CC BY
28
ОЦЕНКА ЗНАЧЕНИЙ «КОЭФФИЦИЕНТА УСЛОВИЙ РАБОТЫ МАТЕРИАЛА КОНСТРУКЦИЙ » И «КРИТИЧЕСКОЙ
ТЕМПЕРАТУРЫ ПРОГРЕВА МАТЕРИАЛА» ДЛЯ СЛУЧАЯ
КОМБИНИРОВАННЫХ ОСОБЫХ ВОЗДЕЙСТВИЙ (СНЕ) С УЧАСТИЕМ ПОЖАРА
ESTIMATION VALUES OF THE «COEFFICIENT OF SERVICE CONDITIONS» AND «CRITICAL TEMPERATURE OF THE MATERIALS» AT THE COMBINED HAZARDOUS EFFECTS (CHE) WITH FIRE PARTICIPATION
1 2
B.M. Ройтман , Д.Н. Приступюк
V.M. Roytman1, D.N. Pristupyuk2
'ГОУ ВПО МГСУ 2Академия ГПС МЧС России
Рассмотрены особенности оценки значений «коэффициента условий работы материала конструкций» и «критической температуры прогрева материала» при комбинированных особых воздействиях (СНЕ) с участием пожара на строительные конструкции.
There are considered Features of an estimation of values «coefficient of service conditions» and «critical temperature of the materials» at the combined hazardous effects on building constructions (CHE) with fire participation.
Введение
В теории расчета строительных конструкций по предельным состояниям, особенности работы строительных материалов в конструкциях учитываются с помощью различных коэффициентов условий работы [6,7].
При расчетах строительных конструкций на огнестойкость (на способность сопротивляться воздействию пожара), также используется этот показатель, получивший название «коэффициент условий работы материалов конструкций при пожаре» [4,7-9].
Кроме того, в ряде случаев, для расчета конструкций на огнестойкость используется еще один, связанный с первым, показатель - «критическая температура прогрева материала при пожаре» [4,7-9].
Особенностью классической теории огнестойкости строительных конструкций является то, что значение критической температуры нагрева материала конструкции, при расчетах пределов огнестойкости конструкций, имеет фиксированное значение, соответствующее расчетному уровню нормативной рабочей нагрузки на эту конструкцию.
Одной из характерных особенностей оценки стойкости зданий и сооружений при СНЕ с участием пожара, в отличие от классических расчетов огнестойкости конструк-
1/2П11 ВЕСТНИК
_угогт_мгсу
ций, [8], является необходимость в определении значений «коэффициента условий работы материалов конструкций» или «критической температуры прогрева материала» с учетом изменяющегося уровня поврежденности и уровня нагружения этих конструкций.
Для этих целей была разработана специальная методика обработки результатов экспериментальных исследований о поведении материалов строительных конструкций в условиях пожара [3,4,7-9].
Возможности этой методики показаны на примете тяжелого бетона с гранитным заполнителем и стали А400.
Оценка изменения критической температуры нагрева ДТь,ег тяжелого бетона с крупным заполнителем из силикатных пород в зависимости от изменения уровня нагружения уь=оь/К
Известны соотношения [3,9] между уровнем нагружения бетонов и их критической температурой прогрева в условиях пожара, полученные путем специальных экспериментальных исследований.
Для тяжелого бетона эти соотношения приведены в таблице 1.
Таблица 1
Значения критической температуры нагрева Ть,ег тяжелого бетона с крупным заполни-
телем из силикатных пород в зависимости от уровня нагружения уь=дь /К
Уь=«ь/Кь 0,95 0,85 0,70 0,55 0,35 0,20 0,05
Т А ь.ег? ^ 200 300 400 500 600 700 800
Определим зависимость между увеличением уровня нагружения Дуь= Доь /Яь тяжелого бетона (на гранитном заполнителе) и изменением значения его критической температуры нагрева ДТь,ег при пожаре.
Для этой цели проводилась обработка данных таблицы 1.
Обработка этих данных (см.табл.2, 3, 4) включала следующие операции:
1. Выбирался определенный начальный уровень нагружения уы = Тм
= 0,35; ?ь3 = 0,202. Последовательно, для каждого начального уровня нагружения уъ у2, у3 определялись величины Дуь= Доь /Яь и соответствующие им величины ДТь,сг.
3. Полученные значения заносились в таблицы 2,3,4.
Таблица 2
Величины Д/ь=Дрь / Яь и соответствующие величины ДТь,ег при = 0,55
Уь=аь/Кь 0,95 0,85 0,70 0,55
Т А ь.ег? ^ 200 300 400 500
Д/ь= А^ь/К 0,4 0,3 0,15 0
ДТь.ег9 С - 300 - 200 - 100 0
Таблица 3
Величины Дуь= Дрь /К и соответствующие величины ДТь,ег при у2 = 0 35
Уь=аь/Кь 0,95 0,85 0,70 0,55 0,35
Т А ь.ег? ^ 200 300 400 500 600
Дуь= Доь/Кь 0,60 0,50 0,35 0,20 0
ДТь.ег9 С - 400 - 300 - 200 - 100 0
Таблица 4
Величины Дуь= Дяь /Яь и соответствующие величины ДТь,ег при у3 = 0,20
Уь=Оь/Яь 0,85 0,70 0,55 0,35 0,20
Т А Ь,ег? ^ 300 400 500 600 700
Ауь= Ааь/Яь 0,65 0,50 0,35 0,15 0
ATь,еr, С - 400 - 300 - 200 -100 0
4. По полученным данным (см. табл.2, 3, 4) строился график снижения значений критической температуры нагрева АТь,ег тяжелого бетона (на гранитном заполнителе) в зависимости от увеличения уровня нагружения Ауь= Аоь/Яь (см. рис.1).
Оценка изменения критической температуры нагрева АТ8,ег арматурных сталей в зависимости от изменения уровня нагружения у 8=а8/Я
Эта оценка проводилась, на пример стали класса А400, по схеме аналогичной той, по которой проводился анализ поведения бетона в рассматриваемых условиях. В качестве исходных данных для этой оценки использовались известные данные [3,9] об изменении сопротивления арматурных сталей в условиях высокотемпераурного прогрева (см. табл.5.).
Таблица 5
Изменение критической температуры нагрева Т8,ег арматурной стали класса А400 в
зависимости от уровня нагружения у 8=р8/К8, [5,6]
у8=а8/И8 1,15 1,0 0,95 0,75 0,60 0,45 0,30
Т 0С 400 435 450 500 550 600 650
Определялась зависимость между увеличением уровня нагружения Ау 8=Дя8 /Я арматурной стали класса А400 и изменением значения его критической температуры нагрева АТ8,ег при пожаре.
Для этой цели проводилась обработка данных таблицы 5. Обработка данных таблицы 5 включала следующие операции:
1. Выбирался определенный начальный уровень нагружения у81 = 0,75. . у82 = 0,6
ТяЗ = 0,452. Последовательно, для каждого начального уровня нагружения уаъ Тяг, ?«3 определялись величины Ау8= Да8 /Я и соответствующие им величины
3. Полученные значения заносились в таблицы 6, 7, 8.
Таблица 6
Величины Ау8= Ар8/Яь и соответствующие величины АТ8,ег при у81 = 0,75_
у8=а8/И8 1,15 1,00 0,95 0,75
Т 0С 400 435 450 500
Ау8= Ар8/Я8 0,40 0,25 0,2 0,0
АТ 0Г - 100 - 65 - 50 0,0
Таблица 7
_Величины Ау8= Ар8/Яь и соответствующие величины АТ8,ег при у82 = 0,б0
у8=р8/Я 1,15 1,00 0,95 ' 0,75 ' 0,60
Т„.Г. 0С__400__435__450__500__550
Ау,= Ар8/Я8__0,55__040__0,35__0,15__0,0
АТ8,сг, 0С - 150 - 115 - 100 - 50 0,0
1/2011
ВЕСТНИК _МГСУ
Таблица 8
Ys=Gs /Rs 1,15 1,00 0,95 0,75 0,60 0,45
Т 0С 400 435 450 500 550 600
Ajs= AOs/Rs 0,70 0,55 0,50 0,30 0,15 0,0
АТ 0Г А s.er? w - 200 - 165 - 150 - 100 - 50 0,0
4. По полученным данным (см. табл.6, 7, 8) строился график снижения значений критической температуры нагрева ДТ8,СГ арматурной стали класса А400 в зависимости от увеличения уровня нагружения Ду8= Дя8 /Яь (см. рис.1.).
Ду-Да R
0,2 0,<t 5,6 о, а Н-1—
-.100 -
f § -300+
¥
400
I
Рис.1. Снижение значения критической температуры нагрева ДТег в зависимости от увеличения уровня нагружения Ду= Да / R: - ДТь,ег тяжелого бетона (на гранитном заполнителе);
- ДТ8,СГ арматурной стали класса А400.
Анализ полученных данных
Рассмотрение полученных графиков (см. рис.1) позволяют сделать вывод о том, что, с точностью достаточной для инженерных расчетов, эти графики ДТ8,СГ (Ду8 = Дя8 /R) и ДТь,ег (Дуь= Доь/Rb) представляют собой функциональные зависимости между пропорциональными величинами, которые, практически не зависят от начального уровня нагружения материала.
Для инженерных расчетов стойкости железобетонных конструкций при комбинированных особых воздействиях с участием пожара можно использовать следующие эмпирические зависимости, полученные из графика рис.1:
- для тяжелого бетона:
Д/ь= -0,00154 ДТь ( 1 )
ДТь,сг = -650 Дуь ( 2 )
- для арматурной стали класса А400:
s
Ays = - 0,00347 ATs ( 3 )
ATcrs = - 288 Ays ( 4 )
Заключение
1. Обращается внимание на необходимость учета особенностей оценки значений «коэффициента условий работы» и «критической температуры прогрева материала» при СНЕ с участием пожара.
2. Разработана методика оценки «коэффициента условий работы» и «критической температуры прогрева материала» при СНЕ с участием пожара.
3. Получены зависимости «коэффициента условий работы» и «критической температуры прогрева материала» при СНЕ с участием пожара для характерных видов бетона и арматурной стали.
4. Эти данные были использованы при реконструкции поведения наружного кольца здания Пентагона во время событий 11 сентября 2001 года.
Литература:
1. Бушев В.П., Пчелинцев В.А., Федоренко B.C., Яковлев А.И. Огнестойкость зданий. . М.: Стройиздат, 1970.
2. Милованов А.Ф. Огнестойкость железобетонных конструкций, М., Строийизат, 1986.
3. Рекомендации по расчету пределов огнестойкости бетонных и железобетонных конструкций, НИИЖБ, Стройиздат, М., 1986.
4. Ройтман В.М. Инженерные решения по оценке огнестойкости проектируемых и реконструируемых зданий. - М.: Пожнаука, 2001. - 381 с.
5. СНиП 52-01-2003 «Бетонные и железобетонные конструкции. Основные положе-ния».М.,2003.
6. СП 53-102-2004 Общие правила проектирования стальных конструкций. М.,2004.
7. СТО 36554501-006-2006. Правила по обеспечению огнестойкости и огнесохранности железобетонных конструкций.
8. Теличенко В. И., Ройтман В.М. Обеспечение стойкости зданий и сооружений при комбинированных особых воздействиях с участием пожара - базовый элемент системы комплексной безопасности. - Повышение безопасности зданий и сооружений в процессе строительства и эксплуатации (19 мая 2010 г.) / Мат-лы 1-го Национального конгресса «Комплексная безопасность в строительстве 2010», ВВЦ, 18-21 мая 2010 г., Москва, ВВЦ: Сб. научн. трудов. Вып. 9. -М. 2010, с.15-29.
9. Яковлев А.И. Расчет огнестойкости строительных конструкций. -М.: Стройиздат, 1988. The literature:
1. Bushev V. P., Pchelintsev V. A., Fedorenko V. S., Yakovlev A.I. Fire resistance of buildings. M.: Stroyizdat, 1970.
2. Milovanov A.F. Fire resistance of ferro-concrete designs, M, Stroyizdat, 1986.
3. Recommendations about calculation of limits of fire resistance of concrete and ferro-concrete designs, NIIZB, Stroyizdat, M, 1986.
4. Roytman V.M. Engineering decision of fire resistance projected and reconstructed buildings. - M: Pozhnauka, 2001. - 381.
5. SNIP 52-01-2003 «Concrete and ferro-concrete designs. Substantive provisions». Moscow, 2003.
6. AC 53-102-2004 General rules of designing of steel designs. Moscow, 2004.
7. STO 36554501-006-2006. Rules on maintenance of fire resistance and firekept ferro-concrete designs.
1/2П11 ВЕСТНИК
_угогт_мгсу
8. Telichenko V. I, Roytman V.M. Maintenance of firmness of buildings and constructions at the combined special influences with fire participation - a base element of system of complex safety. -Increase of safety of buildings and constructions in the course of building and operation (on May, 19th, 2010) / Materials of 1st National congress «Complex safety in building 2010», the All-Russia Exhibition Centre, on May, 18-21th, 2010, Moscow, the All-Russia Exhibition Centre: Works. vol. 9. - M. 2010, pages 15-29.
9. Yakovlev A.I. Calculation of fire resistance of building designs. M.: Stroyizdat, 1988.
Ключевые слова: огнестойкость зданий, пожар, расчет, конструкция, материал, коэффициент условий работы материала, критическая температура прогрева материала, железобетон, комбинированные особые воздействия.
Keywords: fire resistance of the buildings, fire, estimate, construction, material, «coefficient of service conditions», «critical temperature of the materials», reinforced concrete, combined hazardous effects.
E-mail авторов: [email protected], [email protected]
Рецензент: Есин Владимир Михайлович, профессор кафедры пожарной безопасности в строительстве учебно-научного комплекса проблем пожарной безопасности в строительстве Академии Государственной противопожарной службы МЧС России, д.т.н., профессор.
2Q9
