МИНИСТЕРСТВО ВНУТРЕННИХ ДЕЛ СССР

МЕТОДЫ РАСЧЕТА
ТЕМПЕРАТУРНОГО РЕЖИМА
ПОЖАРА В ПОМЕЩЕНИЯХ
ЗДАНИЙ РАЗЛИЧНОГО
НАЗНАЧЕНИЯ

МОСКВА 1988

Представлен порядок определения вида возможного пожара в помещении при горении пожарной нагрузки из твердых горючих и трудногорючих материалов. Приведены метода определения эквивалентной продолжительности пожара по потере несущей способности и предельного количества пожарной нагрузки для железобетонных, огнезащищенных металлических и металлических конструкций перекрытия, металлических колонн в условиях локального пожара при горении различных материалов пожарной нагрузки, а также для железобетонных конструкций перекрытия, несущих колонн и стен в условиях объемных пожаров, регулируемых воздухообменом.

Представлены расчетные соотношения для определения среднеобъемной температуры, средних значений температур поверхностей перекрытия, стен, плотности эффективного теплового потока в конструкции стен и перекрытия, максимальных значений плотностей тепловых потоков, уходящих из очага пожара через проемы при горении в помещении пожарной нагрузки из твердых горючих и трудногорючих материалов.

Рекомендации предназначены для инженерно-технических работников пожарной охраны, преподавателей, облучателей пожарно-технических учебных заведений, сотрудников научно-исследовательских, проектно-конструкторских, строительных организаций и учреждений.

Рекомендации разработаны сотрудниками ВНИИПО кандидатами техн. наук И.С. Молчадским, В.Н. Гутовым, инж. С.В. Зотовым, канд. техн. наук А.В. Гомозовым, инженерами В.М. Макаровым, А.Н. Бородкиным.

УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ

V - объем помещения, м³;

S - площадь пола помещения, м²;

S_c - площадь стен, м²;

S_п - площадь перекрытий, м²;

H - расстояние от зеркала горения ЛВЖ или ГЖ до нижней отметки плоской горизонтальной конструкции перекрытия; высота помещения, м;

A_i - площадь i-го проема помещения, м²;

h_i - высота i-го проема помещения, м;

A = ƩA_i - суммарная площадь проемов помещения, м²;

h - приведенная высота проемов помещения, м;

П - проемность помещения, рассчитывается по формуле (1) или (2), м^1/2;

ζ - коэффициент расхода воздуха через проемы;

F - площадь горения, м²;

l - характерный размер очага горения, м;

S_т - площадь, занятая пожарной нагрузкой, м²;

∆x - шаг по координате, м;

G - количество ЛВЖ и ГЖ, которое может разлиться при аварийной ситуации, кг;

G_g - предельное количество пожарной нагрузки ЛВЖ или ГЖ, кг;

P_i - общее количество пожарной нагрузки i-го компонента твердых горючих и трудногорючих материалов, кг;

Р - общее количество твердых горючих и трудногорючих материалов, приведенных к древесине, кг, ;

Р_g - предельное количество пожарной нагрузки, состоящей из твердых горючих или трудногорючих материалов, приведенных к древесине, кг;

g - количество пожарной нагрузки, отнесенное к площади пола, кг∙м^-2;

g _к.кр - удельное критическое количество пожарной нагрузки, кг∙м^-2;

g_к - количество пожарной нагрузки, отнесенное к площади тепловоспринимающих поверхностей помещения, кг∙м^-2;

M_ср - средняя скорость выгорания ЛВЖ и ГЖ, кг∙м^-2∙мин^-1;

M₀ - максимальная скорость выгорания ЛВЖ или ГЖ, кг∙м^-2∙с^-1;

п_ср - средняя скорость выгорания древесины, кг∙м^-2∙мин^-1;

n_{ср i} - средняя скорость выгорания i-го компонента твердого горючего или трудногорючего материала, кг∙м^-2∙мин^-1;

v_ср - средняя линейная скорость распространения пламени по древесине;

v_{ср i} - средняя линейная скорость распространения пламени по i-му компоненту пожарной нагрузки, м∙мин^-1;

 - низшая теплота сгорания древесины, МДж∙кг^-1;

 - низшая теплота сгорания i-го компонента материала пожарной нагрузки, МДж∙кг^-1;

с_рв - удельная теплоемкость воздуха при температуре Т_ос, Дж∙кг^-1∙К^-1;

ρ₀ - плотность воздуха при температуре Т_ОС, кг∙м^-3;

λ_в - коэффициент теплопроводности воздуха, Вт∙м^-1∙К^-1;

q₀ - теплопроизводительность очага горения, Вт;

v - коэффициент кинематической вязкости продуктов горения, м²∙с^-1;

λ - коэффициент теплопроводности продуктов горения, Вт∙м^-1∙К^-1;

c_р - теплоемкость продуктов горения, кДж∙кг^-1 К^-1;

ρ - плотность продуктов горения, кг∙м^-3;

D - коэффициент диффузии пара жидкости в воздух, м²∙с^-1;

β - коэффициент объемного расширения, К^-1;

r - коэффициент полноты горения;

g - ускорение свободного падения, м∙с^-2;

r - объемная масса материала конструкции, кг∙м^-3;

λ_с, λ_п, λ_т, λ_пол - коэффициенты теплопроводности соответственно стен, перекрытий, пожарной нагрузки, пола, Вт∙м^-1∙К^-1;

а_с, a_п, a_т, a_пол - коэффициенты температуропроводности соответственно стен, перекрытий, пожарной нагрузки, пола помещения, м²∙с^-1;

А, В, С, D - константы в формулах для определения теплопроводности и теплоемкости материала конструкции /9/;

ε_w - степень черноты поверхности конструкции;

ε_ф - степень черноты факела;

σ₀ - постоянная Стефана-Больцмана, σ₀ = 5,76 ∙ 10^-8 Вт∙м^-2∙К^-4;

П_ф - фактический предел огнестойкости, ч (мин);

T_к - температура кипения жидкости, К;

T_кр - критическая температура, определяющая огнестойкость конструкции, К;

Т_в - температура вспышки, К;

T_ос - температура окружающего воздуха, К;

Т_w - температура поверхности конструкции, К;

t - текущее время развития пожара, мин;

t_п - характерная продолжительность объемного пожара, ч;

t_НСП - минимальная продолжительность начальной стадии пожара, мин;

t^* - продолжительность локального пожара при горении ЛВЖ или ГЖ, мин, рассчитывается по формуле (32);

 - предельная продолжительность локального пожара при горении ЛВЖ или ГЖ, мин;

t₀ - время достижения максимальной скорости выгорания, мин;

t_экв - эквивалентная продолжительность пожара, ч (мин).

Изучение динамики пожара и его воздействия на строительные конструкции помещения позволяет говорить о пожаре как о явлении многофакторном. Следует выделить группу факторов, характеризующих конструкции (вид материала, теплофизические характеристики, критическая температура, прочностные свойства, геометрические характеристики), и группу факторов, определяющих условия горения (пожарная нагрузка, геометрические характеристики помещения, состояние окружающей среды). Изменение одного или нескольких факторов заметно влияет на развитие пожара. В одном и том же помещении может быть большое количество различных режимов пожара, отличающихся временем и интенсивностью развития, тепловым воздействием на ограждающие конструкции помещения.

В связи с этим вводится понятие эквивалентной продолжительности пожара. Переход от продолжительности реального пожара к эквивалентной продолжительности пожара через строительные конструкции позволяет свести пожары, возможные в данном помещении, к стандартному, по режиму которого исследуют пределы огнестойкости строительных конструкций. Это дает возможность по значениям пределов огнестойкости строительных конструкций прогнозировать их поведение в условиях реальных пожаров.

В данной работе рассмотрена огнестойкость строительных конструкций, обусловленная потерей их несущей способности.

Метод расчета интегральных теплофизических характеристик пожара рассмотрен в руководстве /1/. Приведенный в нем расчет параметров объемного пожара в помещении при горении твердой пожарной нагрузки выполнен при удельной нагрузке  30 - 60 кг∙м^-2, отношении площади проемов к площади пола 8 - 33 %, площади помещения 12 - 36 м², что соответствует продолжительности пожара t_п от 0,1 до 1,2 ч. Если параметры анализируемого помещения t_п и  соответствуют указанным выше, то температурный и тепловой режим можно определить с помощью номограмм из работы /1/. В противном случае расчет необходимо выполнить по изложенному в этой же работе алгоритму, в том числе для пожарной нагрузки из ЛВЖ и ГЖ при известных законам скорости их выгорания.

В настоящих рекомендациях приводятся расчетные зависимости, позволяющие оценить интегральные теплотехнические параметры свободно развивающегося пожара (температуру газовой среды в очаге, температуру стен и перекрытий, плотность тепловых потоков). Для расчета параметров объемных пожаров в помещениях со строительными конструкциями из теплоизоляционных негорючих материалов (бетон, кирпич) предложены зависимости, полученные на основе физических и численных экспериментов при пожарной нагрузке из твердых горючих и трудногорючих материалов.

Для пожаров, регулируемых нагрузкой, расчетные зависимости получены при следующих значениях параметров: объем помещения 1,73 - 216 м³; высота помещения 1,2 - 6 м; отношение площади проемов к площади пола 4,5 - 25 %; отношение общего количества пожарной, нагрузки, приведенной к стандартной древесине ( = 13,8 МДж∙кг^-1), к суммарной площади тепловоспринимающих строительных конструкций 0,8 - 14,4 кг∙м^-2. Для пожаров, регулируемых вентиляцией, расчетные зависимости получены при следующих значениях: продолжительность пожара t_п = 0,15 - 1,22 ч; отношение общего количества пожарной нагрузки, приведенной к стандартной древесине, к площади пола 30 - 60 кг∙м^-2; отношение площади проемов к площади пола 3 - 33 %.

Порядок расчета температур среды в помещении при горении жидкостей приведен в работе /2/.

Для локальных пожаров представлены зависимости и алгоритмы, позволяющие находить эквивалентную продолжительность пожара при горении легковоспламеняющихся и горючих жидкостей, а также пожарной нагрузки из твердых горючих и трудногорючих материалов для плоских горизонтальных железобетонных, огнезащищенных и незащищенных металлических конструкций перекрытия, вертикальных незащищенных металлических конструкций. Для объемных пожаров представлены аналогичные данные о горизонтальных железобетонных конструкциях перекрытий, железобетонных центрально-сжатых колоннах и железобетонных несущих стенах. Предложены методы определения предельного количества пожарной нагрузки в помещении для различных строительных конструкций. Методы расчета позволяют уже на стадии проектирования решать следующие вопросы пожарной безопасности зданий и сооружений различного назначения:

по планировочным и конструктивным характеристикам зданий и строительных конструкций определять предельное количество пожарной нагрузки, при горении которой в помещении строительные конструкции еще не теряют огнестойкость в период свободно развивающегося пожара;

по планировочным и конструктивным характеристикам зданий, заданному виду и количеству пожарной нагрузки определять параметры конструкций перекрытия, стен и колонн, обеспечивающие их огнестойкость в период свободно развивающегося пожара.

1. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ

1.1. Рекомендации предназначены для определения следующих параметров пожара и его теплового воздействия на конструкции помещений различного назначения:

эквивалентной продолжительности пожара для плоских горизонтальных железобетонных, огнезащищенных и незащищенных металлических конструкций перекрытия, вертикальных незащищенных металлических конструкций при горении легковоспламеняющихся и горючих жидкостей (ЛВЖ и ГЖ) в условиях локального пожара;

предельного количества пожарной нагрузки и допустимой продолжительности пожара при горении ЛВЖ и ГЖ для горизонтальных плоских железобетонных, огнезащищенных и незащищенных металлических конструкций перекрытия и вертикальных незащищенных металлических конструкций в условиях локального пожара;

эквивалентной продолжительности пожара и предельного количества пожарной нагрузки для плоских горизонтальных железобетонных конструкций перекрытия, железобетонных центральносжатых колонн и железобетонных несущих стен в условиях объемного пожара при горении твердых горючих и трудногорючих материалов;

минимальной продолжительности начальной стадии пожара (НСП) и температурного режима пожара при горении пожарной нагрузки из твердых горючих и трудногорючих материалов;

эквивалентной продолжительности пожара для плоских железобетонных и огнезащищенных металлических конструкций перекрытия в условиях начальной стадии пожара и локальных пожаров при горении твердых горючих и трудногорючих материалов.

1.2. Температурный режим объемного пожара, регулируемого вентиляцией при горении пожарной нагрузки из твердых горючих и трудногорючих материалов, рассчитывается при следующих условиях:

пожарная нагрузка равномерно распределена по площади помещения;

оконные проемы во время пожара открыты, отношение площади проемов к площади пола составляет 2,5 - 35 %.

1.3. Минимальная продолжительность начальной стадии пожара рассчитывается при условии, что проемы помещения закрыты до момента общей вспышки, определяемой температурой вспышки Т_в.

1.4. Точность расчета среднеобъемной температуры газовой среда в очаге пожара не ниже 15 %, значения эквивалентной продолжительности пожара определяются с точностью не ниже 30 %.

2. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ИНТЕГРАЛЬНЫХ ТЕПЛОТЕХНИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ ОБЪЕМНОГО СВОБОДНО РАЗВИВАЮЩЕГОСЯ ПОЖАРА В ПОМЕЩЕНИИ

2.1. Определение вида возможного пожара в помещении

Исчисляется объем, помещения V.

Рассчитывается проемность помещения (м^1/2) объемом V ≤ 10³ м³:

и для помещений с V >10³ м³

Из работы /2/ выбирается количество воздуха, необходимое для сгорания 1 кг материала i-й пожарной нагрузки V_oi (нм³∙кг^-1).

Рассчитывается количество воздуха, необходимое для сгорания 1 кг материала пожарной нагрузки:

Определяется удельное критическое количество пожарной нагрузки g_к.кр (кг∙м^-2) для кубического помещения объемом V, равным объему исследуемого помещения:

Вычисляется удельное значение пожарной нагрузки g_к (кг∙м^-2) для исследуемого помещения:

где S - площадь пола помещения, равная .

Сравниваются значения g_к и g_к,кр. Если g_к < g_к,кр, то в помещении будет пожар, регулируемый нагрузкой (ПРН); если g_к ≥ g_к,кр, то в помещении будет пожар, регулируемый вентиляцией (ПРВ).

2.2. Расчет среднеобъемной температуры^*

___________

^* Порядок расчета среднеобъемной температур! пожара в помещении с учетом начальной стадии пожара приведен в прил. 1.

Определяется значение максимальной среднеобъемной температуры Т_maх:

для ПРН с точностью до 10 %

для ПРВ в интервале 0,15 ≤ t_n ≤ 1,22 ч с точностью до 8 % Т_max = 1000 °С и с точностью до 8 %

где t_п - характерная продолжительность объемного пожара (ч), рассчитываемая по формуле

Вычисляется время достижения максимального значения среднеобъемной температуры t_max, мин;

для ПРН

для ПРВ t_max = t_п, где t_п рассчитывается по соотношению (8).

Определяется изменение среднеобъёмной температуры при объемном свободно развивающемся пожаре с точностью до 15 %:

где T₀ - начальная среднеобъемная температура, °С; t - текущее время, мин.

2.3. Расчет средней температуры поверхности перекрытия

Определяется значение максимальной усредненной температуры поверхности перекрытия: для ПРН с точностью до 5 %

для ПРВ с точностью до 8,5 % T_{w max} = 980 °С, с точностью до 5 %

Вычисляется время достижения максимального значения усредненной температуры поверхности перекрытия, мин:

для ПРН

для ПРВ с точностью до 10 % t_max = t_п.

Определяется изменение средней температуры поверхности перекрытия с точностью до 10 %:

где T_W0 - начальная средняя температура поверхности перекрытия.

2.4. Расчет средней температуры поверхности стен

Определяется значение максимальной усредненной температуры поверхности стен:

для ПРН с точностью до 10 %

для ПРВ при 0,15 ≤ t_n < 0,8 ч с точностью до 10 %

При 0,8 < t_п ≤ 1,22 ч максимальное усредненное значение температуры поверхности стены с точностью до 3,5 % составляет 850 °С.

Вычисляется время достижения максимального значения усредненной температуры поверхности стен, мин:

для ПРН

для ПРВ t_max = 1,1t_п.

Определяется изменение средней температуры стен с точностью до 15 %:

где T_w0 - начальная средняя температура поверхности стен.

2.5. Расчет плотности эффективного теплового потока в конструкции стен и перекрытия (покрытия)

Определяется значение максимальной усредненной плотности эффективного теплового потока в строительные конструкции, кВт∙м^-2:

при ПРН:

для конструкций стен с точностью до 15 %

для конструкций перекрытия с точностью до 10 %

при ПРВ:

для конструкций стен при 0,8 > t_п > 0,15 ч с точностью до 14,5 %

при 1,22 ≥ t_п ≥0,8 ч с точностью до 20 % q_{w max} = 15 кВт∙м^-2;

дня конструкций перекрытий (покрытий) при 0,8 > t_п > 0,15 ч с точностью до 18 %

при 1,22 ≥ t_п ≥ 0,8 ч с точностью до 12 % q_{w max} = 17,3 кВт∙м^-2.

Вычисляется время достижения максимальной усредненной плотности теплового потока в конструкции для ПРН и ПРВ:

для конструкций стен

для конструкций перекрытия (покрытия)

Определяется изменение средней плотности теплового потока в соответствующие конструкции с точностью до 30 %:

2.6. Расчет максимальных значений плотностей тепловых потоков, уходящих из очага пожара через проемы помещения, расположенные на одном уровне, при ПРВ.

Максимальное значение плотности теплового потока о продуктами горения, уходящими через проемы, с точностью до 15 % определяется из соотношения

Рис. 1. Зависимость максимальной плотности теплового потока с радиацией через проемы помещения q_п от количества пожарной нагрузки g и характерной продолжительности пожара t_п:
1 - t_п = 0,2; 2 - t_п = 0,25; 3 - t_п = 0,3; 4 - t_п = 0,4 ; 5 - t_п = 0,5; 6 - t_п = 0,6; 7 - t_п = 0,7; 8 - t_п = 0 8 9 - t_п = 1; 10 - t_п = 1,2

Максимальное значение плотностей теплового потока с радиацией через проемы с точностью до 10 % определяются по рис. 1.

3. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ЭКВИВАЛЕНТНОЙ ПРОДОЛЖИТЕЛЬНОСТИ ПОЖАРА ДЛЯ ПЛОСКИХ ГОРИЗОНТАЛЬНЫХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ И ОГНЕЗАЩИЩЕННЫХ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ КОНСТРУКЦИЙ В УСЛОВИЯХ НАЧАЛЬНОЙ СТАДИИ ПОЖАРА И ЛОКАЛЬНОГО ПОЖАРА ПРИ ГОРЕНИИ ТВЕРДЫХ ГОРЮЧИХ И ТРУДНОГОРЮЧИХ МАТЕРИАЛОВ

3.1. По данным проектной документации или пожарно-технического обследования- объекта определяются объем V, высота Н помещения; площадь, занятая пожарной нагрузкой S_т; общее количество горючих и трудногорючих материалов, приведенных к стандартной древесине, Р;

3.2. Определяется вид возможного пожара в помещении.

По рис. 2, 3 находится минимальная продолжительность начальной стадии пожара (НСП) t_НСП. При распространении огня по пожарной нагрузке, отличающейся по свойствам от древесины, продолжительность НСП вычисляется по формуле

где индекс i относится к материалу пожарной нагрузки, отличающейся от древесины.

Проверяется неравенство

Если оно выполняется, пожарная нагрузка расположена сосредоточенно и в помещении будет иметь место локальный пожар. Его продолжительность вычисляется по формуле

Если неравенство (28) не выполняется, пожарная нагрузка расположена рассредоточенно и в помещении будет объемный пожар. Время окончания начальной стадии пожара вычисляется по формуле (27). Площадь очага пожара в конце начальной стадии определяется из уравнения:

Рис. 2. Зависимость минимальной продолжительности начальной стадии пожара t_НСП объема V, высоты Н помещения и количества пожарной нагрузки g:
---Н = 4,8 м; g = 68 - 70 кг∙м^-2;------H = 6,6 м; 1 - g = 2,4 - 14 кг∙м^-2; 2 - g = 67 - 119 кг∙м^-2; 3 - g = 60 - 66 кг∙м^-2; 4 - g = 60 кг∙м^-2; 5 - g = 82 - 155 кг∙м^-2; 6 - g = 140 - 160 кг∙м^-2; 7 - g = 200 кг∙м^-2; 8 - g = 210,0 - 250 кг∙м^-2; 9 - g = 500 - 550 кг∙м^-2; 10 - g = 640 кг∙м^-2; -.-.-.- H = 7,2 м;

Рис. 3. Зависимость минимальной продолжительности начальной стадии пожара t_НСП от объема V и высоты H помещения;
1 - Н = 3 м, 2 - 6 м, 3 - 12 м

3.3. Рассчитывается геометрический параметр . Для локального пожара F_i соответствует площади полярной нагрузки (F_i = S_T), а для начальной стадии объемного пожара F_i = F_НСП.

3.4. Определяется эквивалентная продолжительность пожара t_экв по рис. 4. с учетом полученных значений  и времени начальной стадии пожара t_HСП или времени локального пожара t_пл.

Рис. 4. Зависимость эквивалентной продолжительности пожаре t_экв от продолжительности пожара для железобетонных и огнезащищенных металлических конструкций перекрытия в условиях локальных пожаров t_пл (или продолжительности НСП t_НСП) при горении твердых горючих и трудногорючих материалов:

Если значение параметра  не соответствует приведенным на номограмме, его величина определяется путем линейной интерполяции. Метод расчета продолжительности начальной стадии пожара t_НСП приведен в работе /3/.

Пример. Определить эквивалентную продолжительность начальной стадии пожара для плоской железобетонной конструкции перекрытия в помещении высотой Н = 3 м, площадью 175 м². Площадь, занятая пожарной нагрузкой (g = 100 кг∙м^-2), равна 75 м². Скорость распространения пламени и скорость выгорания в начальной стадии пожара соответственно равны V_ср = 0,1 м∙мин^-1, п_ср = 1,2 кг∙м^-2∙мин^-1.

По рис. 3 для Н = 3 м и V = 525 м³ определяем минимальную продолжительность начальной стадии пожара: t_НСП = 14 мин. Вычисляем значение величины π(v_ср ∙ t_НСП)² = 3,14 ∙ (0,1 ∙ 14)² = 6,15 м².

Проверив неравенство (28), запишем: S_T = 75 м² > π ∙ (v_ср ∙ t_НСП)² = 6,15 м². Следовательно, в данном помещении пожарная нагрузка не является сосредоточенной, и в помещении после окончания начальной стадии свободно развивающегося пожара будет иметь место объемный пожар. Площадь очага пожара в конце начальной стадии составит F_НСП = 6,15 м². Определяем величину геометрического параметра:

По рис. 4 при продолжительности начальной стадии t_НСП = 14 мин и геометрическом параметре определяем эквивалентную продолжительность пожара, которая составит t_экв = 20 мин (0,3 ч). Таким образом, если в данном помещении применяются конструкции перекрытия с фактическим пределом огнестойкости П_ф > 0,3 ч, то потери их огнестойкости не произойдет в начальной стадии пожара. Огнестойкость таких конструкций необходимо проверять для условий объемного пожара по методу, изложенному в разделе 9. Если П_ф ≤ 0,3 ч, то такие конструкции потеряют свою устойчивость в начальной стадии свободно развивающегося пожара.

Метод определения эквивалентной продолжительности пожара по прогреву защитного слоя конструкции приведен в работе /4/.

4. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ЭКВИВАЛЕНТНОЙ ПРОДОЛЖИТЕЛЬНОСТИ ПОЖАРА ДЛЯ ПЛОСКИХ ГОРИЗОНТАЛЬНЫХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ И ОГНЕЗАЩИЩЕННЫХ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ КОНСТРУКЦИЙ ПЕРЕКРЫТИЯ ПРИ ГОРЕНИИ ЛВЖ и ГЖ В УСЛОВИЯХ ЛОКАЛЬНОГО ПОЖАРА

4.1. По данным пожарно-технического обследования или проектной документации определяются:

количество ЛВЖ или ГЖ, которое может разлиться при аварийной ситуации, G;

площадь возможного пролива ЛВЖ или ГЖ, которая принимается равной площади горения F;

вид ЛВЖ и их средняя скорость выгорания M_ср;

расстояние Н от нижней отметки плоской горизонтальной конструкции перекрытия до зеркала горения ЛВЖ или ГЖ;

4.2. Вычисляется продолжительность пожара t^*:

4.3. По данным, найденным в соответствии с п. 4.1, рассчитывается значение параметра .

4.4. По полученным значениям t^*и  определяется значение эквивалентной продолжительности пожара t_экв из рис. 5.

Если значение параметра  не соответствует приведенным на рис. 5, его величина определяется путем линейной интерполяции.

Рис. 5. Зависимость эквивалентной продолжительности пожара t_экв от продолжительности пожара t_* для железобетонных и огнезащищенных металлических конструкций перекрытия при горении ЛВЖ и ГЖ:
 

Пример. Определить эквивалентную продолжительность пожара и фактический предел огнестойкости, который должна иметь железобетонная или огнезащищенная металлическая конструкция перекрытия, чтобы не потерять огнестойкость при свободно развиваемся пожаре, возникшем в результате аварийного пролива 1300, 2100 и 3300 кг керосина. Площадь пролива, ограниченная, бортиками, составляет F = 25 м², высота перекрытия Н = 9 м.

По справочным данным находим значение скорости выгорания керосина: М = 2,66 кг∙м^-2∙мин^-1.

Рассчитаем время пожара для каждого случая:  =1300 ⁄ (2,66∙ 25) = 22 мин;∶  = 2100 ⁄ (2,66 ∙ 25) = 36 мин;  = 3300 ⁄ (2,66∙  25) = 56 мин.

Вычисляем значение геометрического параметра:

По рис. 5 определяем эквивалентную продолжительность пожара:

Следовательно, при свободно развивающемся пожаре в первом случае фактический предел огнестойкости перекрытия должен превышать 0,37 ч, во втором - 0,6 ч, в третьем - 0,94 ч, т.е. в этих случаях можно использовать перекрытия с фактическим пределом огнестойкости 0,5; 0,75; 1 ч соответственно.

5. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПРЕДЕЛЬНОЙ ПРОДОЛЖИТЕЛЬНОСТИ ПОЖАРА И ПРЕДЕЛЬНОГО КОЛИЧЕСТВА ПОЖАРНОЙ НАГРУЗКИ ПРИ ГОРЕНИИ ЛВЖ и ГЖ ДЛЯ ГОРИЗОНТАЛЬНЫХ ПЛОСКИХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ИЛИ ОГНЕЗАЩИЩЕННЫХ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ КОНСТРУКЦИЙ ПЕРЕКРЫТИЯ

5.1. Определяется эквивалентная продолжительность пожара t_экв, которая принимается равной значению фактического предела огнестойкости анализируемой конструкции перекрытия.

5.2. В соответствии с п. 4.3 вычисляется значение параметра .

5.3. По найденным значениям t_экв и  рассчитывается предельная продолжительность пожара из рис. 5.

5.4. По табличным данным определяется средняя скорость выгорания М_ср дня заданного вида пожарной нагрузки.

5.5. Вычисляется предельное количество пожарной нагрузки:

Пример. Определить предельное количество пожарной нагрузки для железобетонного перекрытия с фактическим пределом огнестойкости 1 ч в цехе высотой 6 м, где возможен аварийный пролив ацетона на площади 10, 16 и 25 м².

Определяем значение геометрического параметра в каждом случае:

По рис. 5 находим, что для эквивалентной продолжительности пожара 1 ч каждому из значений геометрического параметра будет соответствовать , равное 80, 42 и 30 мин реального пожара.

По формуле (32) вычисляем предельное количество пожарной нагрузки, при горении которой перекрытие прогревается до критической температуры. Для ацетона средняя скорость выгорания равна М_ср = 2,63 кг∙м^-2∙мин^-1. Предельное количество пожарной нагрузки при площади очага горения F = 10 м² в соответствии с (32) составит  = 80 ∙ 2,63 ∙ 10 = 2100 кг, при F = 16 и 25 м²,  = 42 ∙ 2,63 ∙ 16 = 1760 кг,  = 30 ∙ 2,63 ∙ 25 = 1970 кг соответственно.

Следовательно, для того чтобы перекрытие не прогреваюсь при пожаре до критической температуры, количество сгоревшего ацетона додано быть меньше 2100 кг при площади пролива 10 м², при F = 16 м² - меньше 1760 кг, при F = 25 м² - меньше 1970 кг.

Порядок расчета прогрева плоских горизонтальных железобетонных и огнезащищенных металлических конструкций перекрытия в условиях локального пожара при горении ЛВЖ и ГЖ приведен в прил. 2.

6. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ЭКВИВАЛЕНТНОЙ ПРОДОЛЖИТЕЛЬНОСТИ ПОЖАРА ДЛЯ ГОРИЗОНТАЛЬНЫХ И ВЕРТИКАЛЬНЫХ НЕЗАЩИЩЕННЫХ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ КОНСТРУКЦИЙ ПРИ ГОРЕНИИ ЛВЖ и ГЖ В УСЛОВИЯХ ЛОКАЛЬНОГО ПОЖАРА

6.1. По данным пожарно-технического обследования или проектной документации определяются параметры, указанные в п. 4.1. При этом под значением H для вертикальных незащищенных металлических конструкций понимается расстояние от конструкции до центра пролитой жидкости (центра очага пожара).

Рис. 6. Зависимость эквивалентной продолжительности пожара t_экв от продолжительности пожара t^* для горизонтальных незащищенных металлических конструкций:
; ; ; ; ; ; ; ; ; ; ; ;

Рис. 7. Зависимость эквивалентной продолжительности пожара t_экв от продолжительности пожара t^* для вертикальных незащищенных металлических конструкций:
  

6.2. По формуле (31) определяется продолжительность пожара t^*.

6.3. В соответствии с п. 4.3 определяется значение .

6.4. Эквивалентная продолжительность пожара t_экв с учетом полученных значений t^* и  для горизонтальных незащищенных металлических конструкций определяется по рис. 6, для вертикальных незащищенных металлических конструкций - по рис. 7.

Если значение параметра  не соответствует приведенным на рис. 6 и 7, его величина определяется путем линейной интерполяции.

Пример 1. Определить эквивалентную продолжительность пожара для горизонтальной незащищенной металлической конструкции, расположенной на высоте 30 м, при пожаре в результате пролива турбинного масла в количестве G₁ = 3000 кг и G₂ = 6000 кг на площади 225 м².

По справочным данным находим значение скорости выгорания турбинного масла: М = 2,7 кг∙м^-2∙мин^-1. По формуле (31) определяем время пожара для каждого случая:

Вычисляем значение геометрического параметра: .

По рис. 6 определяем эквивалентную продолжительность пожара:

Если фактический предел огнестойкости незащищенных металлических конструкций составляет 0,25 ч, то во втором случае конструкция перекрытия потеряет огнестойкость при свободно развивающемся пожаре. Аварийная ситуация в первом случае неопасна для незащищенных металлических конструкций перекрытия при П_ф = 0,25 ч.

Пример 2. Определить эквивалентную продолжительность пожара для вертикальной незащищенной металлической конструкции при условиях, указанных в примере 1. Конструкция примыкает непосредственно к кромке пролива турбинного масла, т.е. .

По рис. 7 определяем эквивалентную продолжительность пожара:

7. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПРЕДЕЛЬНОЙ ПРОДОЛЖИТЕЛЬНОСТИ ПОЖАРА И ПРЕДЕЛЬНОГО КОЛИЧЕСТВА ПОЖАРНОЙ НАГРУЗКИ ПРИ ГОРЕНИИ ЛВЖ и ГЖ ДЛЯ ГОРИЗОНТАЛЬНЫХ И ВЕРТИКАЛЬНЫХ НЕЗАЩИЩЕННЫХ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ КОНСТРУКЦИЙ

7.1. Определяются значения эквивалентной продолжительности пожара t_экв и параметра  аналогично п. 6.1 и 5.2. Под значением Н для вертикальных незащищенных металлических конструкций понимается расстояние от центра пролива жидкости (очага пожара) до конструкции.

7.2. С учетом найденных значений t_экв и  по рис. 6 вычисляется предельная продолжительность пожара для горизонтальных конструкций, по рис. 7 - для вертикальных.

7.3. Согласно пп. 5.4 и 5.5 определяется предельное количество пожарной нагрузки.

Пример. Определить предельную продолжительность пожара и предельное количество пожарной нагрузки для горизонтальной незащищенной металлической конструкции перекрытия, расположенной на высоте 20 м, и для металлической незащищенной колонны, расположенной на кромке пролива турбинного масла. Фактический предел огнестойкости 0,25 ч. В результате профилактических мероприятий площадь пролива не превышает 25 м³.

Определяем значение геометрического параметра в каждом случае: .

По рис. 6 определяем, что для эквивалентной продолжительности пожара 0,25 ч значению геометрического параметра  будет соответствовать мин реального пожара. По рис. 7 определяем, что геометрическому параметру 0,5 будет соответствовать мин.

По формуле (32) рассчитываем предельное количество пожарной нагрузки:

Следовательно, для того чтобы конструкция перекрытия не прогрелась до критической температуры, необходимо, чтобы при площади пролива 25 м² количество сгоревшего турбинного масла не превышало 2025 кг, а дня незащищенной металлической колонны количество сгоревшего масла не должно превышать 350 кг.

8. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ЭКВИВАЛЕНТНОЙ ПРОДОЛЖИТЕЛЬНОСТИ ПОЖАРА ДЛЯ ПЛОСКИХ ГОРИЗОНТАЛЬНЫХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ ПЕРЕКРЫТИЯ, ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ЦЕНТРАЛЬНО-СЖАТЫХ КОЛОНН И ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ НЕСУЩИХ СТЕН В УСЛОВИЯХ ОБЪЕМНОГО ПОЖАРА ПРИ ГОРЕНИИ ТВЕРДЫХ ГОРЮЧИХ И ТРУДНОГОРЮЧИХ МАТЕРИАЛОВ

8.1. По данным пожарно-технического обследования или проектной документации определяются: объем помещения V; площади проемов помещения A_i; высоты проемов помещения h_i, общее количество пожарной нагрузки каждого вида горючего твердого материала Р_i; приведенная высота проемов h; высота помещения H; общее количество пожарной нагрузки, приведенной к древесине, Р.

8.2. Из соотношения (8) рассчитывается характерная продолжительность объемного пожара t_п.

8.3. По формуле (1) или (2) вычисляется проемность помещения.

8.4. Эквивалентная продолжительность пожара t_экв определяется с учетом полученных значений t_п и П для плоских горизонтальных железобетонных и огнезащищенных конструкций перекрытия по рис. 8, для железобетонных стен - по рис. 9, для центрально-сжатых железобетонных колонн - по рис. 10. Если значение проемности не соответствует приведенным на номограммах, зависимость t_экв = f (П) определяется путем линейной интерполяции.

Пример 1. Определить эквивалентную продолжительность пожара для железобетонной несущей стены и железобетонного перекрытия в помещении общественного здания. Площадь пола S = 100 м², высота помещения Н = 3,4 м, суммарная площадь проемов A = 4 м², приведенная высота проемов h = 2 м, общее количество пожарной нагрузки, приведенное к древесине, p = 2000 кг, что соответствует пожарной нагрузке g = 20 кг∙м^-2. Скорость выгорания материала пожарной нагрузки равна скорости выгорания древесины.

Рис. 8. Зависимость эквивалентной продолжительности пожара t_экв от характерной продолжительности объемного пожара t_п для огнезащищенных металлических и железобетонных конструкций перекрытия:

1 - проемность П = 0,25 м^0,5; 2 - 0,20 м^0,5; 3 - 0,18 м^0,5; 4 - 0,15 м^0,5; 5 - 0,12 м^0,5; 6 - 0,08 м^0,5; 7 - 0,04 м^0,5

Рис. 9. Зависимость эквивалентной продолжительности пожара t_экв от характерной продолжительности объемного пожара t_п для железобетонных несущих стен:
1 - П = 0,25 м^0,5; 2 - 0,20 м^0,5; 3 - 0,18 м^0,5; 4 - 0,15 м^0,5; 5 - 0,12 м^0,5; 6 - 0,08 м^0,5; 7 - 0,04 м^0,5

По формуле (8) рассчитываем характерную продолжительность объемного пожара в помещении: . Так как объем помещения V = 340 м меньше 10³ м³, проемность помещения П определяем по формуле (1):

Рис. 10. Зависимость эквивалентной продолжительности пожара t_экв от характерного времени объемного пожара t_п для центрально-сжатых железобетонных колонн:
1 - П = 0,25 м^0,5; 2 - 0,20 м^0,5; 3 - 0,18 м^0,5; 4 - 0,15 м^0,5; 5 - 0,12 м^0,5; 6 - 0,08 м^0,5; 7 - 0,04 м^0,5

По рис. 8 получаем, что эквивалентная продолжительность пожара для перекрытия составляет 0,5 ч. По рис. 9 определяем, что эквивалентная продолжительность пожара для железобетонной стены составляет 1,58 ч.

Пример 2. Определить эквивалентную продолжительность пожара для железобетонной центрально-сжатой колонны в помещении промышленного здания. Площадь пола S = 2000 м², высота помещения Н = 6 м, суммарная площадь проемов помещения A = 160 м², приведенная высота проемов h = 2,89 м, общее количество пожарной нагрузки, приведенное к древесине, Р = 3,5 ∙ 10 кг, что соответствует пожарной нагрузке g = 175 кг∙м^-2, скорость выгорания равна скорости выгорания древесины.

По формуле (8) рассчитав характерную продолжительность объемного пожара в помещении:. Так как объем помещения V = 12 ∙ 10³ м³ больше 10³ м³, определяем проемность помещения П по формуле (2): . По рис. 10 определяем, что эквивалентная продолжительность пожара для железобетонной колонны составляет 4,05 ч.

9. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПРЕДЕЛЬНОГО КОЛИЧЕСТВА ПОЖАРНОЙ НАГРУЗКИ ДЛЯ ПЛОСКИХ ГОРИЗОНТАЛЬНЫХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ И ОГНЕЗАЩИЩЕННЫХ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ КОНСТРУКЦИЙ ПЕРЕКРЫТИЯ, ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ НЕСУЩИХ СТЕН, ЦЕНТРАЛЬНО-СЖАТЫХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОЛОНН В УСЛОВИЯХ ОБЪЕМНОГО ПОЖАРА ПРИ ГОРЕНИИ ТВЕРДЫХ ГОРЮЧИХ И ТРУДНОГОРЮЧИХ МАТЕРИАЛОВ

9.1. Определяются параметры помещения, аналогичные приведенным в п. 8.1. (за исключением общего количества пожарной нагрузки).

9.2. Находится эквивалентная продолжительность пожара, которая принимается равной значению фактического предела огнестойкости анализируемой конструкции.

9.3. Вычисляется проемность помещения согласно соотношению (1) или (2).

9.4. С учетом найденных значений проемности помещения П и t_экв определяется величина параметра t_п: для плоских горизонтальных конструкций перекрытия - по рис. 8, для несущих железобетонных стен - по рис. 9, для центрально-сжатых железобетонных колонн - по рис. 10.

9.5. Рассчитывается предельное количество пожарной нагрузки:

Пример. Определить предельное количество пожарной нагрузки, эквивалентное древесине и имеющее одинаковую с ней скорость выгорания для помещения промышленного здания 1 степени огнестойкости. Площадь помещения S = 1060 м², суммарная площадь проемов А = 105 м², приведенная высота проемов h = 2,6 м, высота помещения Н = 6 м. Определяем эквивалентную продолжительность пожара для заданного помещения. Согласно СНиП 2.01.02-85, для зданий 1 степени огнестойкости предел огнестойкости для перекрытий составляет 1 ч, для колонн - 2,5 ч, следовательно, эквивалентная продолжительность пожара для железобетонных конструкций перекрытия составляет 1 ч, д центрально-сжатых железобетонных колонн 2,5 ч.

Объем рассматриваемого помещения V = 6360 м превышает 10³ м³, поэтому определяем проемность помещения по формуле (2): . По рис. 8 для плоской горизонтальной конструкции перекрытия вычисляем продолжительность объемного пожара по известным значениям t_экв и П. В данном случае t_п = 0,92 ч. По соотношению (33) определяем предельное количество пожарной нагрузки:  кг, что составляет 67 кг на 1 м² пола.

По известным значении t_экв и П определяем продолжительность объемного пожара для железобетонных центрально-сжатых колонн по рис. 10, которая в данном случае равна t_п = 1,18 ч. По уравнению (33) рассчитаем предельное (допустимое) количество пожарной нагрузки:  кг, что составляет 85,8 кг на 1 м² пола.

Для рассматриваемого помещения предельным значением распределенной пожарной нагрузки, состоящей из горючих и трудногорючих твердых материалов, приведенных к древесине, является меньшее из найденных значений G_g = 67 кг∙м^-2.

Метод определения эквивалентной продолжительности пожара и предельного количества пожарной нагрузки для железобетонных колонн по потере их несущей способности изложен в работе /5/, для железобетонных металлических конструкций перекрытий - в /4/.

Алгоритм расчета несущей способности центрально-сжатой железобетонной колонны и железобетонных несущих стен при объемном пожаре в помещении приведен в прил. 3.

10. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ЭКВИВАЛЕНТНОЙ ПРОДОЛЖИТЕЛЬНОСТИ ПОЖАРА ДЛЯ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ТРЕХСЛОЙНЫХ ПАНЕЛЕЙ НАРУЖНЫХ СТЕН С ГИБКИМИ СВЯЗЯМИ

10.1. Определяются параметры помещений, аналогичные приведенная в п. 8.1.

10.2. Из соотношения (8) рассчитывается характерная продолжительность объемного пожара t_п.

10.3. По формуле (1) или (2) вычисляется проемность помещения.

10.4. По рис. 11 определяется эквивалентная продолжительность пожара t_экв с учетом значений t_п и П для трехслойных панелей стен.

Пример. Определить эквивалентную продолжительность пожара дои трехслойной стеновой панели в помещении общественного здания. Площадь пола S = 288 м², высота помещения Н = 7 м, суммарная площадь проемов А = 16,6 м², приведенная высота проемов h = 3 м, общее количество пожарной нагрузки, приведенное к древесине, Р = 11520 кг, что соответствует пожарной нагрузке G = 40 кг∙м^-2. Скорость выгорания материала пожарной нагрузки равна скорости выгорания древесины.

По формуле (8) рассчитаем характерную продолжительность объемного пожара в помещении: ч. Так как объем помещения V = 2016 м³ больше 10³ м³, определяем проемность помещения П по формуле (2) . По рис. 11 получаем, что эквивалентная продолжительность пожара для трехслойной стеновой панели составляет 2,4 ч.

11. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПРЕДЕЛЬНОГО КОЛИЧЕСТВА ПОЖАРНОЙ НАГРУЗКИ ДЛЯ ТРЕХСЛОЙНЫХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ПАНЕЛЕЙ НАРУЖНЫХ СТЕН С ГИБКИМИ СВЯЗЯМИ

11.1. Определяются параметры помещения, аналогичные приведенным в п. 8.1 (за исключением общего количества пожарной нагрузки).

11.2. Находится эквивалентная продолжительность пожара, которая принимается равной значению фактического предела огнестойкости трехслойной стеновой панели.

11.3. По формулам (1) и (2) вычисляется проемность помещения.

11.4. По рис. 11 с учетом найденных значений проемности П и t_экв определяется продолжительность объемного пожара t_п.

11.5. По формуле (3) рассчитывается предельное количество пожарной нагрузки. Если значение проемности не соответствует приведенным на рис. 11, зависимость t_экв = f (П) определяется путем линейной интерполяции.

Пример. Определить предельное количество пожарной нагрузки, эквивалентное древесине и имеющее одинаковую с ней скорость выгорания для помещения общественного здания 1 степени огнестойкости. Площадь помещения S = 648 м², суммарная площадь проемов A = 18,7 м², приведенная высота проемов h  = 3 м, высота помещений Н = 7,4 м. Определяем эквивалентную продолжительность пожара для заданного помещения. Согласно СНиП 2.01.02-85, для зданий 1 предел огнестойкости для несущих стен равен 2,5 ч, следовательно, эквивалентная продолжительность пожара для трехслойной стеновой панели составляет 2,5 ч.

Объем рассматриваемого помещения V = 5184 м³, поэтому проемность помещения вычисляем по формуле (2): . По рис. 11 для трехслойных стеновых панелей определяем продолжительность объемного пожара с учетом известных значений t_экв и П. В данном случае t_п = 1,05 ч. По соотношению (33) рассчитаем предельное количество пожарной нагрузки:  кг, что составляет 24 кг на 1 м² пола.

Алгоритм расчета несущей способности трехслойных стеновых панелей при объемном пожаре в помещении приведен в прил. 3. Конструкция и работа трехслойных панелей наружных стен с гибкими связями описаны в работе /6/.

Рис. 11. Зависимость эквивалентной продолжительности пожара t_экв от характерной продолжительности объемного пожара t_п для трехслойных стеновых панелей:

ПРИЛОЖЕНИЯ

ПРИЛОЖЕНИЕ 1

Расчет температурного режима в помещении с учетом начальной стадии пожара при горении твердых горючих и трудногорючих материалов

1. По данным пожарно-технического обследования или проектной документации определяются: объем помещения V; площадь проемов помещения А_i; высота проемов h_i; общее количество пожарной нагрузки каждого вида горючего твердого материала P_i; приведенная высота проемов h; высота помещения Н; общее количество пожарной нагрузки, приведенное к древесине, Р.

2. По рис. 2, 3 в соответствии с объемом помещения V и пожарной нагрузкой q определяется минимальная продолжительность начальной стадии пожара (НСП) t_НСП. Времени окончания НСП соответствует температура T_в.

3. Рассчитывается температурный режим развитой стадии пожара по методу, изложенному в работе /1/.

4. По результатам расчета температурного режима строится зависимость среднеобъемной температуры в помещении в координатах температура - время так, чтобы значению температуры T_в на восходящей ветви соответствовало значение t_НСП.

5. Определяется изменение среднеобъемной температуры в начальной стадии пожара с точностью до 20 %: (T - T₀) / (T_НСП - T₀) = (t / t_НСП)², где T_НСП - среднеобъемная температура в момент окончания НСП; определяется из литературных источников или экспериментально. Среднее значение T_НСП при горении пожарной нагрузки из твердых органических материалов принимается равной 250 °С.

Пример. Определить температурный режим пожара в помещении промышленного здания с учетом начальной стадии пожара. Площадь пола S = 2340 м², объем помещения V = 14040 м³, площадь проемов A = 167 м², высота проемов h = 2,89 м. Общее количество пожарной нагрузки, приведенное к древесине, составляет 4,68 ∙ 10 кг, что соответствует пожарной нагрузке g = 20 кг∙м^-2.

По рис. 2 получаем продолжительность начальной стадии пожара t_НСП = 40 мин. Принимаем температуру вспышки Т_в равной 250 °С. Рассчитываем температуру в объеме помещения в начальной стадии пожара, согласно пункту 5, от начального значения Т₀ = 20 °С до температуры вспышки t_в = 250 °С при t = t_НСП. Среднеобъемная температура объемного пожара рассчитывается по руководству /1/. Время начала объемного пожара t_всп = 40 мин. Результаты расчета температурного режима пожара для данного помещения приведены на рисунке.

Изменение температур при пожаре с учетом начальной стадии пожара в помещении объемом V = 14040 м³, проемностью П = 0,12 м^0,5 с пожарной нагрузкой, приведенной к древесине в количестве 20 кг∙м^-2:

1 - среднеобъемная температура; 2 - температура поверхности перекрытия; 3 - температура поверхности стен

ПРИЛОЖЕНИЕ 2

Расчет прогрева плоских горизонтальных железобетонных и огнезащищенных металлических конструкций перекрытия при горении ЛВЖ и ГЖ в условиях локального пожара

1. При горении ЛЖ и ГЖ площадь очага горения F принимается равной площади зеркала жидкости, свободно разлившейся на пол или находящейся в открытой емкости.

Длительность пожара рассчитывается из выражения

2. Для определения граничных условий III рода вычисляется значение максимальной температуры пламени T_max. Для ЛВЖ и ГЖ T_max рассчитывается по формуле методом последовательных, приближений:

Задается Т_max и по этой температуре определяются по справочным данным /8, 9/ теплофизические характеристики продуктов горения ν, λ, с_р β, ρ и значения T_к и D для жидкости, составляющей пожарную нагрузку. При отсутствии справочных данных необходимые параметры рассчитываются /10/. По критериальной зависимости (2) рассчитывается новое значение максимальной температуры пламени . Если  значение . принимается за окончательное значение максимальной температуры пламени. В противном случае вычисляется максимальная температура пламени, для этого теплофизические характеристики определяются по .

Значения максимальной температуры пламени  при горении различных веществ приведены в табл. 1 /8/.

Таблица 1

3. Рассчитывается высота расположения точки в пламени, где температура максимальна Y_max /13/:

При определении Y_max и Т_max за характерный размер очага горения принимается диаметр d₀, если очаг имеет круглую форму, или величина

если, форма очага отличается от круговой. Значения Y_max для различных веществ приведены в табл. 2.

Таблица 2

4. Вычисляется температура Т₀ и скорость потока U₀ на оси пламени под перекрытием. При Н / Y_max ≤ 4,5 (Н - высота перекрытия, м) расчет ведется по формулам:

 

Максимальная скорость по оси пламени определяется из выражения

При H / Y_max > 4,5 значения u₀ и Т₀ вычисляются по соотношениям

 

где ∆Т₀ = Т₀ - Т_ос - избыточная температура, К.

Величина Q₀ определяется для жидких топлив:

Если время развития пожара t ≥ t₀, то . При отсутствии данных о t₀ для жидких топлив принимается t₀ = 15 мин. Порядок расчета величины r приведен в прил. 4.

5. По справочным данным для продуктов сгорания (дымовые газы) вычисляются значения коэффициентов теплопроводности λ и кинематической вязкости ν по температуре, равной Т₀.

6. Значение максимальной скорости на внешней границе пограничного слоя u_* (м∙с^-1) и расстояние от критической точки до точки, соответствующей максимальному значению осевой скорости r_*, определяется из соотношений

 

где значения u₀ (м∙с^-1) определяются по формуле (6) или (9), а Y_max - по (3).

7. Значения локального и среднего коэффициента теплоотдачи конвекцией в зоне ускоренного течения (0 < r < r_*) рассчитываются из уравнений

 

где . Значение Pr берется из справочных данных да определяющей температуры T₀.

Коэффициент теплоотдачи конвекцией в зоне переходного течения r_* < r ≤ 2,4r_* определяется по формулам

 

где - турбулентное число Прандтля.

Величины локального и среднего коэффициента теплоотдачи конвекцией в зоне основного течения () рассчитываются по формулам

 

где    

 

Соотношение (18) справедливо для чисел Рейнольдса Re_* = 10³ - 10⁷ и относительных расстояний

Значение локального и среднего коэффициента теплоотдачи излучением при Н / Y_max ≤ 2,3 определяется по формулам:

 

где a = 0,28h^-0,2.

При 6 ≥ H / Y_max > 2,3 значения локального и среднего коэффициента теплоотдачи излучением вычисляются из соотношений

 

При расчете коэффициента теплоотдачи в критической точке в формулах (13), (19, (21) принимается

8. С помочью ЭВМ вычисляются нестационарные температурные поля в плоской горизонтальной конструкции с учетом найденных граничных условий. Рассчитываются значения температуры по толщине конструкции на очередном временном шаге:

температура обогреваемой поверхности t_w:

температура в n-м слое:

температура необогреваемой поверхности конструкции:

где α₁ = α_R + α_к - суммарный коэффициент теплоотдачи, вычисляемый по соотношениям (13) - (22); α₂- коэффициент теплоотдачи от необогреваемой поверхности с температурой Т_N в окружающую среду с температурой T_B, определяемый по формулам /4/

где L₁ - характерный размер, принимаемый равным ширине перекрытия, м; Pr = 0,7 - критерий Прандтля;  - критерий Грасгофа; α_2R - коэффициент теплоотдачи излучением от необогреваемой поверхности, рассчитываемый по формуле

Толщина слоя ∆χ и временной интервал ∆t вычисляются из условий устойчивости явной конечно-разностной схемы. При этом . Временные интервалы определяются зависимостями

где λ_t, c_t - теплопроводность и теплоемкость материала конструкции, рассчитанные при температуре конструкции в начале пожара и при максимальной температуре прогрева конструкции

T_{n max}; α_{1 max}, α_{2 max} - максимально возможные величины коэффициента теплоотдачи от пламени к конструкции и от конструкции в окружающую среду.

ПРИЛОЖЕНИЕ 3

Расчет изменения несущей способности железобетонных центрально-сжатых колонн и несущих стен при объемном пожаре в помещении

1. Расчет изменения несущей способности железобетонных центрально-сжатых колонн

1.1. Температурный режим пожара в помещении рассчитывается методом, изложенным в работе /1/.

1.2. По полученному значению среднеобъемной температуры рассчитывается прогрев колонны в определенный момент методом, приведенным в инструкции /11/. При этом закон теплообмена на гранях колонны выбирается таким же, как для вертикальных строительных конструкций.

1.3. Вычисляется изменение несущей способности колонны /11/:

где  - призменная прочность бетона, кг∙см^-2;  - прочность стали, кг∙см^-2;

F_{a, n, m} - площадь поперечного сечения стального элемента с узлом n, m; γ_δ,i,j - a_δ - b_δt_ij - температурный коэффициент снижения прочности бетона; γ_a,n,m = a_a - b_at_n,m - температурный коэффициент снижения прочности стали; γ_a,n,m = a_a - b_at_n,m - температура в узле i, j температурной расчетной сетки сечения колонны, °С; t_n,m - температура в узле n_, m температурной сетки, совпадающей с расположением арматуры.

Значения коэффициентов a_δ, b_δ, a_a, b_a приведены в инструкции /9/. Коэффициент продольного изгиба φ вычисляется в зависимости от соотношения l₀ / b_t, /9/, где l₀ - расчетная длина сжатого элемента.

Рабочая ширина приведенного прямоугольного сечения колонны b_t определяется из соотношения при условии t_i,M > t_кр и t_i+1,M < t_кр,

где j = M соответствует оси симметрии сечения колонны; b₀ - меньшая сторона прямоугольного сечения колонны. Под критической температурой t_кр понимается температура t_i,j, при которой .

1.4. После достижения максимального значения температуры в узле сетки t_{i,j max} коэффициент потери прочности бетона в формуле (1) вычисляется по соотношению

где t_δ,m;  - коэффициент потери прочности охлажденного бетона, соответствующий t_{i,i max};  - коэффициент потери прочности охлажденного бетона после нагрева до t_{i,j max}. Зависимость  от температуры нагрева приведена в работе /12/.

1.5. Несущая способность колонны рассчитывается до полного ее остывания до температуры t_H.

1.6. Эквивалентная продолжительность пожара для сплошных железобетонных центрально-сжатых колонн определяется без оценки изменения несущей способности колонн в течение всего пожара. Вычисляется значение несущей способности остывшей после пожара колонны:

Коэффициент продольного изгиба в формуле (3) определяется по п. 1.3, однако в данном случае под критической температурой подразумевается значение t_{i,j max}, при котором  = 0. Для остывшей арматуры, согласно работе /9/, γ_a,n,m = 1.

2. Расчет изменения несущей способности сплошных железобетонных несущих стен

2.1. Производится расчет температурного режима пожара и прогрева несущих стен в помещении по методу из работы /1/

2.2. Статический расчет платформенно-опертой стены производится при условии разрушения стены с прогибом в «холодную» сторону (от пожара). При этом несущая способность стены  (в каждый момент определяется из условия ее равновесия в предельном состоянии:

где  - усилие, воспринимаемое сжатой арматурой стены, кг;  - усилие, воспринимаемое растянутой арматурой стены, кг;  - сечение сжатой и растянутой арматуры соответственно, см²; z_u - расстояние между центрами сжатой и растянутой арматуры, см²; l = 0,5H -a + f₀ - начальное расстояние от линии приложения нагрузки до центра растянутой арматуры: Н - толщина стены, см; l₀ = 2 см - случайный эксцентриситет приложения нагрузки; a - расстояние от необогреваемой грани до центра растянутой арматуры, см;  - усилие, воспринимаемое сжатым бетоном сечения стены, кг;  - момент сжатой зоны бетона относительно растянутой арматуры, кг∙см; X - высота сжатой зоны бетона; x - текущая координата, перпендикулярная плоскости стены и отсчитываемая от растянутой арматуры; b - ширина стены, см.

Используя ту же пространственную сетку, что и для решения теплофизической задачи прогрева стены, и записывая интегралы в численном виде методом трапеций, из системы (4) получим безразмерное уравнение для определения высоты сжатой зоны бетона:

где  

Значение  до достижения максимальной температуры в элементарном слое  вычисляется в соответствии с инструкцией /11/. После достижения максимального значения температуры в элементарном слое коэффициент потери прочности бетона  в формуле (5) рассчитывается по соотношению

2.3. Определяется значение  для которого ∆(N) > 0, α∆(N + 1) < 0, где ∆ (i) - левая часть уравнения (5).

2.4. Вычисляется значение несущей способности стены N_pt:

2.5. Несущая способность стены рассчитывается до полного остывания до температуры t_H.

2.6. Эквивалентная продолжительность пожара для сплошной железобетонной стены определяется с учетом его полного остывания по остаточной несущей способности. Расчет прогрева конструкции производится до момента, когда температуры всех элементарных слоев, на которые разбивается сечение стены, достигнут максимального значения. Высота сжатой зоны, выраженная количеством элементарных слоев, определяется для остывшей стены из уравнения

где . Если , то , где ; ; μ процент армирования стены; γ_δ0 - соответствует максимальному значению температуры в элементарном слое за все время пожара t_{i max}.

2.7. Определяется значение i = N_ui = N + 1, для которого ∆'(N) > 0 и ∆'(N + l) < 0, где ∆'(i) - левая часть уравнения (7).

2.8. Несущая способность остывшей после пожара стены рассчитывается из соотношения

Если ∆'(i) > 0 при любом i ≤ N₁, где N₁ - количество элементарных слоев от обогреваемой грани до центра растянутой арматуры, то значение N_p вычисляется по формуле

где  - приведенная полезная высота сечения стены.

2.9. Для заданного помещения получаем зависимость относительной несущей способности стены  от параметров  и  при пожаре, где  - начальное значение несущей способности стены; R - параметр в формуле (7). По известному значению относительной нормативной рабочей нагрузки  получаем соответствующие ей значения  и . Фактический предел огнестойкости конструкции с полученными таким образом параметрами  и  будет эквивалентной продолжительностью пожара для сплошной железобетонной стены в рассматриваемом помещении.

3. Расчет изменения несущей способности трехслойных панелей стен

3.1. Описание конструкции трехслойных стеновых панелей наружных стен с гибкими связями и схема разрушения платформенно-опертой трехслойной стеновой панели приведены в работе /6/.

3.2. Расчет несущей способности трехслойных стеновых панелей аналогичен расчету сплошных железобетонных стен по п. 2.2. Дня трехслойных стен учитываются следующие изменения. В формуле (4) l = 0,5h₁ + h₂ + (h₃ - а) + f₀, где h₁, h₂, h₃ - толщина слоев трехслойной стены; h₁ - толщина несущего слоя. Случайный эксцентриситет для трехслойной стены f₀ = 1 см. В формуле (5) вместо H используется h₁. При выполнении условия

Зависимость относительной несущей способности (а) к фактического предаю огнестойкости (б) трехслойных стеновое швалей от параметров R и l:
 ; ;

где  - усилие, воспринимаемое связями между бетонными слоями; n - расчетное количество связей; d - диаметр связей. Необходимо сделать следующие изменения:

параметр  в формуле (5) записывается как:

второе слагаемое в формулах (6) примет вид:

параметр  в формуле (7) запишем в виде

второе слагаемое в формулах (8) примет вид:

При обратном знаке в неравенстве (10) все указанные выше выражения будут иметь тот же вид, что и для сплошной железобетонной стены.

Если ∆'(i) > 0 при любом i ≤ N₁ (для трехслойной панели N₁ - количество элементарных слоев несущего слоя), то значение N_p вычисляется по формуле

где

приведенная полезная высота сечения несущего слоя трехслойной стены.

3.3. Процедура определения эквивалентной продолжительности пожара для трехслойной стеновой панели аналогична изложенной в п. 2.9. При этом параметры  и  определяются в соответствии с изложенными выше особенностями для трехслой-ных стен.

Пример. Определить эквивалентную продолжительность пожара для трехслойной стеновой панели в помещении общественного здания. Площадь помещения S = 288 м², высота 7 м, общая площадь проемов 20 м², приведенная высота проемов 3 м, пожарная нагрузка, приведенная к древесине, составляет 40 кг на 1 м² площади пола.

В соответствии с п. 3.2. получаем зависимость относительной величины несущей способности остывшей после пожара трехслойной стены N_p от параметров  и  (см. рисунок, а). Если относительная величина нормативной рабочей нагрузки  и , то значение параметра . По зависимости фактического предела огнестойкости трехслойных стеновых панелей от-аналогичных параметров (см. рисунок, б) получаем предел огнестойкости, равный 2,4 ч. Таким образом, эквивалентная продолжительность пожара для трехслойных стеновых панелей в данном помещении составляет 2,4 ч. Описанный порядок определения эквивалентной продолжительности пожара схематически показан на рисунке стрелками.

Номограммы выполнены для трехслойных стеновых панелей из тяжелого бетона с утепляющим слоем из минеральной ваты. Если h₂ ≥ 70 мм, номограммы достоверны для любого утеплителя (воздушная прослойка, пенополиуретан, минвата и др.).

ПРИЛОЖЕНИЕ 4

Расчет коэффициента полноты горения пожарной нагрузки

1. Для исходного материала пожарной нагрузки с известным элементарным составом рассчитываются состав и термодинамический свойства продуктов горения по методике, изложенной в работе /13/.

2. По результатам расчета определяется изменение энтальпии продуктов горения (Σ∆H)_пр и плотности ρ в зависимости от температуры и коэффициента избытка окислителя α.

3. Находится значение коэффициента , равное отношению массы продуктов горения к выгоревшей массе пожарной нагрузки. Величина  зависит от коэффициента избытка окислителя.

4. Определяется теплотворная способность топлива (материала пожарной нагрузки и кислорода воздуха):

В качестве примера на рис. 1 - 6 приведены зависимости  для твердой пожарной нагрузки (древесина), ЛВЖ (этанол) и ГЖ (турбинное масло ТП - 22 с.).

5. Определяется вид возможного пожара в помещении в соответствии с п. 2.1 раздела 2.

6. Находится значение коэффициента избытка окислителя: , где - объемное содержание кислорода в пламени.

Принимается, что для ПРВ  (об.), для ПРП  = 10 - 20 % (об.) Коэффициент избытка окислителя рассчитывается для определенного ранее вида пожара при граничных значениях диапазона изменения , то есть определяются значения α₁ и α₂.

Рис. 1. Зависимость энтальпии продуктов горения древесины ∆Н от температуры Т для различных значение коэффициента избытка окислителя α:
1 - α = 1; 2 - α = 0,5; 3 - α = 0,25; 4 - α = 0,15; 5 - α = 0,1; 6 - α = 0

Рис. 2. Зависимость энтальпии продуктов горения этанола ∆Н от температуры Т для различных значение коэффициента избытка окислителя α:
1 - α = 1; 2 - α = 0,75; 3 - α = 0,25; 4 - α =0,1; 5 - α = 0

7. Вычисляется максимальное значение температуры пламени Т_max в соответствии с прил. 2 и работой /14/.

8. Для полученных значений Т_max и α₁, α₂ в соответствии с п. 2 определяются плотность продуктов горения ρ₁ и ρ₂, энтальпия (Σ∆H₀)_пр.1, и (Σ∆H₀)_пр.2 при T = 296 К, (Σ∆H₀)_пр.1 и (Σ∆H₀)_пр.2 при Т = T_max.

Рис. 3. Зависимость энтальпии ∆Н продуктов горения турбинного масла ТВ-22с от температуры Т для различных значений коэффициента избытка окислителя α
1 - α = 0,1; 2 - α = 0,25; 3 - α = 0,5; 4 - α =0,75; 5 - α = 1,0

Рис. 4. Зависимость плотности продуктов горения древесины ρ от температуры Т и коэффициента избытка окислителя α:
1 - T = 300 К; 2 - 400 К; 3 - 500 К; 4 - 600 К; 5 - 700 К; 6 - 800 К; 7 - 900 К; 8 - 1000 К; 9 - 1100 К; 10 - 1200 К: 11 - 1300 К; 12 - 1400 К; 13 - 1700 К; 14 - 2000 К; 15 - 2400 К

9. Для значений α₁ и α₂ вычисляется энтальпия продуктов горения при адиабатических условиях:

10. Для найденных значений (Σ∆Н_ад)_пр и α по рис. 1 - 3 рассчитывается значение адиабатической температуры T_aд.

11. Определяется плотность продуктов горения ρ_ад при Т = Т_ад по рис. 4, 5.

Рис. 5. Зависимость плотности продуктов горения ЛВЖ и ГЖ ρ от температуры Т и коэффициента избытка окислителя α:
1 - T = 300 К; 2 - 400 К; 3 - 500 К; 4 - 600 К; 5 - 700 К; 6 - 800 К; 7 - 900 К; 8 - 1000 К; 9 - 1100 К; 10 - 1200 К; 11 - 1300 К; 12 - 1700 К; 13 - 2000 К; 14 - 2400 К

Рис. 6. Зависимость низшей теплотворной способности топлива  и безразмерной массы топлива m от коэффициента избытка окислителя (кислорода воздуха) α:
1, 2, 3 - масса ГЖ, ЛВЖ, древесины соответственно
1', 2', 3' - низшая теплотворная способность ГЖ, ЛВЖ, древесины

12. Вычисляется коэффициент полноты горения:

 

13. Определяется среднее значение коэффициента полноты горения в заданный момент: η = (η_α1 + η_α2) / 2.

ПРИЛОЖЕНИЕ 5

Рекомендуемые термины и определения

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Руководство по расчету температурного режима пожара в помещениях жилых зданий. - М.: ВНИИПО, 1983. - 48 с.

2. Романенко П.Л., Бубырь Н.Ф., Башкирцев М.П. Теплопередача в пожарном деле. - М.: Высшая школа МВД СССР, 1969. - 424 с.

3. Расчет полей скоростей, температур и концентраций продуктов горения в коридорах при пожаре в смежных с ними помещениях: (Методические указания). - М.: ВНИИПО, 1984. - 21 с.

4. Молчадский И.С. Приведение температурного режима реальных пожаров к стандартному // Огнестойкость строительных конструкций: Сб. тр. - М.: ВНИИПО, 1979. - Вып. 7. - С. 3 - 7.

5. Молчадский И.С., Зотов С.В. Расчет требуемого предела огнестойкости и допустимой пожарной нагрузки для железобетонных колонн // Огнестойкость строительных конструкций: Сб. науч. тр. - М.: ВНИИПО, 1984. - С. 50 - 65.

6. Яковлев А.И., Шейнина Л.В. Расчет огнестойкости трехслойных панелей стен на основе использования ЭВМ // Огнестойкость строительных конструкций: Сб. тр. - М.: ВНИИПО, 1974. - Вып. 2, - С. 25 - 45.

7. Решетар Я. Исследование граничных условий для расчета огнестойкости строительных и технологических конструкций: Автореф. дис. ... канд. техн. наук. - М.: ВИПТШ, 1980. - 26 с.

8. Варгафтик Н.Б. Справочник по теплофизическим свойствам газов и жидкостей. - М.: Наука, 1972. - 720 с.

9. Таблица физических величин: Справочник. - М.: Атомиздат, 1976. - 1005 с.

10. Монахов В.Т. Методы исследования пожарной опасности веществ. - М.: Химия, 1979. - 423 с.

11. Инструкция по расчету фактических пределов огнестойкости железобетонных строительных конструкций на основе применения ЗИЛ. - М.: ВНИИПО, 1975. - 220 с.

12. Огнестойкость зданий / Бушев В.П., Пчелинцев В.А., Федоренко В.С., Яковлев А.И. - М.: Стройиздат, 1970. - 261 с.

13. Гутов В.Н., Молчадский И.С. Расчет состава и теплофизических свойств продуктов сгорания древесины // Огнестойкость строительных конструкций: Сб. тр. - М.: ВНИИПО, 1979. - Вып. 7. - С. 20 - 29.

14. Равич М.Б. Топливо и эффективность его использования. - М.: Наука, 1971. - 358 с.

СОДЕРЖАНИЕ