)4--(9_+273)4) = -\

ЧЭл. ,

V J- So.w

(6)

где цпе(2 - результирующий удельный тепловой поток между внутренней поверхностью плит конструктивной огнезащиты и наружной поверхностью колонны, Вт/м2.

Для внутренней поверхности плит конструктивной огнезащиты данное граничное условие записывается следующим образом:

= Фесвра((еор + 273)4--(0О.К + 273)4) = -Хр

v дп, ,.

V -L / 1,р

(7)

где индекс «¡.р» относится к внутренней поверхности плит конструктивной огнезащиты.

Изменение температуры огневой (греющей) среды 6/ в моделях принято в соответствии с изменением температуры в процессе испытаний соответствующих образцов (рис. 1—4).

Размеры конечных элементов. Размер ячеек при моделировании принят равным для бетона 1/20 толщины стенки колонны, для арматуры -1/10 её диаметра [12], для плит конструктивной огнезащиты не более 5 мм [26].

Сравнение результатов эксперимента и моделирования. В результате моделирования прогрева испытанных образцов были получены температурные поля в колоннах и плитах конструктивной огнезащиты толщиной 12,5, 20 и 40 мм в заданные моменты времени.

Модель № 1. Температуры, полученные при моделировании, показывают удовлетворительное соответствие расчётных и экспериментальных значений за исключением температуры бетона на внутренней поверхности колонны. Это объясняется тем, что при постановке эксперимента горячие спаи ТП, регистрирующие температуру бетона на необогреваемой поверхности колонны, несколько заглублялись (2-3 мм) в тело колонны, исходя из чего экспериментальные значения температур принимают более высокие значения, чем

расчётные. Этим же объясняется превышение расчётных температур над экспериментальными на обогреваемой поверхности колонны (рис. 1).

Модель № 2. Моделирование прогрева с выбранными теплофизическими характеристиками бетона, стали и негорючих гипсовых плит также показало высокое соответствие расчётных значений температур экспериментальным. Вместе с тем расчётные температуры бетона на внутренней поверхности колонн с 20-й по 90-ю мин

выходят за область доверительного интервала экспериментальных данных. Далее расчётные температуры находятся в указанном интервале. Температура арматуры до 115-й мин соответственно находится в области доверительного интервала. Затем наблюдается незначительное превышение расчётных температур над экспериментальными значениями (к моменту времени, соответствующему окончанию эксперимента, отклонение в большую сторону от верхней границы доверительного

Время испытания, мин

Рисунок 1. Значения экспериментальных и расчётных температур (образец № 1): -о- внешняя поверхность (эксперимент); -л- внутренняя поверхность (эксперимент); -о- арматура (эксперимент);

-•- арматура (моделирование); - огневая среда (эксперимент); -■- внешняя поверхность (моделирование);

-*- внутренняя поверхность (моделирование) Figure 1. Experimental and design temperatures values (sample no. 1): -o- external surface (experiment); -Д- internal surface (experiment); -o— reinforcement (experiment); —•— reinforcement (simulation); -fire medium (experiment); —■— external surface (simulation); —*— internal surface (simulation)

Время испытания, мин

Рисунок 2. Значения экспериментальных и расчётных температур (образец № 2): — огневая среда (эксперимент); -о- внешняя поверхность колонны (эксперимент); -о- арматура (эксперимент); -л- внутренняя поверхность колонны (эксперимент); -о- необогреваемая поверхность конструктивной огнезащиты (эксперимент); -♦- необогреваемая поверхность конструктивной огнезащиты (моделирование); -»- внешняя поверхность колонны (моделирование); -•- арматура (моделирование); -*- внутренняя поверхность колонны (моделирование)

Figure 2. Experimental and design temperatures values (sample no. 2):

-fire medium (experiment); -o- external surface of the column (experiment); -o- reinforcement (experiment);

-л- internal surface of the column (experiment); -O- unheated surface of structural fire retardance (experiment); —♦— unheated surface of structural fire retardance (simulation); -■- external surface of the column (simulation); —•— reinforcement (simulation); —*— internal surface of the column (simulation)

FIRE AND EMERGENCIES: PREVENTION, ELIMINATION. 2022. No. 2

Время испытания, мин

Рисунок 3. Значения экспериментальных и расчётных температур (образец № 3):

- огневая среда (эксперимент); -о- внешняя поверхность колонны (эксперимент);

-о- арматура (эксперимент); -л- внутренняя поверхность колонны (эксперимент); -о- необогреваемая поверхность конструктивной огнезащиты (эксперимент); -♦- необогреваемая поверхность конструктивной огнезащиты (моделирование); -■- внешняя поверхность колонны (моделирование); -•- арматура (моделирование); -*- внутренняя поверхность колонны (моделирование)

Figure 3. Experimental and design temperatures values (sample no. 3):

-fire medium (experiment); -o- external surface of the column (experiment); -o- reinforcement (experiment);

-л- internal surface of the column (experiment); -O- unheated surface of structural fire retardance (experiment); —♦— unheated surface of structural fire retardance (simulation); -■- external surface of the column (simulation); —•— reinforcement (simulation); —*— internal surface of the column (simulation)

Время испытания, мин

Рисунок 4. Значения экспериментальных и расчётных температур (образец № 4):

- огневая среда (эксперимент); -о- внешняя поверхность колонны (эксперимент);

-о- арматура (эксперимент); -л- внутренняя поверхность колонны (эксперимент); -о- необогреваемая поверхность конструктивной огнезащиты (эксперимент); -♦- необогреваемая поверхность конструктивной огнезащиты (моделирование); -■- внешняя поверхность колонны (моделирование); -•- арматура (моделирование); -*- внутренняя поверхность колонны (моделирование)

Figure 4. Experimental and design temperatures values (sample no. 4):

-fire medium (experiment); -o- external surface of the column (experiment); -o- reinforcement (experiment);

-л- internal surface of the column (experiment); -O- unheated surface of structural fire retardance (experiment); —♦— unheated surface of structural fire retardance (simulation); -■- external surface of the column (simulation); —•— reinforcement (simulation); —*— internal surface of the column (simulation)

интервала составило 20 °C). Температуры бетона на обогреваемой поверхности колонны после 80-й мин начали превышать значения верхней границы доверительного интервала (к окончанию моделирования превышение составило около 100 °C. Объяснениями этому явлению могут служить ранее описанные (для модели № 1) причины, а также неучтенная конвективная составляющая теплообмена между внутренней поверхностью плит конструктивной огнезащиты и внешней поверхностью колонны при задании граничных условий. Расчётная температура на внутренней поверхности конструктивной огнезащиты с использованием принятых теплофизических характеристик практически на протяжении всего времени находится в пределах границ доверительного интервала. Для заключительных моментов времени (за 20 мин до окончания испытания) расчётные температуры незначительно (на 10-20 °C) превысили экспериментальные (рис. 2).

Модель № 3. Моделирование прогрева колонны с конструктивной огнезащитой толщиной 20 мм показывало высокое соответствие расчётных температур экспериментальным. Из отклонений расчётных значений от области доверительного интервала следует отметить температуры бетона на внешней поверхности колонны с 10-й по 55-ю мин до 50 °C в меньшую сторону, а в последующем - отклонения до 80-90 °C в большую (рис. 3). Расчётные температуры плит конструктивной огнезащиты на внутренней поверхности в интервале времени 25-45 мин оказались ниже экспериментальных (до 80 °C). Температуры бетона на внутренней поверхности колонны и арматуры отличались от экспериментальных значений не более чем на 20 °C, на протяжении 182 мин.

Модель № 4. Конечно-элементный расчёт указанной модели с последующей корректировкой полученного температурного поля коэффициентом khet показал, что результаты на большем (по продолжительности) интервале времени находятся в области доверительного интервала экспериментальных измерений. При этом на остальных участках расчётные значения на графиках находятся, как правило, выше верхних границ доверительного интервала. Следует отметить, что температура на внутренней поверхности конструктивной огнезащиты находится в области доверительного интервала на протяжении всей продолжительности моделирования (рис. 4).

Анализ рисунков 2—4 говорит о том, что выбранные теплофизические характеристики бетона, стали и негорючих гипсовых плит допустимо использовать при разработке расчётной модели

нагрева (теплотехнический расчёт) железобетонных колонн с конструктивной огнезащитой толщиной от 12,5 до 40 мм. При этом для оценки температурного поля в центрифугированных железобетонных конструкциях поправочным коэффициентом кш следует учитывать ускорение их прогрева из-за переменных свойств бетона по толщине их стенки [12].

3. Разработка расчётных моделей нагрева железобетонных колонн с конструктивной огнезащитой (теплотехнический расчёт). Для получения табличных данных по оценке огнестойкости колонн (сплошных и пустотелых), защищённых негорючими гипсовыми плитами, в дальнейшем разрабатывали расчётные модели их нагрева, используя ранее указанные зависимости теплофизических характеристик бетона, стали и плит. Процесс теплообмена принят двумерным. Начальная температура материалов колонн и плит конструктивной огнезащиты принята 20 °С. Во всех моделях предусмотрено стандартное огневое воздействие по наружному периметру. Остальные граничные условия теплообмена идентичны заданным в моделях испытанных конструкций (№ 1-4). Расчётное время огневого воздействия принималось с интервалом в 30 мин, но не более 180 мин.

Центрифугированные колонны кольцевого сечения. В системе конечно-элементного анализа АМБУБ разработаны расчётные модели центрифугированных железобетонных колонн кольцевого сечения наружным диаметром 300, 400, 500, 600, 700, 800 и 1 000 мм с толщиной стенки от 50 мм до 120 мм и расстоянием до оси арматуры от 20 до 60 мм, не защищённые и защищённые конструктивной огнезащитой толщиной 12,5, 20 и 40 мм соответственно. Начальная плотность бетона в конструкции принята 2 500 кг/м3, весовая влажность -2,2 %. Размеры ячеек, на которые разбивались сечения колонн и плит конструктивной огнезащиты, аналогичны моделям, построенным для испытанных конструкций. Полученные в моделировании температурные поля корректировали коэффициентом кш, зависящим от толщины стенки колонн [12], а поскольку при определении огнестойкости колонн для них будет установлено силовое воздействие, дополнительное увеличение температур вследствие трещинообразования учитывалось путём умножения на коэффициент кн =1,0...1,4 после достижения температур в сечении колонн 550 °С [12].

Виброуплотненные колонны сплошного сечения. В системе АМБУБ также разработаны расчётные модели железобетонных колонн квадратного сечения с конструктивной огнезащитой в виде

FIRE AND EMERGENCIES: PREVENTION, ELIMINATION. 2022. No. 2

негорючих гипсовых плит. Геометрические характеристиками сечений идентичны приведённым в ТКП БЫ 1992-1-2-2009: 200x200 мм, 250x250 мм, 300x300 мм, 350x350 мм, 400x400 мм и 450x450 мм. Для каждого железобетонного сечения предусматривалась защита негорючими гипсовыми плитами толщиной 12,5, 20 и 40 мм. Огневое воздействие (стандартное) принято четырехсторонним. Начальная плотность бетона 2 300 кг/м3, весовая влажность - 1,5 % по ТКП БЫ 1992-1-2-2009. Сечение конструкций разбивалось на элементы призматической формы с шириной грани не более 2 мм для сечения негорючих гипсовых плит и не более 5 мм для сечения колонн.

Проведённые расчёты позволили получить среднеплощадные температуры арматуры в колоннах, а также бетона в установленных зонах конструкций.

4. Решение статической задачи для центрифугированных колонн. Полученные значения температур использовали в статической части расчёта. Указанный расчёт проводили для моментов времени с интервалом 30 мин, но не более 180 мин. Силовое воздействие на внецентренно-сжатые колонны при пожаре задано на уровне 70 % от их несущей способности в начальных условиях, как наиболее неблагоприятного случая.

Центрифугированные колонны кольцевого сечения. Статический (прочностной) расчёт заключался в определении сопротивления колонн (диаметром 300. 1 000 мм, с толщиной стенки 50.120 мм, расчётной длиной 2,5.13,4 м) и силовых воздействий в заданный момент времени стандартного пожара. Он проводился с использованием зонного метода оценки огнестойкости по ТКП БЫ 1992-1-2-2009. Для оценки сопротивления сечения колонн использован метод предельных усилий и подход, заложенный в СП 63.13330.2018 для колонн кольцевого сечения при соотношении внутреннего и наружного радиусов не менее 0,5 и равномерно распределённой по окружности арматурой (не менее чем из семи продольных стержней). Сопротивление бетона сжатию определено с использованием соответствующих коэффициентов условий работы бетона (с силикатным заполнителем) кс(6) и арматуры ¿(6) при пожаре из ТКП БЫ 1992-1-2-2009, а также поправочных коэффициентов ксог для центрифугированного бетона, учитывающего неоднородность его прочностных свойств по толщине стенки колонн согласно [24].

Определение силового воздействия в заданный момент времени стандартного пожара осуществлялось с учётом эффектов второго рода пу-

тём увеличения эксцентриситета продольной силы относительно центра тяжести поперечного сечения колонн, а также с учётом изменения механических характеристик бетона и арматуры.

Виброуплотненные колонны сплошного сечения. Критическая температура для колонн с геометрическими размерами от 200x200 мм до 300x x300 мм принята равной 334 °С, а для сечений с размерами 350x350 мм и более - 467 °С.

5. Табличные данные по оценке огнестойкости железобетонных колонн с конструктивной огнезащитой. Выполнение задач 1-4 позволило обобщить результаты модельных огневых испытаний, расчётов и свести их в табличные данные.

Центрифугированные колонны кольцевого сечения с конструктивной огнезащитой. После проведения теплотехнического и статического расчётов сравнивали силовое воздействие на колонны с их расчётным сопротивлением, на основании чего делали вывод о сохранении ей несущей способности в рассматриваемый момент времени. Если в рассматриваемом сечении центрифугированной железобетонной колонны усилие сжатия или изгибающий момент при пожаре превышает сопротивление сечения сжатию или изгибающему моменту, то огнестойкость конструкции достигнута. За предел огнестойкости принимали значение из стандартного ряда по ГОСТ 30247.0-94.

Полученные результаты позволили установить минимальные размеры поперечного сечения центрифугированных железобетонных колонн кольцевого сечения, расстояние до оси арматуры и толщину негорючих гипсовых плит, которые обеспечат требуемый предел огнестойкости при коэффициенте использования несущей способности колонн до 0,7 включительно (табл. 1).

Виброуплотненные колонны сплошного сечения с конструктивной огнезащитой. Вывод о сохранении колоннами несущей способности в рассматриваемый момент времени делали на основании средней температуры растянутой арматуры. Если средняя температура растянутой арматуры, полученная при моделировании, не превышала критическое значение, то конструкция не утратила свою несущую способность в рассматриваемый момент времени, иначе предел огнестойкости наступил.

В результате обобщения результатов моделирования прогрева сплошных железобетонных колонн различного сечения с конструктивной огнезащитой были получены минимальные расстояния до оси арматуры от обогреваемой поверхности колонн различного сечения, которые обеспечивают соответствующий предел огнестойкости

Таблица 1 (Table 1)

Минимальные размеры, расстояние до оси арматуры и толщина негорючих гипсовых плит

для железобетонных центрифугированных колонн кольцевого сечения Minimum dimensions, distance to reinforcement axis and thickness of non-combustible gypsum slabs for reinforced concrete centrifuged columns of circular section

Внешний диаметр колонны Д мм / толщина стенки Ь, мм / расстояние до оси арматуры с, мм

Предел огнестойкости Толщина огнезащиты, мм

12,5 20 40

R120 300/50/20* 300/50/20* 300/50/20*

R180 600/100/35 800/120/26* 400/60/26* 300/50/20*

Примечание: * - расположение арматуры обеспечивается выполнением основных требований по проектированию и изготовлению железобетонных конструкций по СП 5.03.01-2020, в том числе железобетонных центрифугированных колонн кольцевого сечения (Руководство по проектированию, изготовлению и применению железобетонных центрифугированных конструкций кольцевого сечения).

Таблица 2 (Table 2)

Минимальные расстояния до оси арматуры и толщина негорючих гипсовых плит, обеспечивающие заданные пределы железобетонных колонн шириной до 300 мм Minimum distance to reinforcement axis and thickness of non-combustible gypsum slabs providing specified limits of reinforced concrete columns up to 300 mm wide

Предел огнестойкости Толщина плит конструктивной огнезащиты , мм

12,5 20 40

Расстояние до оси арматуры, мм

R30 0* 0* 0*

R60 14*

R90 32 15*

R120 49 31

R150 - 47 12*

R180 66 26

Примечание: * - расположение арматуры обеспечивается выполнением основных требований по проектированию и изготовлению железобетонных конструкций по СП 5.03.01-2020.

Таблица 3 (Table 3)

Минимальные расстояния до оси арматуры и толщина негорючих гипсовых плит, обеспечивающие заданные пределы железобетонных колонн шириной 350 мм и более Minimum distance to reinforcement axis and thickness of non-combustible gypsum slabs providing specified limits of reinforced concrete columns 350 mm wide and more

Предел огнестойкости Толщина плит конструктивной огнезащиты , мм

12,5 20 40

Расстояние до оси арматуры, мм

R30 0* 0* 0*

R60 2*

R90 17* 2*

R120 30 14*

R150 - 25

R180 36 7*

Примечание: * - расположение арматуры обеспечивается выполнением основных требований по проектированию и изготовлению железобетонных конструкций по СП 5.03.01-2020.

FIRE AND EMERGENCIES: PREVENTION, ELIMINATION. 2022. No. 2

защищаемых конструкций на заданных интервалах времени. Полученные данные для колонн сечением от 200x200 мм до 300x300 мм и колонн сечением 350x350 мм и более представлены в таблицах 2 и 3 соответственно.

Полученные табличные данные для сплошных железобетонных колонн, защищённых огнестойкими гипсовыми плитами, распространяются на конструкции, соответствующие разделу 5.3.2 ТКП EN 1992-1-2-2009.

ВЫВОДЫ

Входе проведения теоретических исследований, основанных на результатах модельных (без силовой нагрузки) и натурных огневых (под силовой нагрузкой) испытаний центрифугированных железобетонных колонн кольцевого сечения:

1) разработана методика и проведены модельные огневые испытания четырёх образцов центрифугированных железобетонных колонн длиной 1 500 мм наружным диаметром 560 мм, с толщиной стенки 55 мм, толщиной защитного слоя для рабочей арматуры 20 мм без применения и с использованием конструктивной огнезащиты, состоящей из негорючих гипсовых плит, армированных стекловолокном Knauf Fireboard. Методика основана на методе определения огнезащитной эффективности средства по металлу и служит для оценки эффективности применения конструктивной огнезащиты железобетонных конструкций;

2) экспериментальным путём установлено, что раскрытие швов в местах примыкания негорючих гипсовых плит друг к другу и оголение профилей каркаса конструктивной огнезащиты практически не оказывает влияния на прогрев железобетонных конструкций. Конструктивная огнезащита, выполненная в виде однослойных негорючих гипсовых плит, сохраняет свою целостность на протяжении не менее 101 мин при толщине плит 12,5 мм, 182 мин - при 20 мм. Её отслоение от профилей каркаса не происходит. Для огнезащиты, выполненной двухслойной, характерно отделение (отслоение) внешнего (обогреваемого) слоя спустя более чем 150 мин от начала стандартного огневого воздействия;

3) получены экспериментальные зависимости температур арматуры, бетона на обогреваемой и необогреваемой поверхностях колонн, а также необогреваемой поверхности плит конструктивной огнезащиты от времени стандартного огневого воздействия. Указанные зависимости позволили уточнить теплофизические характеристики бето-

на, стали и плит конструктивной огнезащиты путём проведения конечно-элементного расчёта моделей испытанных конструкций;

4) разработаны в системе ДЫБУБ модели нагрева и проведён конечно-элементный расчёт серии центрифугированных железобетонных колонн внешним диаметром 300.1 000 мм с толщиной стенки 50.120 мм и расстоянием от внешней поверхности колонн до оси арматуры 20.60 мм, защищённых негорючими гипсовыми плитами толщиной 12,5.40 мм. Полученные температурные поля в колоннах скорректированы поправочными коэффициентами, учитывающими ускорение их прогрева за счёт неоднородности бетона по толщине стенки, а также вследствие наступления трещи-нообразования при приложении силовой нагрузки;

5) разработаны в системе ДЫБУБ расчётные модели нагрева железобетонных колонн сплошного сечения размерами 200x200.450x450 мм с конструктивной огнезащитой толщиной 12,5 мм, 20 мм и 40 мм. По результатам моделирования получено распределение температуры по сечению конструкций, позволившее установить их пределы огнестойкости;

6) проведён прочностной расчёт серии центрифугированных железобетонных колонн с коэффициентом использования несущей способности 0,7, учитывающий температурное поле в них, позволивший с использованием зонного метода оценки огнестойкости определить значения их пределов огнестойкости. Для железобетонных колонн сплошного сечения установлены значения критической температуры растянутой арматуры. Для конструкций с поперечным сечением 350x350 мм и выше они составляют 467.537 °С, а для конструкции сечением от 200x200 мм до 300x300 мм - 334.399 °С;

7) получен массив расчётных значений пределов огнестойкости железобетонных колонн (полых и сплошного сечения), защищённых негорючими гипсовыми плитами толщиной 12,5.40 мм. Использование конструктивной огнезащиты позволило достичь пределов огнестойкости колонн при коэффициенте использования несущей способности 0,7 до Я180, что не ограничивает область их применения в строительстве с точки зрения пожарной безопасности.

Обобщение результатов расчёта позволило получить табличные данные для оценки огнестойкости железобетонных колонн с конструктивной огнезащитой. Использование указанных таблиц позволяет подобрать параметры конструкций, обеспечивающие заданный предел огнестойкости, без проведения серии трудоёмких расчётов.

СПИСОК ИСТОЧНИКОВ

1. Блещик Н. П., Жуков Д. Д., Лазовский Д. Н. Железобетонные конструкции. Основы теории, расчёта и конструирования: Учеб. пособие для вузов. Брест: БрГТУ, 2003. 380 с.

2. Полевода И. И., Нехань Д. С. Огнестойкость центрифугированных железобетонных колонн // Вестник Университета гражданской защиты МЧС Беларуси. 2021. Т. 5. № 2. С. 139-158. DÜI:10.33408/2519-237X.2021.5-2.139

3. Неверович И. И. Железобетонные конструкции. Минск: МИПК и ПК БНТУ, 2013. 211 с.

4. Нажуев М. П., Ефименко Е. А, Цокало Р. А., Насевич А. С., Халюшев А. К. Исследование структурно-физических характеристик бетона опытных образцов центрифугированных железобетонных колонн кольцевого сечения // Инженерный вестник Дона. 2019. № 4 (55). C. 45.

5. Чернильник А. А, Яновская А. В., Доценко Н. А. Некоторые аспекты повышения эффективности производства центрифугированных железобетонных изделий // Молодой исследователь Дона. 2019. № 6 (21). С. 97-99.

6. Пастушков Г. П., Пастушков В. Г. Опыт применения центрифугированных линейных элементов с поперечными сечениями различного профиля при строительстве многоэтажных зданий // Архитектура и строительные науки. 2014. № 1, 2. С. 36-38.

7. Ахвердов И. Н. Железобетонные напорные центрифугированные трубы. М.: Стройиздат, 1967. 163 с.

8. Казачек В. Г, Лазовский Д. Н, Рак Н. А, Тур В. В. Шагая в ногу со временем // Вестник Полоцкого государственного университета. Серия F. Строительство. Прикладные науки 2014. № 16. С. 111-113.

9. Müller C, Empelman M, Hude F., Adam T. Schleuderbetonstützen aus hochfester Bewehrung und ultrahochfestem Beton // Beton und Stahlbetonbau. 2012. Band 107, Heft 10. P. 690-699. D0I:10.1002/best.201200040

10. Костюченко Е. Г., Захматов В. Д. Определение предельных состояний пустотных преднапряжённых железобетонных плит перекрытий при огневом воздействии под нагрузкой // Пожаровзрывобезопасность. 2018. Т. 27, № 2-3. С. 67-74. D0I:10.18322/PVB.2018.27.02-03.67-74

11. Тамразян А. Г., Звонов Ю. Н. К оценке резервов несущей способности железобетонных плит в условиях пожара // Пожаровзрывобезопасность. 2020. Т. 29, № 2. С. 26-33. D0I:10.18322/PVB.2020.29.02.26-33

12. Полевода И. И., Нехань Д. С. Решение теплотехнической задачи огнестойкости центрифугированных железобетонных колонн // Пожаровзрывобезопасность. 2021. Т. 30. № 2. С. 49-70. D0I:10.22227/PVB.2021.30.02.49-70

13. 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

14. 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. D0I:10.33408/2519-237X.2020.4-2.142.

15. Нехань Д. С., Кураченко И. Ю., Олесиюк Н. М., Кре-ер 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. D01:10.33408/2519- 237X.2020.4-2.130

16. Barnas A., Rinnhofer G. Entwicklung hochbewehrter Schleuderbetonstutzen - Brandverhalten und Bemessungssoftware // Zement+Beton. 2004. P. 16-21.

17. Hua N., KhorasaniN., TessariA, Ranade R. Experimental study of fire damage to reinforced concrete tunnel slabs // Fire Safety Journal. 2022. Vol. 127. P. 103504. D0I:10.1016/j.firesaf.2021.103504

18. Полевода И. И., Жамойдик С. М., Нехань Д. С. Модельные огневые испытания железобетонных центрифугированных колонн с конструктивной огнезащитой // Вестник Университета гражданской защиты МЧС Беларуси. 2020. Т. 5. № 3. С. 289-299. D01:10.33408/2519-237X.2021.5-3.289

19. Полевода И. И., Нехань Д. С. Огнестойкость центрифугированных железобетонных колонн // Вестник Университета гражданской защиты МЧС Беларуси. 2021. Т. 5, № 2. С. 139-158. D01: 10.33408/2519-237X.2021.5-2.139

20. Flint G. Fire induced collapse of tall buildings: Dr. tech. sci. diss. Edinburg, 2005. 393 p.

21. Stelmakh S. A., Scherban E. M., Korobkin A. P., Tkache-va K. E., Osadchenko S. A, KadrovA. A. Study of changes in strength properties along section thickness of high-strength centrifuged and vibro-centrifuged concrete // 10P Conference Series: Materials Science and Engineering. 10P Publishing, 2020. Vol. 905 (1). P. 012060-012066.

22. Michalek J., Sobotka M. Assessment of 1nternal Structure of Spun Concrete Using 1mage Analysis and Physicochemical Methods // Materials. 2020. Vol. 13(18). Pp. 3987-4011. D01:10.3390/ma13183987

23. Полевода И. И., Нехань Д. С. Экспериментальные и теоретические исследования физических и теплофизических характеристик центрифугированного бетона // Вестник Университета гражданской защиты МЧС Беларуси. 2019. Т. 3, № 3. С. 255-267. D01:10.33408/2519-237X.2019.3-3.255

24. Нехань Д. С., Полевода И. И. Решение статической задачи огнестойкости центрифугированных железобетонных колонн // Вестник Полоцкого государственного университета. Серия F. 2021. № 8. С. 94-106.

25. Голованов В. И., Пехотиков А. В., Павлов В. В. Инженерный метод расчета огнестойкости стальных конструкций с огнезащитой плитами КНАУФ-ФАЙЕРБОРД // Пожарная безопасность. 2016. Т. 27, № 2-3. С. 171-178.

26. Басакович И. А, Ботян С. С., Жамойдик С. М., Куд-ряшов В. А, Осяев В. А, Полевода И. И. Огнезащитная эффективность гипсовых плит KNAUF F1REB0ARD для вертикальных стальных профилей различного сортамента // Вестник Университета гражданской защиты МЧС Беларуси. 2019. Т. 3. № 3. С. 268-282. D01:10.33408/2519-237X.2019.3-3.268

27. Жамойдик С. М. Методология оценки огнестойкости стальных колонн с конструктивной огнезащитой, расположенных по периметру помещения // Вестник Командно-инженерного института МЧС Республики Беларусь. 2016. № 1. С. 39-51.

REFERENCES

1. Bleschik N.P., Zhukov D.D., Lazovsky D.N. Zhelezobetonnye konstruktsii. Osnovy teorii, rascheta i konstruirovaniia: Ucheb. posobie dlia vuzov [Reinforced concrete structures. Fundamentals of theory, calculation and design: Textbook for universities]. Brest, BrGTU Publ, 2003. 380 p. (in Russ.).

2. Polevoda I.I., Nekhan D.S. Fire resistance of spun reinforced concrete columns. Vestnik universiteta grazhdanskoi zashchity MCHS Belarusi (Journal of Civil Protection). 2021, vol. 5, no. 2, pp. 139-158. (in Russ.). D0I:10.33408/2519-237X.2021.5-2.139

3. Neverovich I.I. Zhelezobetonnye konstruktsi [Reinforced concrete constructions]. Minsk: MIPK and PK BNTU Publ., 2013. 211 p. (in Russ.).

4. Nazhuev M.P., Efimenko E.A., Tsokalo R.A., Nasevich A.S., Khalyushev A.K. Study of the structural and physical characteristics

of concrete of prototypes of centrifuged reinforced concrete columns of an annular section. Inzhenerny vestnik Dona (Engineering journal of Don). 2019, no. 4 (55), 45 p. (in Russ.).

5. Chernilnik A.A., Yanovskaya A.V., Dotsenko N.A. Some aspects of increasing the efficiency of production of centrifuged reinforced concrete products. Molodoi issledovatel Dona (Young researcher of the Don). 2019, 6 (21), pp. 97-99. (in Russ.).

6. Pastushkov G.P., Pastushkov V.G. Experience in the use of centrifuged linear elements with cross sections of various profiles in the construction of multi-storey buildings // Architecture and construction sciences. 2014, no. 1.2, pp. 36-38. (in Russ.).

7. Akhverdov I.N. Reinforced concrete pressure centrifuged pipes. Moscow, Stroyizdat Publ., 1967. 163 p. (in Russ.).

FIRE AND EMERGENCIES: PREVENTION, ELIMINATION. 2022. No. 2

8. Kazachek V.G., Lazovsky D.N., Rak N.A., Tur V.V. Keeping up with the times. Vestnik Polotskogo gosudarstvennogo universiteta. Seriia F. Stroitelstvo. Prikladnye nauki (Bulletin of Polotsk State University. Series F. Construction. Applied Sciences) 2014, no.16, pp. 111-113. (in Russ.).

9. Müller C., Empelman M., Hude F., Adam T. Schleuderbetonstützen aus hochfester Bewehrung und ultrahochfestem Beton. Beton und Stahlbetonbau. 2012. Band 107, Heft 10. P. 690-699. (in German). Dül:10.1002/best.201200040

10. Kostyuchenko E.G., Zakhmatov V.D. Determination of the limit states of loaded prestressed hollow core concrete floor slabs under fire exposure. Pozharovzryvobezopasnost (Fire and Explosion Safety). 2018, vol. 27, no. 2-3, pp. 67-74. (in Russ.). D0l:10.18322/PVB.2018.27.02-03.67-74

11. Tamrazyan A. G., Zvonov Yu. N. To the estimation of emergency bearing capacity of reinforced slabs in the case of fire. Pozharovzryvobezopasnost (Fire and Explosion Safety). 2020, vol. 29, no. 2. pp. 26-33. (in Russ.). D0l:10.18322/PVB.2020.29.02.26-33

12. Polevoda l.l., Nekhan D.S. Solving the heat engineering problem of fire resistance of centrifuged reinforced concrete columns. Pozharovzryvobezopasnost (Fire and Explosion Safety). 2021, vol. 30, no. 2, pp. 49-70. (in Russ.). D0l:10.22227/PVB.2021.30.02.49-70

13. Polevoda l.l., Zhamoydik S.M., Nekhan D.S., Batan D.S. Study of the physical and mechanical properties of centrifuged concrete. Nauka i tekhnika (Science and Technology). 2019, vol. 18, no. 4, pp. 319-329. (in Russ.). D0l:10.21122/2227-1031-2019-18-4-319-329

14. Polevoda l.l., Nekhan D.S. Results of full-scale fire tests of centrifuged reinforced concrete columns of annular section. Vestnik Universiteta grazhdanskoi zashchity MChS Belarusi (Journal of Civil Protection). 2020, vol. 4, no. 2, pp. 142-159. (in Russ.). D0l:10.33408/2519-237X.2020.4-2.142

15. Nekhan D.S., Kurachenko l.Y., 0lesiyuk N.M., Kreer L.A. lnvestigations of the temperature of the gaseous medium during full-scale fire tests of building structures. Vestnik Universiteta grazhdanskoi zashchity MChS Belarusi (Journal of Civil Protection). 2020, vol. 4, no. 2, pp. 130-141. (in Russ.). D0l:10.33408/2519-237X.2020.4-2.130

16. Barnas A., Rinnhofer G. Development of highly reinforced spun concrete columns - fire behavior and design software. Zement+Beton. 2004, pp. 16-21. (in German).

17. Hua N., Khorasani N., Tessari A., Ranade R. Experimental study of fire damage to reinforced concrete tunnel slabs. Fire Safety Journal. 2022, vol. 127, p. 103504. (in Eng.) D0l:10.1016/j.firesaf.2021.103504

18. Polevoda l.l., Zhamoydik S.M., Nekhan D.S. Model fire tests of reinforced concrete centrifuged columns with structural

fire protection. Vestnik Universiteta grazhdanskoi zashchity MChS Belarusi (Journal of Civil Protection). 2020, vol. 5, no. 3, pp. 289-299. (in Russ.). DO1:10.33408/2519-237X.2021.5-3.289

19. Polevoda 1.1., Nekhan D.S. Fire resistance of centrifuged reinforced concrete columns. Vestnik Universiteta grazhdanskoi zashchity MChS Belarusi (Journal of Civil Protection). 2021, vol. 5, no. 2, pp. 139-158. (in Russ.). D01:10.33408/2519-237X.2021.5-2.139

20. Flint G. Fire induced collapse of tall buildings: Dr. tech. sci. diss. Edinburg, 2005. 393 p. (in Eng.).

21. Stelmakh S.A., Scherban E.M., Korobkin A.P., Tkacheva K.E., Osadchenko S.A., Kadrov A.A. Study of changes in strength properties along section thickness of high-strength centrifuged and vibro-centrifuged concrete. 10P Conference Series: Materials Science and Engineering. 10P Publishing, 2020. Vol. 905(1). P. 012060-012066 (in Eng.).

22. Michatek J., Sobotka M. Assessment of 1nternal Structure of Spun Concrete Using 1mage Analysis and Physicochemical Methods. Materials, 2020, vol. 13(18), pp. 3987-4011. (in Eng.). D01: 10.3390/ma13183987

23. Polevoda 1.1., Nekhan D.S. Experimental and theoretical studies of the physical and thermal characteristics of centrifuged concrete. Vestnik Universiteta grazhdanskoi zashchity MChS Belarusi (Journal of Civil Protection). 2019, vol. 3, no 3. pp. 255-267. (in Russ.). D01: 10.33408/2519-237X.2019.3-3.255

24. Nekhan D.S., Polevoda 1.1. Solution of the static problem of fire resistance of centrifuged reinforced concrete columns Vestnik Polotskogo gosudarstvennogo universiteta. Seriia F. Stroitelstvo. Prikladnye nauki (Bulletin of Polotsk State University. Series F. Construction. Applied Sciences). 2021, no. 8, pp. 94-106. (in Russ.).

25. Golovanov V.1., Pekhotikov A.V., Pavlov V.V., Engineering method for designing fire resistance of steel constructions protected by knauf-fireboard plates. Pozharnaia bezopasnost (Fire and Explosion Safety). 2016, vol. 27, no. 2-3, pp. 171-178. (in Russ.).

26. Basakovich 1.A., Botyan S.S., Zhamoydik S.M., Kudryashov V.A., 0syaev V.A., Polevoda 1.1. Fire-retardant efficiency of KNAUF F1REB0ARD gypsum boards for vertical steel profiles of various grades. Vestnik Universiteta grazhdanskoi zashchity MChS Belarusi (Journal of Civil Protection). 2019, vol. 3, no. 3, pp. 268-282. (in Russ.). D01:10.33408/2519-237X.2019.3-3.268.

27. Zhamoydik S.M. Methodology for assessing the fire resistance of steel columns with structural fire protection located along the perimeter of the premises. Vestnik komandno-inzhenernogo instituta MCHS Respubliki Belarus (Bulletin of the Command and Engineering 1nstitute of the Ministry of Emergency Situations of the Republic of Belarus). 2016, no. 1, pp. 39-51. (in Russ.).

ИНФОРМАЦИЯ ОБ АВТОРЕ Иван Иванович ПОЛЕВОДА

Кандидат технических наук, доцент

Начальник Университета гражданской защиты Министерства

по чрезвычайным ситуациям Республики Беларусь,

Минск, Республика Беларусь

SPIN-код: 1662-9457

Ди^огЮ: 1034546

ORCID: 0000-0003-2469-3553

ip@ucp.by

Сергей Михайлович ЖАМОЙДИК

Кандидат технических наук, доцент

Профессор кафедры пожарной безопасности,

Университет гражданской защиты Министерства

по чрезвычайным ситуациям Республики Беларусь,

Минск, Республика Беларусь

SPIN-код: 4671-3890

Ди^огЮ: 1047561

ORCID: 0000-0003-0407-5176

zhamoidik.kii@gmail.com

Денис Сергеевич НЕХАНЬ И

Старший преподаватель кафедры пожарной безопасности,

INFORMATION ABOUT THE AUTHOR Ivan I. POLEVODA

PhD in Engineering, Associate Professor

Head of University of Civil Protection of the Ministry

for Emergency Situations of the Republic of Belarus,

Minsk, Republic of Belarus

SPIN-KOfl: 1662-9457

AuthorlD: 1034546

ORCID: 0000-0003-2469-3553

ip@ucp.by

Sergey M. ZHAMOIDIK

PhD in Engineering, Associate Professor

Professor of Fire Safety Department

University of Civil Protection of the Ministry

for Emergency Situations of the Republic of Belarus,

Minsk, Republic of Belarus

SPIN-KOfl: 4671-3890

AuthorlD: 1047561

ORCID: 0000-0003-0407-5176

zhamoidik.kii@gmail.com

Denis S. NEKHAN e

Senior lecturer of Fire Safety Department,

Университет гражданской защиты Министерства по чрезвычайным ситуациям Республики Беларусь Минск, Республика Беларусь SPIN-код 3773-9964 Аи^огЮ: 1037873 ORCID: 0000-0001-7838-4663 Н denis_nechany@mail.ru

Поступила в редакцию 21.04.2022 Принята к публикации 23.04.2022

University of Civil Protection of the Ministry

for Emergency Situations of the Republic of Belarus,

Minsk, Republic of Belarus

SPIN-KOfl: 3773-9964

AuthorlD: 1037873

ORCID: 0000-0001-7838-4663

H denis_nechany@mail.ru

Received 21.4.2022 Accepted 23.04.2022

Для цитирования:

Полевода И. И, Жамойдик С. М, Нехань Д. С. Огнестойкость железобетонных колонн с конструктивной огнезащитой // Пожары и чрезвычайные ситуации: предупреждение, ликвидация. 2022. № 2. С. 67-81. 001:10.25257/РЕ.2022.2.67-81

For citation:

Polevoda 1.1., Zhamoidik S.M., Nekhan D.S. Fire resistance of reinforced concrete columns with structural fire retardance. Pozhary i chrezvychaynyye situatsii: predotvrashcheniye, likvidatsiya (Fire and emergencies: prevention, elimination). 2022, no. 2, pp. 67-81. D01:10.25257/FE.2022.2.67-81