Перерасчет коэффициента избытка воздуха

Для 1 часа Тп.г. = 423 К (для 30 и 45 мин эти расчеты опускаем, так как Т„.г. близка к 373 К)

= = 0,856h2; 2<°’856/l2 + h2) =3; h2= 3/2-1,856 = 0,808,

hi = 0,856 0,808 =0,692;Л=2М-2=2-0,692-3-2=8,304;

3600 • 0,64 • 8,304 2 • 9,81 • 0,692(1,285 0,849

V 1,285

= 2,51.

0,95-31,8-50-10,82

Для 2 часов Тп г. = 478 К

2 = 0,821Л2; 2(0,821h2 + h2) = 3; h2= 3/2-1,821 = 0,824;

hi = 0,821-0,824=0,676; fo= 2 0,676-3-2=8,112;

Ji 295-0 741

2 • 9,81 • 0,692(- -)

________________________ 1,285

0,95-31,8-50 10,82

По полученным значениям для различных моментов времени и при =1,68-103 Вт/м2 с помощью номограммы /16,180/ рассчитаны среднеобъемные значения температуры в отсеке склада каучука в период развития пожара, а также значения температуры среды на уровне нижнего пояса ферм. Результаты расчета представлены в таблице 11.1.

Полученные в результате расчета значения температуры среды в основном совпадают с результатами освидетельствования железобетонных конструкций, проведенного [7,19-38]. Результаты освидетельствования максимальных температур по зонам в отсеке склада каучука представлены на рис. 11.1. Необходимо отметить, что максимальная температура среды непосредственно над очагом пожара равнялась примерно от 800 до 900 °C, что следует учитывать при расчете прогрева железобетонных конструкций.

Представив полученные результаты в графическом виде (рис. 11.3) получим ряд кривых, пропорциональных стандартной кривой пожара, характеризующих повышение температуры среды на уровне нижнего пояса ферм. Поэтому для расчета прогрева нижнего пояса ферм можно использовать методику, изложенную в предыдущем параграфе.

Таблица 11.1.

Время, час-мин

0-15

0-30

0-45

1

1-30

2

2-30

1

2

3

4

5

6

7

8

tcp. об.

0125

140

160

180

230

240

265

Фо

280

320

350

370

420

455

485

ф5

230

270

300

320

360

400

430

ф4

175

220

250

275

310

345

365

Фз

130

180

200

220

250

290

305

ф2

105

150

165

190

225

250

270

Ф1

85

120

145

175

200

225

250

Фб

230

270

300

320

360

400

430

ф7

175

220

250

275

310

345

365

ф«

130

180

200

220

250

290

305

Изменение температуры пожара на уровне нижнего пояса ферм

Рис. 11.3. Изменение температуры пожара на уровне нижнего пояса ферм

Расчет прогрева железобетонных ферм

Стропильные предварительно напряженные железобетонные фермы марки ФС 24П-4В с пролетом 24 м (шаг 6 м) серии ПК-01-129/68 изготовлены из бетона В 30 на известняковом заполнителе. В качестве рабочей арматуры применена высокопрочная холоднотянутая проволока диаметром 5 мм класса Вр-П. Поперечное сечение, наиболее слабого к воздействию пожара, элемента фермы - его нижнего пояса представлено на рис.2.12.

Y‘

Сечение нижнего пояса ферм

Рис. 11.4. Сечение нижнего пояса ферм

Нагрев холоднотянутой предварительно напряженной арматуры приводит к потере предварительного напряжения. Необратимое снижение предварительного напряжения начинается уже при температуре арматуры 100 °C. С увеличением температуры от 245 до 300 °C величина температурной ползучести стали увеличивается более чем в два раза. Это приводит к полной потере предварительного напряжения арматуры. При прогреве предварительно напряженного элемента с высокопрочной холоднотянутой арматурой выше 150-200°С и последующем остывании его под нагрузкой появляются необратимые деформации. Величина этих деформаций (необратимых прогибов) является недопустимой с точки зрения возможности дальнейшей эксплуатации предварительно напряженных конструкций [7,19-38].

Нас интересует температурное поле нижнего пояса ферм на время 2,5 часового развития пожара. К этому времени произошло обрушение фермы Фо, находившейся над очагом пожара, а также двух рядов плит перекрытия ПКЖ-6. В результате выделяющееся при пожаре тепло стало уходить в образовавшийся проем (размером 24x12 м) и дальнейший подъем температуры среды в отсеке склада каучука прекратился.

Расчет прогрева нижнего пояса ферм производим согласно методике разработанной в [19-36].

При этом одномерный прогрев определяется по формуле:

= (4)

где ?иов(Г) - температура обогреваемой поверхности, определяется из табл. 2.1.

В данном случае имеет место двумерный прогрев, поэтому расчет прогрева арматуры производим по формуле:

. _ . (^ПОВ(г) ~ ^(х.г)Х^пов(г) t(y,r)) _

1(х,у,г) - 1пов(т) _ ’

^пов(г) ^0

где ?„ов(Г) - температура поверхности; t( х,т), t( у, т) - температура в точке по координате х и у , соответственно; t0 - начальная температура.

В табл. 11.2. представлены рассчитанные значения температуры среды к 2, 5 часам развития пожара. Для этой температуры определялся коэффициент теплоотдачи /19-36/ и число Био. С учетом полученных значений температуры среды и чисел Био по методике изложенной в разделе 2.6 определялась максимальная температура поверхности нижнего пояса ферм. Результаты этих расчетов представлены в табл. 11.2.

Таблица 11.2

Номер фермы

0

5,6

4,7

3,8

2

1

Температура среды, °C

485

430

365

305

270

250

а, Вт/м2 °C

35.5

31,3

26,9

23,5

21,6

20,7

Критерий Био (Bi)

4,41

3,88

3,34

2,92

2,68

2,57

Температура поверхности, °C

378

318

248

201

172

155

Так как температура поверхности ферм в среднем равна 485°C, то расчетные значения теплофизических характеристик железобетона примем при средней температуре /92/

fcp = 0,5 (485+0) = 242,5 °C.

Получим Лср= 1,163 (0,98-0,00047-242,5) =1,007 ВтУ(м*С),

сср= 4,1868(0,17+0,0002-242,5) =0,915, кДж/(кг?С),

рс = 2250 кг/м3; иЮ = 2,5%.

Значение апр определяем по формуле

  • 3,6ЛСР
  • (6)

а"р (с^+0,05w0)-p ’ где и’О - эксплуатационная влажность бетона,%. Следовательно

3,6 1,007

а =----------------------= 0,00155 м2/час

пр (0,915+0,05-2,5)2250

Рассчитываем значение критерия Фурье

„ а 0,00155 n_.Q

Fo = — т =------- 2,5 = 0,248.

б2 (0,125 )2

Рассчитываем безразмерное расстояние от центра сечения до центра пучка арматуры по оси хи у, соответственно 0,078 °’083

и г = —---= 0,624; и .. = —---= 0,664.

х 0,125 J 0,125

Для полученных значений безразмерных координат и Fo по графику (рис.2.3) определяем значение 0 ev=o,43; =0,4.

Определяем прогрев пучка арматуры фермы Фо. По формуле (2.38) рассчитываем одномерный прогрев арматуры по осям х и у. Получим

tx = 378-0,43 (378) = 215,5 °C; ty = 378-0,4(378)= 226,8 °C.

По формуле (2.50) рассчитываем значение температуры пучка арматуры нижнего пояса фермы Фо, после 2,5 часового огневого воздействия (время обрушения фермы)

t (378-215,5)(378-226,8)

I л» J / О J1

Ф°

Прогрев арматуры оставшихся ферм необходимо рассчитывать с учетом коэффициента тепловой инерции, который определяется по формуле /91/

m = т/(т — (8/Zz)2),

где т - время огневого воздействия, час; 5 - расстояние от поверхности нагрева до центра напрягаемой арматуры, м; h - половина толщины сечения, м.

Значение коэффициента тепловой инерции по осям х и у, согласно формуле(2.56), равно

тих = 2,5/ 2,5-(0,047/0,I25)2 = 1,06; (8)

тиу = 2,5/ 2,5-(0,042/0Д25)2 =1,05. (9)

Определяем прогрев пучка арматуры ферм Ф^.ь- Одномерный прогрев по оси х рассчитываем по формуле (2.38)

k = 318-0,43 (318) = 181,3 °C,

с учетом коэффициента тепловой инерции (2.57) получим

tx= (181,3) 1,06= 192,1 °C.

Одномерный прогрев по оси у рассчитываем по формуле (2.38)

/> = 318-0,4(318) = 190,8 °C,

с учетом коэффициента тепловой инерции (2.58) получим

/> = (190,8) 1,05 = 200,3 °C.

Таким образом, максимальная температура арматуры ферм равна

/Ф5.6 =318 - (318-192,1) (318-200,3) = 271,4 °C.

(318-0)

Расчет прогрева предварительно напряженной арматуры нижнего пояса остальных ферм производим аналогичным образом.

Для ферм Ф4,7:

tx = 248 - 0,43 (248) = 141,4 °C,

с учетом коэффициента тепловой инерции

tx = (141,4) 1,06= 149,9 °C;

ty = 248-0,4 (248) = 148,8 °C,

с учетом коэффициента тепловой инерции

ty= (148,8) 1,05 = 156,24 °C.

Следовательно,

  • 1ф4,7 = 248 - (248-149,9) (248-156,24) = 211,7 °C.
  • (248-0)

Для ферм Фз,8:

гх = 201-0,43 (201) = 114,6 °C,

с учетом коэффициента тепловой инерции

tx = (114,6) 1,06= 121,4 °C;

ty = 201-0,4 (201) = 120,6 °C,

с учетом коэффициента тепловой инерции

Гу = (120,6) 1,05 = 126,6 °C.

Следовательно,

Ц3,8 = 207-(207-121,4) (201-126,6) = 171,5 °C.

(201-0)

Для фермы Фг:

tx= 172-0,43 (172) = 98,0 °C,

с учетом коэффициента тепловой инерции

Гх = (98) 1,06= 103,9 °C.

ty =172-0,4 (172) = 103,2 °C,

с учетом коэффициента тепловой инерции

Гу =(103,2) 1,05= 108,4 °C.

Следовательно,

Г^2= 172 - (172-103,9) (172-108,4) =146,8 °C

(172-0)

Для фермы Ф -.

tx= 155-0,43 (155) = 88,4 °C,

с учетом коэффициента тепловой инерции

Гх=(88,4) 1,06 = 93,6 °C,

ty = 155-0,4 (155) = 93,0 °C,

с учетом коэффициента тепловой инерции

Гу = (93,0) 1,05 = 97,6 °C.

Следовательно,

  • 1ф1= 155 - (155-93,6) (155-97,6) = 132,3 °C.
  • (155-0)

Полученные значения максимальных температур позволяют сделать следующие выводы. В процессе огневого воздействия предварительно напряженная арматура нижнего пояса ферм Ф$ и Фв прогрелась до температуры 271,4 °C, что выше допустимой (200°С). Это ставит под сомнение возможность их дальнейшей эксплуатации. Максимальная температура предварительно напряженной арматуры нижнего пояса ферм Фд и Фу (211,7°С) близка к предельно допустимой, поэтому возможность дальнейшей эксплуатации этих ферм необходимо рассматривать с учетом фактических деформаций, наличия трещин после пожара. В остальных фермах максимальная температура арматуры не превышает (171,5 °C), что значительно ниже предельно допустимой.

Температура прогрева при пожаре предварительно напряженной арматуры фермы Фо составляет 313 °C. Полученная в результате расчета температура арматуры значительно выше критической температуры для арматурной проволоки класса Вр-П. Отсюда можно сделать вывод, что обрушение фермы Фо произошло из-за прогрева предварительно напряженной арматуры нижнего пояса фермы до критической температуры, вызывающей полную потерю предварительного напряжения арматуры и необратимую потерю жесткости.

Таким образом, проведенное исследование, включающее изучение материалов о характере развития и тушения пожара в отсеке склада каучука, изучение проектной документации, обследование состояния конструкций после пожара, в частности наличие и характер трещин и сколов бетона, расчет температурного режима по объему отсека склада во время пожара, определение фактических прогибов ферм после пожара, расчет максимального прогрева предварительно напряженной арматуры ферм во время пожара, а также испытание остаточной прочности бетона и арматурной стали позволяет сделать следующий вывод. Фермы Ф^Фо, подвергшиеся в период развития и тушения пожара интенсивному огневому воздействию с прогревом предварительно напряженной арматуры выше до 271,4 °C, а также ферма Ф? с прогревом арматуры до 211,7 °C и имеющие после пожара деформации (прогибы), превышающие нормативное значение, а также значительные трещины и сколы бетона (Фб), требуют замены или усиления. Фермы Ф1 - Ф4 и Фе, подвергшиеся незначительному прогреву и не имеющие недопустимых прогибов, трещин и разрушений, пригодны к дальнейшей эксплуатации.

Контрольные вопросы

  • 1. Назовите причину возникновения пожара в складе каучука?
  • 2. Каким образом происходило развитие пожара; средства тушения пожара?
  • 3. Как рассчитывался температурный режим пожара в складе каучука?
  • 4. Каким способом рассчитывался прогрев нижнего пояса железобетонных ферм?
  • 5. По какому признаку определялась возможность дальнейшей эксплуатации ферм после пожара?
 
Посмотреть оригинал
< Пред   СОДЕРЖАНИЕ ОРИГИНАЛ   След >