CC BY
14
ПОЖАРОВЗРЫВОБЕЗОПАСНОСТЬ/FIRE AND EXPLOSION SAFETY. 2021. Т. 30. № 6. С. 73-86 POZHAROVZRYVOBEZOPASNOST/FIRE AND EXPLOSION SAFETY. 2021; 30(6):73-86
НАУЧНАЯ СТАТЬЯ / RESEARCH PAPER
УДК 691.32:614.841.343
https://doi.org/10.2 2 2 27/08 69-74 93.2 021.30.06.73-86
Расчет фактического предела огнестойкости ограждающей стены с волноотражающим козырьком группы мазутных резервуаров
Сергей Александрович Швырков, Ян Игоревич Юрьев Анатолий Павлович Петров, Владимир Петрович Назаров
Академия Государственной противопожарной службы Министерства Российской Федерации по делам гражданской обороны, чрезвычайным ситуациям и ликвидации последствий стихийных бедствий, г. Москва, Российская Федерация
Введение. Согласно ГОСТ Р 53324-2009 для полного удержания разливающегося потока жидкости при разрушении резервуара может устанавливаться ограждающая стена с волноотражающим козырьком, которая должна быть сплошной по периметру, выполняться из негорючих материалов и иметь предел огнестойкости не менее Е 150. Как правило, для строительства таких преград используют разновидности тяжелого бетона. Однако фактический предел огнестойкости конструкции зависит как от ее геометрических параметров, так и от теплотехнических характеристик и прочностных свойств применяемого вида бетона в условиях длительного воздействия углеводородного режима пожара. Работа посвящена расчетной оценке фактического предела огнестойкости ограждающей стены с волноотражающим козырьком из тяжелого бетона для группы резервуаров, входящих в состав мазутного хозяйства теплоэлектроцентрали.
Методика расчета и полученные результаты. Используя результаты исследований по обоснованию углеводородного режима пожара пролива горючей жидкости при разрушении резервуара, эмпирические зависимости для определения теплотехнических параметров тяжелого бетона, а также экспериментальные данные по изменению прочности бетона на сжатие при температурах до 1200 °С, выполнен расчет фактического предела огнестойкости ограждающей стены с волноотражающим козырьком для группы мазутных резервуаров. Результаты расчетов показали, что принятая проектом конструкция преграды способна сохранять устойчивость более 10 ч. При этом несущая способность стены более чем в 11 раз превышает изгибающий момент от нормативной нагрузки, то есть огнестойкость преграды не менее RE 600, что в 4 раза превышает нормативный показатель для таких типов ограждений.
Выводы. Для расчета фактического предела огнестойкости ограждающих стен резервуарных парков хранения нефти и нефтепродуктов может быть использован общий алгоритм расчета, приведенный в СП 468.1325800.2019, при этом в качестве исходных данных рекомендуются к использованию результаты указанных выше теоретических и экспериментальных исследований.
Ключевые слова: резервуарный парк; углеводородный пожар; тяжелый бетон; преграда; несущая способность; целостность
Для цитирования: Швырков С.А., Юрьев Я.И., Петров А.П., Назаров В.П. Расчет фактического предела огнестойкости ограждающей стены с волноотражающим козырьком группы мазутных резервуаров // Пожаровзрывобезопасность/Fire and Explosion Safety. 2021. Т. 30. № 6. С. 73-86. DOI: 10.22227/08697493.2021.30.06.73-86
ЕЗ Юрьев Ян Игоревич, e-mail: [email protected]
The analysis of the fire resistance limit of an enclosing wall with a wave-resisting visor as the protection for a group of fuel oil tanks
Sergey A. Shvyrkov, Yan I. Yurye^, Anatoliy P. Petrov, Vladimir P. Nazarov
Introduction. An enclosing wall with a wave-resisting visor may be installed to resist the flow of a liquid spill during a tank collapse in accordance with GOST R 53324-2009. This wall should be continuous along the perimeter; it must be made of incombustible materials and have the fire-resistance limit of not less than E 150.
© С.А. Швырков, Я.И. Юрьев, А.П. Петров, В.П. Назаров, 2021
АННОТАЦИЯ
The State Fire Academy of the Ministry of Russian Federation for Civil Defense, Emergencies and Elimination on Consequences of Natural Disasters, Moscow, Russian Federation
ABSTRACT
As a rule, varieties of heavy concretes are used to construct these walls. However, the actual fire-resistance limit of a structure depends on both its geometric parameters, thermal characteristics and strength properties of concrete used in the case of the long-term exposure to the hydrocarbon fire regime. The work addresses the assessment of the actual fire resistance limit of an enclosing wall with a wave-resisting visor made of heavy concrete designed as the protection for a group of tanks at fuel oil facilities of a thermal power plant. Calculation methodology and results. The calculation of the actual fire resistance limit of an enclosing wall with a wave-resisting visor, designated for a group of fuel oil tanks was performed. The co-authors used the results of studies on the substantiation of a hydrocarbon fire resulting from a flammable liquid spill and a tank failure, empirical dependences for determining the thermal engineering parameters of heavy concrete, as well as experimental data on a change in the compressive strength of concrete at temperatures up to 1,200 °C. The calculation results show that this wall structure can maintain stability for more than 10 hours. Note that the load-bearing capacity of the wall is more than 11 times greater than the bending moment triggered by the standard load. Indeed, the fire resistance of the wall is not less than RE 600. It exceeds the normative values for these types of walls by a factor of four.
Conclusions. A common algorithm can be used to calculate the actual fire-resistance limit of enclosing walls of oil and petroleum product tank storage facilities, set by Construction Regulations 468.1325800.2019. At the same time, the results of the above theoretical and experimental studies are recommended for use as the initial data.
Keywords: tank farm; hydrocarbon fire; heavy concrete; barrier; bearing capacity; integrity
For citation: Shvyrkov S.A., Yuryev Ya.I., Petrov A.P., Nazarov V.P. The analysis of the fire resistance limit of an enclosing wall with a wave-resisting visor as the protection for a group of fuel oil tanks. Pozharo-vzryvobezopasnost/Fire and Explosion Safety, 2021; 30(6):73-86. DOI: 10.22227/0869-7493.2021.30.06.7386 (rus).
Yan Igorevich Yuryev, e-mail: [email protected]
Введение
В последнее десятилетие развитие транспортной системы в столице проводится активными темпами. Существенно увеличилась дорожная сеть, выросла протяженность линий московского метро, построены новые хорды и рокады. Однако интенсификация дорожного строительства в городских условиях осложняет обеспечение пожарной безопасности как строящихся, так и рядом расположенных объектов. При этом наиболее часто возникают вопросы, связанные с сокращением противопожарных разрывов между указанными объектами защиты, что требует разработки дополнительных компенсирующих мероприятий. Так, в частности, при строительстве Северо-Восточной хорды (СВХ) возникла проблема сближения ряда транспортных развязок эстакадного типа с вертикальными стальными резервуарами (РВС) теплоэлектроцентрали ТЭЦ-11, предназначенными для хранения мазута и подготовки его к сжиганию [1].
Важно отметить, что резервуарные парки относятся к объектам повышенной пожаровзрыво-опасности, что обусловлено, в первую очередь, высокой вероятностью выхода горючей жидкости при аварии или пожаре РВС. При этом аварии РВС в населенных пунктах или при их расположении вблизи акваторий всегда приводят к значительному ущербу и часто сопровождаются травмами, а порой, и гибелью людей, если заранее не предусмотрены адекватные опасности защитные мероприятия [2-4]. В качестве подтверждения можно привести негативные последствия разрушения РВС с дизельным топливом на ТЭЦ в г. Норильске, сопровождавшиеся
объявлением чрезвычайной ситуации и приведшие к ущербу в более чем 100 млрд руб. [5].
Таким образом, в связи с возникшими частичными сокращениями противопожарных разрывов от рассматриваемых резервуаров ТЭЦ-11 до проектируемых участков автомагистрали специалистами Академии ГПС МЧС России предложено в качестве компенсирующего мероприятия взамен земляного обвалования группы резервуаров обустроить монолитную железобетонную ограждающую стену с вол-ноотражающим козырьком.
В соответствии с требованиями ГОСТ Р 533242009 «Ограждения резервуаров. Требования пожарной безопасности»1 такая преграда должна рассчитываться на гидродинамическое давление потока жидкости, быть замкнутой и иметь предел огнестойкости не меньше Е 150. Известно, что под пределом огнестойкости строительной конструкции понимается промежуток времени от начала огневого испытания при стандартном температурном режиме пожара до наступления одного из нормированных для данной конструкции предельных состояний по огнестойкости. В связи с этим, возникает вопрос о корректности применения для определения предела огнестойкости рассматриваемой конструкции преграды стандартного метода испытаний, так как температурный режим пожара пролива горючей жидкости при разрушении РВС имеет ряд существенных отличий от стандартного температурного режима пожара. В частности, среднеповерхностная температура пламени боль-
1 ГОСТ Р 53324-2009. Ограждения резервуаров. Требования пожарной безопасности: утвержден и введен в действие приказом Федерального агентства по техническому регулированию и метрологии от 18 февраля 2009 г. № 100-ст.
шинства горючих жидкостей — 1200 °С, быстрый рост температуры пожара за счет сгорания значительного количества нагрузки и поддержание ее до полного выгорания разлитой горючей жидкости, пожар в границах ограждения с постоянным и неограниченным доступом кислорода, непосредственное воздействие пламени пожара на преграду [6]. При этом важно указать, что в мировой практике нашли широкое применение температурные режимы пожаров, существенно отличающиеся от стандартного температурного режима пожара [7-17].
В связи с вышесказанным, для расчетного определения фактического предела огнестойкости предложенной конструкции преграды, что и являлось целью настоящей статьи, ранее были выполнены комплексные исследования, в результате которых определены теплотехнические и прочностные характеристики рассматриваемых видов бетона в условиях воздействия «реального» пожара, характерного для горения горючей жидкости при разрушении РВС [6, 18-20].
Используя указанные результаты исследований для достижения поставленной в настоящей статье цели, решались следующие задачи:
• выполнение расчета огнестойкости ограждения по потере целостности;
• выполнение расчета огнестойкости ограждения по несущей способности;
• получение зависимости несущей способности ограждающей стены и изгибающего момента от различной продолжительности воздействия углеводородного режима пожара;
• сравнение полученного значения фактического предела огнестойкости ограждающей стены с волноотражающим козырьком с нормативным значением для ограждений резервуарных парков.
Расчетные методы и результаты решений
Геометрические размеры ограждения в зависимости от длины вылета волноотражающего козырька рассчитывались по методу, приведенному в приложении А ГОСТ Р 53324-2009, а параметры его устойчивости к воздействию потока жидкости на основе численного решения уравнений гидродинамики, постановка задач и частные случаи которых рассмотрены в [4].
Для определения фактического предела огнестойкости ограждения применялась методика, изложенная в СП 468.1325800.2019 «Бетонные и железобетонные конструкции. Правила обеспечения огнестойкости и огнесохранности»2, с учетом резуль-
татов ранее выполненных исследований [4, 6, 18-20], включающих:
• обоснование углеводородного режима пожара (УРП) пролива топлива при квазимгновенном разрушении резервуара;
• нахождение соотношений для оценки теплотехнических параметров тяжелого бетона с наполнителем из гранитной крошки, торкрет-бетона и фиброторкрет-бетона со стальной фиброй в условиях УРП;
• получение опытных данных по кубической и призменной прочности исследуемых образцов бетона в условиях УРП;
• построение графических зависимостей для оценки температуры в слое конструкции ограждения различной толщины при одностороннем воздействии УРП до 10 ч.
На рис. 1 показано техническое решение защитного ограждения.
Принятые допущения:
1) толщина стены по всей высоте принята по наименьшему проектному значению, равному 1000 мм;
2) при оценке огнестойкости не учитывалось воздействие на стену гидростатического давления от разлившегося в границах ограждения мазута на высоте 2,02 м при разрушении РВС № 1, поскольку в соответствии с данными, представленными в [21], это давление (Рст = 0,196 105 Па) в шесть раз меньше гидродинамического давления мазута (Ргд = = 1,254 105 Па), действующего на этой высоте на стену при полном разрушении указанного резервуара:
• площадь внутри обвалования группы резервуаров: £об = 12 582,04 м2;
- Нст.р3
2 Бетонные и железобетонные конструкции. Правила обеспече-
ния огнестойкости и огнесохранности (СП 468.1325800.2019) : утвержден приказом Министерства строительства и жилищ-
но-коммунального хозяйства Российской Федерации от 10 де-
кабря 2019 г. № 790/пр и введен в действие с 11 июня 2020 г.
• высота стенки РВС № 1-3: Нстр1 = Нстр2 = 17,88 м;
• диаметр РВС № 1-3: Dр1 = Dр2 = 39,9 м; Dр3 = = 28,5 м;
• максимальный уровень мазута в РВС № 1-3:
Нжр1 = Нжр2 = Нжр3 = 17,25 м;
• площадь зеркала поверхности мазута в РВС № 1-3: £р1 = Бр2 = 1249,73 м2; £р3 = 637,62 м2;
• объем мазута в РВС № 1-3: Гр1 = Ур2=21 557,81 м3; Ур3 = 10 998,88 м3;
• плотность мазута: рм = 960 кг/м3;
• площадь разлива мазута в обваловании: 5"р = = йб - Яр2 - 5р3 = 10 694,69 м2;
• максимальный уровень мазута, разлившегося при разрушении РВС № 1: Нж тах = Ур\/Бр = 2,02 м.
Расчет огнестойкости ограждения по потере целостности
В СП 468.1325800.2019, а также в [22] указано, что при пожаре в железобетонных конструкци-
2500
+7500 15830^
+2020 1528Щ,
0,000 150,80],
-2300
-10150 14055^
A - A 1000 мм / mm
î t î î Î
в СП 468.1325800.2019, входящие в которую параметры даны в табл. 1:
. ааыЕы Р^з К\Ул
(1)
При значениях F > 4 хрупкое разрушение бетона при пожаре возможно, при этом предел огнестойкости по потере целостности не будет превышать Е 15.
Известно, что максимальный процент влажности бетон имеет при эксплуатации во влажных условиях, а также в ближайшие 3-4 недели после изготовления из него строительной конструкции. Используя формулу (1), определим критерий F для рассматриваемой конструкции ограждения в первый месяц влажного твердения бетона при относительной влажности воздуха более 73 %.
В соответствии с СП 468.1325800.2019 для бетона с соотношением Вода/Цемент > 0,4: п = Це-мент(Вода/Цемент - 0,2)-10-3 (табл. 2).
Объемная эксплуатационная влажность бетона при принятых условиях определяется по формуле:
Wa = W,p IQ"3,
(2)
где W^¡ — равновесная влажность бетона, принимаемая по СП 468.1325800.2019; для рассматриваемого случая численное значение Wэ = 0,065. Тогда
1,16 • 10 2 • 8,25 10 6 • 2,16 • 10 4 • 2220 • 0,065
F = -
0,58 • 0,94 • 0,105 = 5,21.
!в Tb
Рис. 1. Техническое решение защитной стены Fig. 1. Technical solution for a protective wall
ях, влажность которых превышает 3,5 %, возможно взрывообразное разрушение бетона. Как правило, через 5.. .20 мин после начала пожара в таких конструкциях образуются сквозные отверстия или трещины, которые сопровождаются отколами бетона от нагреваемой поверхности. Причина этого явления заключается в образовании трещин в структуре бетона и их переход в неравновесное спонтанное развитие под воздействием внешней нагрузки и неравномерного нагрева и фильтрации пара по толщине сечения элемента.
Для оценки возможности разрушения бетона при пожаре используется критерий хрупкого разрушения F, вычисляемый по формуле, приведенной
Вследствие того, что расчетное значение критерия F > 4, сделан вывод о возможном хрупком разрушении бетона в конструкции ограждающей стены в течение первых 20 мин ее прогрева на пожаре. Кроме этого, в СП 468.1325800.2019 указано, что в строительных конструкциях толщиной не менее 200 мм может произойти отбойка бетонных кусков до 100 мм, что сопровождается снижением толщины конструкции. Данное явление может иметь место и в рассматриваемой конструкции ограждающей стены с минимальным проектным сечением 1000 мм. Поэтому в дальнейшем оценка огнестойкости рассматриваемого ограждения с учетом снижения его толщины на 100 мм должна выполняться по потере несущей способности вследствие того, что сначала наступает предел огнестойкости по R, а затем по Е.
Расчет огнестойкости ограждения по несущей способности
В расчете параметры волноотражающего козырька были неизменными. Данные для расчета приведены в табл. 3.
h
Таблица 1. Параметры для определения критерия хрупкого разрушения Table 1. Parameters for the Criterion of Brittle Fracture
Параметр Обозначение, размерность Значение
Symbol, dimension Value
Плотность сухого бетона Density of dry concrete p, кг/м3 p, kg/m3 2220,0
Объемная эксплуатационная влажность бетона Volumetric operating humidity of concrete W3, м3/м3 Wv, m3/m3 0,065
Коэффициент псевдоинтенсивности напряжений бетона Coefficients of pseudo-intensity of concrete stresses K\, МН-м-3/2 Kj, MN-m-3'2 0,58103
Пористость бетона Concrete porosity N 0,105
Коэффициент теплопроводности бетона при температуре 250 °С Coefficient of thermal conductivity of concrete at a temperature of 250 °C X, Вт/(м-°С) X, W/(m-°Ç) 0,94
Модуль упругости бетона Modulus of elasticity of concrete Ebt, МН/м2 Ebt, MN/m2 21,6103
Коэффициент температурной деформации Temperature deformation coefficient abt, °С-1 abt, °C-1 8,25-10-6
Коэффициент пропорциональности Coefficient of proportionality а, Вт-м-3/2кг a, Wm3/2kg 1,16 ■ 10-2
Таблица 2. Параметры бетонной смеси Table 2. Concrete mixture parameters
Concrete density, kg/m
Состав бетонной смеси, кг/м3
Concrete mixture composition, kg/m
Естественной
Сухого влажности Песок
Dry Natural Sand
humidity
2220 2370 700
Цемент
400
Вода
Щебень
185
Crushed stone Microsilica
1030
Микрокремнезем
Таблица 3. Параметры волноотражающего козырька Table 3. Oscillating visor parameters
Параметр Обозначение, Значение
Parameter Symbol, dimension Value
Высота стены от поверхности жидкости до козырька Height of the wall from the liquid surface to the vizor h1, м h1, m 0,9
Ширина расчетного участка стены Width of calculated wall section ДЬ, м ДЬ, m 1,0
Высота стены (до козырька) Height of wall (to visor) h, м h, m 4,48
Высота стены с козырьком выше поверхности жидкости Height of the visor wall above the liquid surface H, м H, m 5,48
Ширина участка стены (при расчете ekzrk принято d = 1,0 м) Width of wall section (d = 1.0 m was assumed for ekzrk calculation) d, м d, m 0,9
Cement
Продолжение табл. 3 / Continuation of the Table 3
Parameter
Армирование стены Wall reinforcement
Расстояние от оси арматуры до края необогреваемой части стены
The distance from the reinforcement rod axis to the edge of the unheated part of
the wall
Количество арматуры в верхней части Number of reinforcement rods in the upper part
Расстояние от оси арматуры до края обогреваемой части стены
The distance from the axis of reinforcement rods to the edge of the heated part of
the wall
Количество арматуры в одном ряду в нижней части
The number of reinforcement rods in one row in the bottom part
Диаметр стержней верхней арматуры The diameter of upper reinforcement rods
Диаметр стержней нижней арматуры The diameter of bottom reinforcement rods
Плотность бетона Concrete density
Начальная температура Initial temperature
Расчетная длина козырька Estimated length of the visor
Расчетная толщина козырька стены Estimated thickness of the wall visor
Давление от веса стенки: PgsStnk = Abhh40pt Pressure from the weight of the wall: Pgstnk = Abhh40pt
Высота козырька Visor height
Давление от козырька Pressure from the visor
Давление от стены Pressure from the wall
Эксцентриситет приложения нагрузки от веса козырька: fd-1000 ^
2
у
Eccentricity of the load application from the weight of the visor: '¿■1,000 N
-x„ +
Обозначение, размерность
Symbol, dimension
Расстояние от центра тяжести козырька до стенки
The distance from the centre of gravity of the visor to the wall
ав1, мм av1, mm
Njj, шт. Nv, pcs.
ан1, мм an1, mm
Nffi шт. Nn, pcs.
0в, MM
d^ mm
djj, мм dn, mm
pt, кг/м3 pt, kg/m3
Тн, °С Tn, °С
Lkzrk , M Lkzrk , m
Bkzrh M
Bkzrb m
P H
r g,stnk -Л-
P N
1 g,stnk;
Hkzrh M Hkzrh m
P H
g,kzrh r-L
Pg,kzrb N
Pg,totah H Pg,totab N
ekzrh MM
ekzrk, mm
Xe, MM
xv, mm
Значение
90,0
90,0
28,0
28,0
2370,0
20,0
2,4
0,4
95 558,4
0,825
21 774,38
117 332,775
1112,59
612,59
9
5
Окончание табл. 3 /End of the Table 3
Параметр Обозначение, rawtimm Значение
Parameter Symbol, dimension Value
е Не
p:
2400 22001 2000 1800 1600 1400 1200 1000 800 600 400
0
--
Нес ущая спос обно сть с —о- тены —-i •>
Be aring capa ity o f the w all
Несущая способность конструкции определяется на основе теплотехнической и прочностной задач, решения которых приведены в табл. 4.
В результате выполненных расчетов получены зависимости несущей способности ограждающей стены и изгибающего момента от различной продолжительности огневого воздействия, общий вид которых показан на рис. 2.
Общий вид преграды в резервуарном парке ТЭЦ-11 на стадии строительства представлен на рис. 3.
150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650
Изгибающий момент от действующей нагрузки Bending moment caused by the acting load
Рис. 2. Несущая способность и изгибающий момент ограждающей стены в зависимости от продолжительности огневого воздействия при пожаре пролива мазута (толщина стены — 900 мм, диаметр арматуры А500 — 28 мм)
Fig. 2. The bearing capacity and bending moment in an enclosing wall as a function of the time of fire exposure in case of a fuel oil spill fire (wall thickness — 900 mm, rebar diameter A500 — 28 mm)
Рис. 3. Общий вид ограждения со стороны РВС № 3
Fig. 3. General view of the enclosure as viewed from Vertical steel tank 3
Таблица 4. Решения теплотехнической и прочностной задач Table 4. Solutions of heat and strength problems
Параметр Обозначение, размерность Значение
Symbol, dimension Value
Теплотехническая задача Thermal engineering task
Теплофизические характеристики бетона при температуре Thermophysical characteristics of concrete at temperature Т, °G 450,0
Коэффициент теплопроводности, определяемый по [21] Thermal conductivity coefficient determined by [21] ltem, Вт/(м °С) Km, W/(m °C) 0,885
Приведенный коэффициент температуропроводности: а red {сш + 50 W Po ared, мм2/с ared, mm2/s 0,28
The reduced thermal conductivity coefficient: a d = . . (Сйт+50Ж)р0
Коэффициент фиктивного слоя бетона [23] The coefficient of the fictitious concrete layer [23] Kb, с1/2 Kb, s1/2 36,32
Удельная теплоемкость Specific heat capacity GteÑ, Дж/(кг-°С) Gtem, J/(kg-°C) 1292,02
Параметр ared t Parameter мм mm 99,76
Толщина фиктивного слоя бетона: KbyjareJ мм mm 19,10
Thickness of fictitious concrete layer:: Kb-sJan!d
Ожидаемая температура прогрева бетона Anticipated temperature of concrete heating tbcr, G 500,0
Продолжение табл. 4 / Continuation of the Table 4
Параметр Обозначение, размерность Значение
Parameter Symbol, dimension Value
Температура арматуры на уровне ав The reinforcement temperature at level av tsl:, °С 20,0
Температура арматуры на уровне ан The reinforcement temperature at level an ts1, °С 1250,0
Обогреваемая температура бетона на поверхности Heated concrete surface temperature °С 1250,0
Необогреваемая температура бетона на поверхности Unheated concrete surface temperature tb_cold-> °С 20,0
r , tb cold + tb hot Усредненная температура бетона: tbtem = ——-—=—
Averaged concrete temperature: tbtem = Ь~Ш tbtem, С 635,0
Толщина ненесущего слоя бетона Thickness of non-load-bearing concrete layer 5, мм 5, mm 66,96
Критическая температура прогрева бетона Critical heating temperature of concrete tbcr, С 500,0
Прочностная задача (арматура А500 на уровне ав) Strength task (reinforcement A500 at av level)
Коэффициент снижения модуля упругости бетона необогреваемой поверхности Coefficient of reduction of the modulus of elasticity of concrete of the unheated surface ßbt 0,165
Коэффициент снижения прочности А500 A500 Strength reduction coefficient Y2 1,0
Коэффициент снижения модуля упругости А500 Coefficient of reduction of modulus of elasticity A500 ßs2 1,0
Коэффициент температурного расширения бетона Coefficient of thermal expansion of concrete abt, 1/°С 9 ■ 10-6
Предел прочности А500 при пожаре: Ru2 = y2Rsn A500 strength limit in case of fire: Rsu2 = j2Rsn Rsu2, МПа Rsu2, MPa 500,0
Параметры приведенного сечения стены Parameters of the reduced wall section
h0t = 1000d - aB - 5 h0t = 1,000d - av - 5 h0t, мм hot, mm 833,04
Гибкость элемента: X = l0/ht Element flexibility: X = l0/ht X 13,16
h0 = 1000d - aB h0 = 1,000d - av h0, мм h0, mm 900,0
Ml! = Мы кНм kNm 24,23
Mi = M11 кНм kNm 24,23
bt = Ab bt, мм bt, mm 1000,0
Продолжение табл. 4 / Continuation of the Table 4
Обозначение, размерность Значение
Symbol, dimension Value
Параметр
Parameter
ht= 1000c/-S
Коэффициент продольного изгиба: cpj = 1 +Мц/Мх Longitudinal bending coefficient: cpj = 1 +Мц/Мх
Эксцентриситет: e0 = 100QMu/N„ Eccentricity: <?,, = l~000Mu/N„
Л
8e = max
_ Asy\Es + AsbE$s2
|ia
bAEbht
Жесткость сечения: /
D = E$btbtf
0,0125 ф1(0,3 + 5е)
-0,175ц<х
' i. 4 %t~ad
Section rigidity:
D = Eb%tbthf
0.0125 ф1(0.3 + 5е)
Критическая сила: N =
Critical force: N..=-
+ 0.175|ia
icD
f i. 4 %t~ad
1000 (1000/0)L k2D
(/0iooo)2
1,000(1,000/„)-
л = 1/(1 -N,JNC1)
Прогиб стены: e, = tf(aslfsl - abltbcM) где a = 2 — коэффициент заделки
, N(/obOOO)2 Wall deflection: e, = a{asltsl-abltbcM)-—-,
where a = 2 — embedding factor
Эксцентриситет: e = e0r\ + 0,5(h0 - aHl) + et Eccentricity: e = e,jr\ + 0.5(h0 - а,Л) + et
Момент от нагрузки (продолжительность 150 мин): М„ = N„ ■ е/1000 Momentum caused by the load (duration 150 min): M„ = N„ ■ e/1,000
hh мм hh mm
Ф1
e0, мм e0, mm
8e, мм 8„, mm
¡ш
Д H-мм2 D, Nmm2
N„, kH
et, мм et, mm
e, мм e, mm
M„, kHM M„, kNm
Предполагаем: (x) — высота сжатой зоны меньше предельного значения, тогда: We assume: (х) — the height of the compressed zone is less than the limit value, then:
Высота сжатой зоны: x =
Rbnb
Height of the compressed zone : x = ^-^P + Rs"2 A^ ^«i
Rb„b
X, MM
x, mm
833,04 2,0 206,47
0,25 0,35
2,48 ■ 1014
20 421,83
1,0057
793,35
1451,02
170,25
99,59
Окончание табл. 4 /End of the Table 4
Параметр Обозначение, размерность Значение
Parameter Symbol, dimension Value
^ = x/h0t = 0,119; Îr2 = 0,49 — относительная высота сжатой зоны ^ = x/h0t = 0.119; Îr2 = 0.49 — relative height of the compressed zone
Так как условие ^ < iR2 выполняется, пересчитывать x не требуется, предположение верно Since the condition ^ < iR2 is satisfied, it is not necessary to recalculate x, the assumption is correct
Несущая способность стены при продолжительности пожара 150 мин: M = (Rbnbtx(( -0,5x) + RsJl Asnl -anl)) • 10-6 The bearing capacity of the wall during the fire is 150 min: M = {{b,x{ -0.5x) + Rsnll Asnl {{, -anl)) • 10 6 М, кНм М, kNm 2262,17
Действующая нагрузка Operating load Mn, кНм Mn, kNm 170,25
Выводы
В статье, используя результаты ранее выполненных исследований по определению теплотехнических параметров и прочностных характеристик различных видов бетонов в условиях углеводородного режима пожара, представлены итоги расчета фактического предела огнестойкости ограждающей стены с волноотра-жающим козырьком для группы мазутных резервуаров
ТЭЦ-11 г. Москвы. Расчеты показали, что принятая проектом конструкция ограждающей стены способна сохранять конструктивную целостность и функциональное назначение при длительном воздействии пожара пролива мазута, то есть огнестойкость рассматриваемой преграды составляет не менее 600, что в 4 раза превышает нормируемое значение для ограждений резервуарных парков (не менее Е 150).
СПИСОК ИСТОЧНИКОВ
1. Назаров В.П., Брушлинский Н.Н., Швырков С.А., Горячев С.А., Сучков В.П., Чирко А.С. Обеспечение пожарной безопасности объектов городской застройки при развитии транспортной инфраструктуры в области допустимого риска // Защита окружающей среды в нефтегазовом комплексе. 2009. № 1. С. 20-31.
2. Зарипова А.Р., Ганиева А.А., Колесник А.А. Анализ проблем прогнозирования разливов нефтепродуктов в резервуарных парках // Нефтегазовое дело. 2017. Т. 15. № 2. C. 192-196.
3. Владимиров В.А. Разливы нефти: причины, масштабы, последствия // Стратегия гражданской защиты: проблемы и исследования. 2014. Т. 4. № 1. С. 217-229. URL: https://www. elibrary.ru/item.asp?id=21490612
4. Швырков С.А. Пожарный риск при квазимгновенном разрушении нефтяного резервуара : монография. М. : Академия ГПС МЧС России, 2015. 289 с.
5. Зайцев А.М., Тульская С.Г., Скляров К.А. Причины и последствия аварии на складе ГСМ ТЭЦ 3 города Норильска // Градостроительство. Инфраструктура. Коммуникации. 2021. № 3 (24). С. 38-42.
6. Юрьев Я.И. Огнестойкость монолитных железобетонных ограждающих стен резервуарных парков : дис. ... канд. техн. наук. М., 2018. 152 с.
7. Stucchi R., Amberg F.A. A practical approach for tunnel fire verification // Structural Engineering International. 2020. No. 4. Vol. 30. Pp. 515-529. DOI: 10.1080/10168664.2020.1772697
8. Yan Zhi-guo, Shen Yi, Zhu He-hua, Li Xiao-jun, Lu Yong. Experimental investigation of reinforced concrete and hybrid fibre reinforced concrete shield tunnel segments subjected to elevated temperature // Fire Safety Journal. 2015. Vol. 71. Pp. 86-99. DOI: 10.1016/j.firesaf.2014.11.009
9. Yi Na-Hyun, Choi Seung-Jai, Lee Sang-Won, Kim Jang-Ho Jay. Failure behavior of unbonded bi-directional prestressed concrete panels under RABT fire loading // Fire Safety Journal. 2015. Vol. 71. Pp. 123-133. DOI: 10.1016/j.firesaf.2014.11.010
10. Ingason Haukur, Zhen Li Ying, LonnermarkA. Runehamar tunnel fire tests // Fire Safety Journal. 2015. Vol. 71. Pp. 134-149. DOI: 10.1016/j.firesaf.2014.11.015
11. Khan A.A., Usmani A., Torero J.L. Evolution of fire models for estimating structural fire-resistance // Fire Safety Journal. 2021. Vol. 124. P. 103367. DOI: 10.1016/j.firesaf.2021.103367
12. Chudyba K. Bezpieczenstwo pozarowe konstrukcji z betonu wedlug eurokodow (norm PN-EN) // Bezpieczenstwo i Technika Pozarnicza. 2016. Vol. 41. Issue 1. Pp. 85-96. DOI: 10.12845/ bitp.41.1.2016.9
13. Doherty P., Ali F., Nadjai A., Choi S. Explosive spalling of concrete columns with steel and polypropylene fibres subjected to severe fire // Journal of Structural Fire Engineering. 2012. Vol. 3. No. 1. Pp. 95-104. DOI: 10.1260/2040-2317.3.1.95
14. Siemon M., Zehfufi J. Behavior of structural tunnel elements exposed to fire and mechanical loading // Journal of Structural Fire Engineering. 2018. Vol. 9. No. 2. Pp. 138-146. DOI: 10.1108/ JSFE-01-2017-0020
15. Shirsath S.K., Yaragal S.C. Performance of hybrid fibre-reinforced concretes at elevated temperatures // Journal of Structural Fire Engineering. 2017. Vol. 8. No. 1. Pp. 73-83. DOI: 10.1108/JSFE-01-2017-0007
16. Abdi Moghadam M., Izadifard R.A. Effects of steel and glass fibers on mechanical and durability properties of concrete exposed to high temperatures // Fire Safety Journal. 2020. Vol. 113. P. 102978. DOI: 10.1016/j.firesaf.2020.102978
17. Paik J.K., Czujko J. Assessment of hydrocarbon explosion and fire risks in offshore installations: Recent advances and future trends // IES Journal Part A: Civil and Structural Engineering. 2016. Vol. 4. Pp. 167-179. DOI: 10.1080/19373260.2011.593345
18. Швырков С.А., Юрьев Я.И. Температурный режим пожара для определения предела огнестойкости ограждающих стен нефтяных резервуаров // Технологии техносферной безопасности. 2016. № 4. С. 50-56. URL: http://agps-2006.narod.ru/ttb/2016-4/20-04-16.ttb.pdf
19. 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/Fire and Explosion Safety. 2016. Т. 25. № 12. С. 5-12. DOI: 10.18322/ PVB.2016.25.12.5-12
20. Швырков С.А., Юрьев Я.И., Приступюк Д.Н. Результаты экспериментальных исследований прочностных характеристик различных типов бетона в условиях углеводородного пожара // Технологии техносферной безопасности. 2017. № 1. 6 с. URL: http://agps-2006.narod.ru/ ttb/2017-1/16-01-17.ttb.pdf
21. Крутов А.М. Экспериментально-расчетное определение основных параметров защитной стены для ограждения резервуарного парка мазутного хозяйства ТЭЦ-11, предназначенного для удержания потока мазута (волны прорыва), образующегося при квазимгновенном разрушении наибольшего резервуара группы (РВС-20000), в составе противопожарной защиты объекта, расположенного по адресу: г. Москва, участок 4-го транспортного кольца, ш. Энтузиастов - Измайловское ш., ул. Перовская, д.1А : отчет о НИР. Сергиев-Посад : ЗАО «Теплоогнезащита», 2007. 90 c.
22. Ройтман В.М. Инженерные решения по оценке огнестойкости проектируемых и реконструируемых зданий. М. : Ассоциация «Пожарная безопасность и наука», 2001. 382 с.
23. БубновВ.М., Карпов А.С. Огнестойкость железобетонных конструкций : учеб. пособие. М. : Академия ГПС МЧС России, 2009. 76 с.
REFERENCES
1. Nazarov V.P., Brushlinskij N.N., Shvyrkov S.A., Goryachev S.A., Suchkov VP., Chirko A.S. Ensuring of fire safety of urban construction objects under the development of transport infrastructure in the domain of permissible risk. Environmental protection in the oil and gas complex. 2009; 1:20-31. (rus).
2. Zaripova A.R., Ganieva A.A., Kolesnik A.A. Analysis of prognostic problems of petroleum spreads in tank parks. Petroleum Engineering. 2017; 15(2):192-196. (rus).
3. Vladimirov V.A. Oil spills: causes, magnitude, consequences. Civil Protection Strategy: Problems and Research. 2014; 4(1):217-229. URL: https://www.elibrary.ru/item.asp?id=21490-612 (rus).
4. Shvyrkov S.A. Fire risk in case of quasi-instantaneous destruction of an oil tank : monograph. Moscow, Academy of the state fire Service of emercom of Russia Publ., 2015; 289. (rus).
5. Zaytsev A.M., Tul'skaya S.G., Sklyarov K.A. Causes and consequences of the accident at the fuel and lubricants warehouse at CHPP 3 of the city of Norilsk. Urban planning. Infrastructure. Communications. 2021; 3(24):38-42. (rus).
6. Yur'yev Ya.I. Fire and industrial safety (construction industry). Moscow, 2018; 152. (rus).
7. Stucchi R., Amberg F.A. A practical approach for tunnel fire verification. Structural Engineering International. 2020; 30(4):515-529. DOI: 10.1080/10168664.2020.1772697
8. Yan Zhi-guo, Shen Yi, Zhu He-hua, Li Xiao-jun, Lu Yong. Experimental investigation of reinforced concrete and hybrid fibre reinforced concrete shield tunnel segments subjected to elevated temperature. Fire Safety Journal. 2015; 71:86-99. DOI: 10.1016/j.firesaf.2014.11.009
9. Yi Na-Hyun, Choi Seung-Jai, Lee Sang-Won, Kim Jang-Ho Jay. Failure behavior of unbonded bi-directional prestressed concrete panels under RABT fire loading. Fire Safety Journal. 2015; 71:123-133. DOI: 10.1016/j.firesaf.2014.11.010
10. Ingason Haukur, Zhen Li Ying, Lönnermark A. Runehamar tunnel fire tests. Fire Safety Journal. 2015; 71:134-149. DOI: 10.1016/j.firesaf.2014.11.015
11. Khan A.A., Usmani A., Torero J.L. Evolution of fire models for estimating structural fire-resistance. Fire Safety Journal. 2021; 124:103367. DOI: 10.1016/j.firesaf.2021.103367
12. Chudyba K. Bezpieczenstwo pozarowe konstrukcji z betonu wedlug eurokodow (norm PN-EN). Bezpieczenstwo i Technika Pozarnicza. 2016; 41(1):85-96. DOI: 10.12845/bitp.41.1.2016.9 (pol).
13. Doherty P., Ali F., Nadjai A., Choi S. Choi Explosive spalling of concrete columns with steel and polypropylene fibres subjected to severe fire. Journal of Structural Fire Engineering. 2012; 3(1):95-104. DOI: 10.1260/2040-2317.3.1.95
14. Siemon M., Zehfuß J. Behavior of structural tunnel elements exposed to fire and mechanical loading. Journal of Structural Fire Engineering. 2018; 9(2):138-146. DOI: 10.1108/JSFE-01-2017-0020
15. Shirsath S.K., Yaragal S.C. Performance of hybrid fibre-reinforced concretes at elevated temperatures. Journal of Structural Fire Engineering. 2017; 8(1):73-83. DOI: 10.1108/JSFE-01-2017-0007
16. Abdi Moghadam Mehrdad, Ramezan Ali Izadifard. Effects of steel and glass fibers on mechanical and durability properties of concrete exposed to high temperatures. Fire Safety Journal. 2020; 113:102978. DOI: 10.1016/j.firesaf.2020.102978
17. Paik J.K., Czujko J. Assessment of hydrocarbon explosion and fire risks in offshore installations: Recent advances and future trends. IES Journal Part A: Civil and Structural Engineering. 2016; 4:167179. DOI: 10.1080/19373260.2011.593345
18. 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; 4:50-56. URL: http://agps-2006.narod.ru/ttb/2016-4/20-04-16.ttb.pdf (accessed Jule 07, 2021). (rus).
19. 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. Pozharovzryvobez-opasnost /Fire and Explosion Safety. 2016; 25(12):5-12. DOI: 10.18322/PVB.2016.25.12.5-12 (rus).
20. 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. Technology of Technosphere Safety. 2017; 1(71). URL: http://agps-2006.narod.ru/ttb/2017-1/16-01-17.ttb.pdf (accessed Jule 07, 2021). (rus).
21. Krutov A.M. Experimental and computational determination of the main parameters of the protective wall for fencing the tank farm of the fuel oil facility at CHPP-11, designed to contain the flow offuel oil (breakthrough waves) formed during the quasiinstantaneous destruction of the largest reservoir of the group (RVS-20000), as part of the fire protection of the facility located at: Moscow, section of the 4th transport ring, sh. Enthusiasts — Izmailovskoe highway, st. Perovskaya, 1A : research report. Sergiev Posad, ZAO "Teploognezashchita", 2007; 90. (rus).
22. Roytman VM. Engineering solutions for assessing the fire resistance of designed and reconstructed buildings. Moscow, Association "Fire Safety and Science", 2001; 382. (rus).
23. Bubnov V.M., Karpov A.S. Fire resistance of reinforced concrete structures : training manual. Moscow, Academy of the state Fire Service of Emercom of Russia Publ., 2009; 76. (rus).
Поступила 08.07.2021, после доработки 13.10.2021;
принята к публикации 25.10.2021 Received July 8, 2021; Received in revised form October 13, 2021;
Accepted October 25, 2021
SAFETY OF BUILDINGS, STRUCTURES, OBJECTS Информация об авторах
ШВЫРКОВ Сергей Александрович, д-р техн. наук, профессор, профессор кафедры пожарной безопасности технологических процессов в составе Учебно-научного комплекса пожарной безопасности объектов защиты, Академия Государственной противопожарной службы Министерства Российской Федерации по делам гражданской обороны, чрезвычайным ситуациям и ликвидации последствий стихийных бедствий, Россия, 129366, г. Москва, ул. Бориса Галушкина, 4; РИНЦ ID: 765228; ORCID: 0000-0001-7449-8794; e-mail: [email protected];
ЮРЬЕВ Ян Игоревич, канд. техн. наук, старший преподаватель кафедры пожарной безопасности технологических процессов в составе Учебно-научного комплекса пожарной безопасности объектов защиты, Академия Государственной противопожарной службы Министерства Российской Федерации по делам гражданской обороны, чрезвычайным ситуациям и ликвидации последствий стихийных бедствий, Россия, 129366, г. Москва, ул. Бориса Галушкина, 4; РИНЦ ID: 765228; ORCID: 0000-0003-1429-679X; e-mail: [email protected];
ПЕТРОВ Анатолий Павлович, д-р техн. наук, профессор, профессор кафедры пожарной безопасности технологических процессов в составе Учебно-научного комплекса пожарной безопасности объектов защиты, Академия Государственной противопожарной службы Министерства Российской Федерации по делам гражданской обороны, чрезвычайным ситуациям и ликвидации последствий стихийных бедствий, Россия, 129366, г. Москва, ул. Бориса Галушкина, 4; РИНЦ ID: 765316; ORCID: 0000-0002-7757-1771; e-mail: [email protected];
НАЗАРОВ Владимир Петрович, д-р техн. наук, профессор, профессор кафедры пожарной безопасности технологических процессов в составе Учебно-научного комплекса пожарной безопасности объектов защиты, Академия Государственной противопожарной службы Министерства Российской Федерации по делам гражданской обороны, чрезвычайным ситуациям и ликвидации последствий стихийных бедствий, Россия, 129366, г. Москва, ул. Бориса Галушкина, 4; РИНЦ ID: 764644; ORCID: 0000-0001-8579-4062; e-mail: [email protected]
Вклад авторов
Швырков С.А. — научное руководство; концепция исследования; написание исходного текста; итоговые выводы. Юрьев Я.И. — участие в разработке алгоритма вычислений; сбор материала, обработка материала, итоговые выводы.
Петров А.П. — научное редактирование текста; обобщение результатов; доработка текста; итоговые выводы. Назаров В.П. - научное редактирование текста; обобщение результатов; доработка текста; итоговые выводы. Авторы заявляют об отсутствии конфликта интересов.
Information about the authors
Sergey A. SHVYRKOV, Dr. Sci. (Eng.), Professor, Professor of Department of Fire Safety of Technological Processes as part of the Educational and Scientific Complex of Fire Safety of Protection Objects, The State Fire Academy of the Ministry of Russian Federation for Civil Defense, Emergencies and Elimination on Consequences of Natural Disasters, Borisa Ga-lushkina St., 4, Moscow, 129366, Russian Federation; ID RISC: 479363; ORCID: 0000-0001-7449-8794; e-mail: [email protected]
Yan I. YURYEV, Cand. Sci. (Eng.), Senior Lecturer of Department of Fire Safety of Technological Processes as part of the Educational and Scientific Complex of Fire Safety of Protection Objects, The State Fire Academy of the Ministry of Russian Federation for Civil Defense, Emergencies and Elimination on Consequences of Natural Disasters, Borisa Galushkina St., 4, Moscow, 129366, Russian Federation; ID RISC: 765228; ORCID: 0000-0003-1429-679X; e-mail: [email protected]
Anatoliy P. PETROV, Dr. Sei. (Eng.), Professor, Professor of the Department of Fire Safety of Technological Processes as part of the Educational and Scientific Complex of Fire Safety of Protection Objects, The State Fire Academy of the Ministry of Russian Federation for Civil Defense, Emergencies and Elimination on Consequences of Natural Disasters, Borisa Ga-lushkina St., 4, Moscow, 129366, Russian Federation; ID RISC: 765316; ORCID: 0000-0002-7757-1771; e-mail: [email protected]
Vladimir P. NAZAROV, Dr. Sei. (Eng.), Professor, Professor of the Department of Fire Safety of Technological Processes as part of the Educational and Scientific Complex of Fire Safety of Protection Objects, The State Fire Academy of the Ministry of Russian Federation for Civil Defense, Emergencies and Elimination on Consequences of Natural Disasters, Borisa Galushkina St., 4, Moscow, 129366, Russian Federation; ID RISC: 764644; ORCID: 0000-0001-8579-4062; e-mail: [email protected]
Contribution of the authors
Sergey A. Shvyrkov — scientific guidance; research concept; writing the source text; final conclusions.
Yan I. Yuryev — participation in the development of the calculation algorithm; material collection, material processing, final conclusions.
Anatoliy P. Petrov — scientific editing of the text; generalization of the results; revision of the text; final conclusions. Vladimir P. Nazarov — scientific editing of the text; generalization of the results; revision of the text; final conclusions. The authors declare no conflicts of interests.
