Диссертация (1172922), страница 18

Просмтор этого файла доступен только зарегистрированным пользователям. Но у нас супер быстрая регистрация: достаточно только электронной почты!

Текст из файла (страница 18)

Возможно и дополнительноедублирование защиты проемов АУПТ.2.4 Теоретические основы влияния на «реальный» температурныйрежим пожара введенных пожарных стволовТеоретические предпосылки влияния введенных стволов пожарныхподразделений в отечественной литературе впервые встречается в [153]. Вработе представлено снижение кривой температурного режима сразу же послевведения первых пожарных стволов, что, возможно, справедливо дляпомещений небольшой площади и глубиной тушения большей площади ифронта пожара.

Отмечается, что при введении пожарных стволов в стадииразвития пожара или активации систем АУПТ при их устройстве значительноснижается температурный режим пожара и уменьшается материальный ущербот пожара рисунок 2.33).абРисунок 2.33 – Влияние тушения на «реальный» температурный режим пожара (а) иматериальный ущерб в зависимости от стадии развития пожара (б) [153]120По мнению автора диссертации, снижение «реального» температурногорежима в первом приближении начинает происходить в момент локализациипожара (рисунок 2.34), то есть при условиях, когда фактический расход подачиогнетушащих средств (Qф) больше или равен требуемому (Qтр) Qф ≥ Qтр,фактическая интенсивность подачи огнетушащих средств (Iф)большетребуемой (Iтр) IфIтр и скорость роста площади пожара равна нулю (νSп = 0).Рисунок 2.34 – Влияние тушения пожара на «реальный» температурный режимОпределение выше представленных параметров осуществляется по такназываемой оперативно-тактической модели расчета сил и средств пожарныхподразделений, которая в практике широко используется для разработкиоперативных планов тушения пожаров.В работе [154] в основу расчетов температурного режима пожара с учетомтушения положена методика, изложенная в работе [125].

Зависимостьтемпературы от времени определяется выражением:3 = 250(10) √ ∙ exp(− 2 ) ∙ (3(1 − exp(−0,6)) − (1 − exp(−3)) ++ 4(1 − exp(−12)) + ∙ √600,где С = 0 для тяжелых материалов ограждения р >16 кН/м3.(2.5)121С = 1 для легких материалов ограждения р <16 кН/м3.В момент времени t после наступления полного охвата помещенияпламенем нисходящая ветвь температурной кривой определяется выражением:при > : = −600 ( − 1) + (2.6)1где = ();1 – время начала тушения пожара, ч; – зависимость температуры от времени, определяемая выражением (2.6).Продолжительность развитой части пожара задается выражением:=(2.7)330где G – удельная пожарная нагрузка (древесный эквивалент), кг/м2;F – параметр проемности, м1/2.График «реального» температурного режима пожара в помещении сучетом нисходящей ветви температурной кривой пожаротушения, полученнойпо выражению (2.7), представлен на рисунке 2.35.Т, ℃12001100028006003400200τ, мин102030405060708090100110Рисунок 2.35 – Графики стандартного и «реального» температурного режима пожара впомещении с учетом нисходящей ветви температурной кривой пожаротушения:1 – стандартный температурный режим пожара;2 – «реальный» температурный режим пожара;3 – график пожаротушения122В данных работах [153, 154] снижение температурной кривой«реального» пожара происходит также сразу после введения сил и средствпожарных подразделений.По работе [37] расчетная средняя температура среды в помещении при«реальном» пожаре с учетом стадии затухания характеризуется в соответствиис температурно-временной зависимостью и напрямую зависит от стандартноготемпературного режима:ℎ= ∙ Ψ(2.8)где ℎ() – температура среды в помещении при «реальном» пожаре на стадииего развития; () – температура среды при стандартном температурном режиме;Ψ – коэффициент режима пожара, характеризующийся временем наступлениямаксимальной температуры в температурной кривой «реального» пожара tm искоростью снижения температуры среды в помещении в фазе затухания пожараVc, относительно ℎ().2.5 Решение теплотехнической и статической задачи по «реальному»и стандартному температурным режимам пожараРасчет огнестойкости по «реальному» и стандартному температурнымрежимам пожара проводился в качестве примера для типовой несущейконструкции – колонны.

Колонна марки КРС-433-24 (рисунок 2.36) выполненаиз тяжелого бетона класса В30 на известняковом щебне с арматурой 440класса А400.Расчетное сечение, расположенное на уровне Но/2, изображено нарисунке 2.37:– h = 400 мм.– b = 400 мм.– ан = ав = с1 = 50 мм.123– Рабочая арматура в сечении – 4Ø40 А400.– Бетон класса В30 на известняковом щебне с плотностью 2350 кг/м3 ивлажностью W = 2,0 % (таблица 2.9).– Но = 3300 мм.NnаHoNnбабРисунок 2.36 – Колонна связевого каркаса: а – схема опирания; б – схема нагруженияабРисунок 2.37 – Расчетное сечение колонны (а) и поперечное сечение колонны в ANSYS (б).Теплофизическиехарактеристикиматериаловконструкции,учитываемые в численной модели конструкции:– Тяжёлый бетон В30, крупный заполнитель – известняк.Начальное значение приведённой степени черноты – 0,545 [155];Теплопроводность λtem = λo + aλtb = 1,14 – 0,00055t, Вт/(м·оС) [156];Теплоёмкость ctem = co + actb = 710 + 0,84t, Дж/(кг·оС) [156];Влажность – 2%;Плотность 2350 кг/м3;124– Арматурная сталь;Плотность 7850 кг/м3 [157].Таблица 2.9 – Расчётные значения теплопроводности и теплоёмкости для бетона иарматурной стали [157,158]БетонАрматурная стальТ, Кλ, Вт/(м·К)с, Дж/(кг·К)Т, Кλ, Вт/(м·К)с, Дж/(кг·К)2933734735736737738739731073117312731,131,081,030,970,920,860,810,750,70,640,59727794374087896210461130121412981382146629337347357367377387397310731173127363,960,155,350,545,740,936,131,326,521,716,9450,64489,04537585633681729777825873921Прогрев железобетонной колонны считался по наиболее «критичномуреальному» режиму пожара в квартирах ВЖЗ, полученного по результатамисследований, изложенных ранее в разделе 2.3, и приведённом на рисунке 2.18.Принимались следующие начальные и граничные условия:Начальная температура Тнач = 20 С.

Обогрев принят четырёхсторонний,как наиболее неблагоприятный.Воздействие режимов пожара на конструкцию учитывается путемзадания граничных условий 3-го рода. Изменение коэффициента теплоотдачи итемпературы воздуха задается следующей формулой (2.9): = 29 + (3.9 - 0.0023Tc)(Tв4 - Tc4)/(Tв -Tc) 10-8(2.9)Размеры конечных элементов принимались в программном комплексе«ANSYS Mechanical» – не более 1х1х1 см.Результатами решения задачи прогрева железобетонной колонны вусловиях стандартного режима пожара являются изотермы в поперечномсечении конструкции, представленные на рисунках 2.38, 2.39, а также125температурно-временнаязависимостьдляарматурныхстержней,представленная на рисунке 2.40.Рисунок 2.38 – Расположение изотерм в поперечном сечении железобетонной колоннысечением 400х400 на момент времени обогрева при «реальном» режиме пожара на30, 60, 90, 120, 150 и 180 минутахРисунок 2.39 – Максимальная глубина расположения изотерм в поперечном сечениижелезобетонной колонны сечением 400х400 за весь период «реального» режима пожара126400t, °С350300250200150100τ, с500020004000600080001000012000Рисунок 2.40 – Температура арматуры в условиях «реального» пожараДалее произведен расчет прогрева данной железобетонной колонны пристандартном температурном режиме пожара.Вматематическоеописаниенагреваконструкциивходитдифференциальное уравнение, описывающее распространение тепла в твердомтеле с известными теплофизическими свойствами, а также начальные играничные условия.

Принимается, что материалы обладают изотропнымитеплофизическими свойствами и внутренние источники отсутствуют.Уравнение нестационарной теплопроводности: ∙ СПридостижении= ( ∙ )температурыконечного(2.10)элемента (КЭ)100Cпоступающая теплота начинает расходоваться как на нагрев самого конечногоэлемента, так и на испарение содержащейся в нем влаги, т.е.:Q = mCpT + dmr ,(2.11)где T – величина интервала температуры, при котором происходит испарениев бетоне влаги; m– масса конечного элемента в области интегрированияэлемента; Cp – удельный коэффициент теплоемкости; d – влажность (в сотыхдолях); m – масса конечного элемента; r – удельная теплота парообразованияводы.Дляучетавлажностиконструкциииспользуемэффективнуютеплоемкость сp, которую вводим следующим образом:m  сp  T = Q = m  Cp  T(2.12)127отсюдасp = dr/T + Cp(2.13)Считаем, что удельная теплота испарения воды r на интервале 100 + Tне зависит от температуры и равняется 2260 кДж/кг.Окончательно модель учета влажности выглядит следующим образом:при достижении средней температуры конечного элемента 100C теплоемкостьбетона скачкообразно увеличивается до величины эффективной теплоемкости,которая вычисляется по заданному значению Т.Результатами решения задачи прогрева железобетонной колонны вусловиях стандартного режима пожара являются изотермы в поперечномсечении конструкции, представленные на рисунке 2.41, а также температурновременная зависимость для арматурных стержней, представленная нарисунке 2.42.Рисунок 2.41 – Расположение изотерм в поперечном сечении железобетонной колоннысечением 400х400 на момент времени обогрева при стандартном режиме пожара30, 60, 90, 120 и 150 минутах128800t, ⁰С700600500400300200100τ, с00200040006000800010000Рисунок 2.42 – Температура арматуры в условиях «стандартного» пожараРисунок 2.43 – Прогрев арматуры монолитной железобетонной колонны притемпературных режимах «реального» и «стандартного» пожаров при четырехстороннемобогревеСравнив результаты расчета прогрева по стандартному режиму пожара и«реальному», получаем, что критическая температура прогрева арматуры550 ºС по стандартному режиму наступает на 96 минуте, а по «реальному» – ненаступает (рисунок 2.43).129Расчётыстатическойзадачипо«реальному»истандартномутемпературным режимам пожара проводились по приведённым результатамрасчётов теплотехнической части расчёта.Теплотехническая задача:● Для определения температуры арматуры используется численныйметод решения задачи прогрева.● Для определения толщины ненесущего слоя бетона δy, δх используетсячисленный метод решения задачи прогрева.Прочностная задача:Np,tem = φ[R bn (b − 2δx )(h − 2δy ) + Ssu1 AIs1,tot + Ssu2 AIs2,tot ](2.14)R su1 = γs1,tem R sn , R su1 = γs2,tem R sn ,(2.15)λ = lo /(b − 2δx )(2.16)Параметры в расчётных формулах:tbcr = 900 – критическая температура бетона, оС;As1tot = 1257 – площадь 4-х стержней арматуры, мм2,R bn = 22 – предел прочности бетона, МПа;R sn = 400 – предел прочности арматурной стали, МПа;γbt−известняк20200300400= 500600700800(900110,950,90,850,650,30,150 )Несущая способность (R), кН/м130450040003500300025002000150010005000Nn = 3000 кН/мτ, мин0306090120150180Nn - нормативная нагрузка на конструкцию (в зависимости от этажа здания)Nст - снижение несущей способности при стандартном температурном режимеNр - снижение несущей способности при "реальном" температурном режимеРисунок 2.44 – Зависимости несущей способности колонны от времени пожараПо результатам расчета статической части по стандартному и«реальному» температурным режимам пожара получаем, что по стандартномурежиму предел огнестойкости колонны по несущей способности (R) наступаетпри нормативной нагрузке 3000 кН/м на 85 минуте, а по «реальному» режимупожара потери огнестойкости не наступает (рисунок 2.44).2.6 Выводы по второй главе1.

Впервые проведено качественное и количественное исследованиепожарной нагрузки в современных квартирах ВЖЗ. Площадь квартир в ВЖЗпревышает 65  90 м2 (однокомнатные), что сказывается на величине удельнойпожарной нагрузки, значение которой уточнено и составляет 495,7 МДж/м 2(35,9 кг/м2 в эквиваленте древесины). Горючая нагрузка в квартирепредставлена в виде мебели и отделочных строительных материалов (97%),далее  одежды и предметов интерьера (2,9%) и 1% продуктов питания (0,1 %).В 83% горючая нагрузка состоит из дерева, полимерных материалов(пластмасса) – 14%, ткани – 2,9 % и продуктов питания – 0,1 %.1312.

Характеристики

Список файлов диссертации