КС МолчадскийПОЖАРВПОМЕЩЕНИИМосква 2005
УДК 614.841Молчадский И.С. Пожар в помещении. — М.: ВНИИПО,
2005.-456 с.В книге изложены результаты исследований динамики по¬
жара в помещениях различного назначения. Они анализируются
применительно к возможностям практического использования
в системе гибкого нормирования. Книга может служить в качест¬
ве пособия при разработке технических условий, компенсирую¬
щих противопожарных мероприятий, оценке уровня пожарной
безопасности объектов и решении других задач пассивной проти¬
вопожарной защиты как на стадии проектирования, так и в усло¬
виях эксплуатации этих объектов.Издание предназначено для научных сотрудников, инже¬
нерно-технического персонала научно-исследовательских, про¬
ектных и строительных организаций, органов надзора и контроля
за пожарной безопасностью зданий и сооружений различного
назначения.© ФГУ ВНИИПО МЧС России, 2005
ОглавлениезПредисловие 	 5Условные обозначения	 7Глава 1. Основные направления моделирования тепловогои температурного режимов пожара в помещениях	 101.1.	Общая характеристика методов и практическиеобласти их применения		101.2.	Моделирование пожара в помещенииприменительно к нормативным задачам		221.2.1.	Общие принципы моделирования		221.2.2.	Область применения конструктивногометода расчета		36Глава 2. Классификация пожаров в помещении,определение вида возможного пожара	 422.1.	Классификация пожаров	 422.2.	Локальные пожары, начальная стадия пожара	 482.2.1.	Результаты исследования продолжительности
НСП в помещениях с конструкциями пожарной
опасности класса КО	 512.2.2.	Начальная стадия пожара в помещениях
с конструкциями пожарной опасности классовК1-КЗ	 692.3.	Объемные пожары	 1022.3.1.	Определение вида объемного пожара	 1022.3.2.	Скорость выгорания (тепловыделения)при пожарах			 107Глава 3. Состав продуктов горения материалов, исполь¬
зуемых в строительных конструкциях	 1313.1.	Состав продуктов горения пенопластов,используемых в стеновых панелях	 1313.2.	Продукты горения пенополистиролав системах “Пластбау”	 1403.3.	Продукты сгорания древесины	 1753.3.1.	Состав продуктов сгорания древесины	 176
43.3.2.	Термодинамические свойства продуктовсгорания	 1893.3.3.	Свойства переноса продуктов сгорания	 197Глава 4. Теплообмен очага пожара со строительнымиконструкциями	 2104.1.	Теплообмен строительных конструкций в условиях
начальной стадии пожара и при локальных пожарах	 2124.2.	Сложный теплообмен в условиях объемных пожаров	2304.3.	Тепловое воздействие пожара на стены наружныес внешней стороны	 2424.4.	Результат моделирования температурногои теплового режимов пожара в помещениях	 259Глава 5. Распространение огня по поверхностистроительных конструкций в условиях пожара	 2915.1.	Математическая модель процесса распространения огня	2915.2.	Температура газовой среды в коридоре этажа пожара	3025.3.	Снижение распространения огня(пожарной опасности конструкций)	314Глава 6. Огнестойкость и пожарная опасность строительныхконструкций	 3406.1.	Термины и определения	 3406.2.	Предел огнестойкости строительных конструкций	 3456.3.	Огнестойкость строительных конструкций
в условиях “реальных” пожаров. Эквивалентная
продолжительность пожара	 3756.4.	Пожарная опасность строительных конструкций	 409Литература	 452
Предисловие5Для правильного принятия решения в любой деятельно¬
сти человека, в том числе в области пожарной безопасности,
необходимы серьезные исследования. Степень познания объ¬
екта исследования во многом определяет успех принятия ре¬
шения. Это особенно актуально при переходе к гибкому нор¬
мированию, основы которого заложены в СНиП 21.01.97*
“Пожарная безопасность зданий и сооружений”. В данном
случае объектом исследования является пожар как термогазо¬
динамическое явление. В издании приведены результаты
исследований в этой области, по мнению автора, наиболее
применимые для практических целей обеспечения пожар¬
ной безопасности объектов, в том числе и в области норми¬
рования. Поэтому в работе нет анализа “полевых” методов
моделирования, несмотря на то, что автор считает их весьма
перспективными.Тем не менее книга посвящена “одноточечному” моде¬
лированию (этот метод еще называют “интегральным”), как
в настоящее время достаточно полно исследованному, и ре¬
зультаты, полученные с помощью этого метода, максимально
готовы для использования в нормативных документах. В ра¬
боте обсуждаются критерии и методы их определения,
по которым оценивается качество принимаемых решений.
6Возможность прогнозирования динамики пожара в по¬
мещениях зданий различного назначения позволяет вывести
исследование пожарной опасности объектов на качественно
новый этап развития, обеспечить переход от сравнительных
методов к прогнозным, учитывающим условия эксплуатации
объектов. Это можно считать еще одним шагом на пути ре¬
шения проблемы обеспечения пожарной безопасности.В указанном направлении работает большое число уче¬
ных как за рубежом, так и в Российской Федерации.Автор приносит огромную благодарность всем со¬
трудникам, с которыми он совместно изучал данную про¬
блему. Особенно благодарен он будет тем специалистам,
которые заинтересуются этим изданием. Настоящая книга
не лишена недостатков, поэтому автор с признательностью
примет замечания и пожелания, которые смогут улучшить
дальнейшую работу.
7Условные обозначенияTf - температура факела, К;Тв - средняя температура газов в очаге, соответст¬
вующая моменту окончания начальной стадии
пожара (НСП), К;Тт - температура газовой среды на внешней границе
пограничного слоя, за пределами очага пожара
и за конвективной колонкой, К;Тт - температура на внешней границе пристенного
пограничного слоя при струйном течении, К;Т0 - начальное значение температуры, температура
набегающего потока, К;Тх - локальное значение температуры, К;Tw - температура поверхности строительных конст¬
рукций, К;U0 - средняя скорость распространения пламени
в НСП, скорость набегающего потока, м • с'1;Uf - скорость газовой среды на оси факела, м • с'1;Um - скорость газового потока на внешней границе
пристенного пограничного слоя при струйном
течении, м • с'1;-	максимальная скорость на внешней границе по¬
граничного слоя, м • с*1;Uт - ^-SL, Uш = — - безразмерная скорость;£/. UtоQI-	низшая теплота сгорания материала пожарной
нагрузки, кДж • кг*1;-	низшая теплота сгорания топлива, кДж • кг’1;Йгt- время, с;^нсп- продолжительность начальной стадии пожара, с;^экв-	эквивалентная продолжительность пожара, ч;-	средняя скорость выгорания в НСП, кг • м'2 • с'1;Voми- скорость выгорания материала пожарной нагруз¬
ки, кг • с'1;
/?тах - максимальная скорость выгорания для пожара, ре¬
гулируемого вентиляцией (ПРВ), кг • с*1;F - площадь помещения, м2;Ff - суммарная свободная поверхность материала
пожарной нагрузки, м2;Fn - площадь, на которой размещена пожарная на¬
грузка, м2;V - объем помещения, м3;FT - поверхность пожарной нагрузки, не участвую¬
щей в процессе горения, м2;F0 - площадь проемов, м2;Я - высота помещения, м;h0 - высота проема, м;-	высота факела пламени, м;D - диаметр очага, м;/ - характерный размер поверхности горения, м;г - расстояние от оси факела, м;гх - расстояние от факела, где скорость на внешней
границе пограничного слоя принимает макси¬
мальное значение, м;-	безразмерное расстояние от зеркала горения;•УшахУтях ~ ордината точки, в которой температура пламени
максимальна, м;6 - толщина гидродинамического пограничного
слоя, глубина прогрева материала, м;8, - толщина теплового пограничного слоя, м;В - ширина струи, м;G - общее количество пожарной нагрузки, кг;g - удельная плотность размещения пожарной на¬
грузки (общее количество пожарной нагрузки,
отнесенное к площади ее размещения), кг • м'2
(МДж • м*2);g - пожарная нагрузка (общее количество, отнесен¬
ное к площади пола), кг • м'2 (МДж • м'2);Q - количество тепла, Дж • м*2;Ф? - плотность падающего лучистого теплового пото¬
ка, кВт • м*2;
qnR - плотность поглощенного (эффективного лучи-Лстого теплового потока), кВт • м' ;
qK - плотность конвективного теплового потока, кВт • м'2
q - плотность суммарного теплового потока, кВт • м'2;“У	1а - коэффициент теплоотдачи, Вт • м‘ • К‘ ;
aR - коэффициент лучистой теплоотдачи, Вт • м'2 • К-1;
ак - коэффициент конвективной теплоотдачи, В г • м"2- КГ1;
8ф - степень черноты факела;
к - коэффициент поглощения среды, м"1;
к5 - коэффициент поглощения среды пограничного
слоя, м"1;а = 5,76 • 10'8 - константа излучения, Вт • м'2 • К*4;Рг, =^-
а,-	турбулентное число Прандтля;V.r.Re, =	 - число Рейнольдса при струйном течении;vNuK = ^7^ - конвективное число Нуссельта;А(X XNu^ =	- радиационное число Нуссельта;АNu = NuK + Nu/? - число Нуссельта;
хг 16 п2оТ3N = —-—-— - радиационно-кондуктивное число;ЗкА, 16п2аТ3= ——т— - турбулентное радиационно-кондуктивное число;
3/с5А,тВи = к1 = 1 ,8к56, - число Бугера;D ^/ b Nu^t>r* = 			—— - число Брюна.Xs х 1 + NT
10ГЛАВА 1ОСНОВНЫЕ НАПРАВЛЕНИЯ МОДЕЛИРОВАНИЯ
ТЕПЛОВОГО И ТЕМПЕРАТУРНОГО РЕЖИМОВ
ПОЖАРА В ПОМЕЩЕНИЯХ
1.1.	Общая характеристика методов
и практические области их примененияМоделирование пожара в помещениях основано
на представлении пожара как физического явления переда¬
чи тепла и массы в соответствующих условиях его развития.
Условия развития пожара характеризуются видом пожарной
нагрузки и конструктивно-планировочными характеристи¬
ками здания (помещения). В зависимости от того, каким
образом описывается изменение параметров состояния при
пожаре в помещениях, различают два основных принципа
математического моделирования пожаров.Моделирование на уровне усредненных характеристик
или, как встречается в литературе, “интегральное” модели¬
рование, применяют при описании пожара среднеобъем¬
ными параметрами состояния (важнейшими из которых яв¬
ляются: плотность среды, давление, температура и концен¬
трация компонентов газовой среды).
11С помощью уравнений развития пожара, которые вы¬
ведены из основных законов физики - закона сохранения
массы и первого закона термодинамики, определяется из¬
менение среднеобъемных параметров состояния во време¬
ни. Система дифференциальных уравнений, описывающая
развитие пожара, включает следующие уравнения:
уравнение материального балансаd(pmV)dtуравнение кислородного баланса
d-т(ртхУ) = gbxw ~Grnixi ~ ;
dtуравнение баланса продуктов горения
d-Г (Pmx2V) = MhL2 + x2«Gb - n2X2G ;
dtуравнение баланса инертного газа
d~z (Pmx3V) = *3bGb - x3n3Gr ;
dtуравнение энергииdtrvtn
K-1+СрЕТ^Съ +InMH mcpmTGr qw
уравнение состоянияPm = PmRmT;уравнение теплопроводности— (рсТ) = —
дГ p ' дхгXVдТдхд
+—
дугXVду\jгн	dzXVдТ_dz/начальные условияPm = PmQ , Pm=Pmo , Т= Т(у Х| = Х|0, Х2 = ХШ ХЪ = XV>](1.1)(1.2)(1.3)(1.4)(1.5)(1.6)+?н; (1-7)(1.8)
12функциональные зависимостих„ GB, Gr, a„ MH = ft) - краевые условия для соотно¬
шения (1.7);	(1-9)
Рт, pm, Г, Rm - среднеобъемное давление, плотность,
температура и средняя газовая постоянная;хь Х2, хз - среднеобъемные концентрации кислорода,
продукта сгорания, инертного газа;GB - расход поступающего воздуха; Gr - расход уходя¬
щих газов; Мн - скорость выгорания материала; а, - коэффи¬
циент теплоотдачи на /-й поверхности; t - текущее время.Совокупность уравнений (1.1)—(1.7) совместно с на¬
чальными условиями (1.8) и функциональными зависимо¬
стями параметров пожара (1.9) составляют замкнутую сис¬
тему уравнений развития пожара на уровне его интеграль¬
ных характеристик. Вывод уравнений (1.1)—(1.7) подробно
рассмотрен в работе [1].При развитии пожара в помещениях зданий различно¬
го назначения, имеющих свободный газообмен с окружаю¬
щей средой через различные проемы, давление в помеще¬
нии изменяется незначительно. По данным проведенной се¬
рии экспериментов на фрагментах зданий размером 6x6x3 м3
и 6x6x3 м , в диапазонах изменения отношения площади
проемов к площади пола 4,5-25 % и пожарной нагрузки
из древесины разных пород 50-175 кг • м'2 максимальные
значения локальных избыточных давлений (локального раз¬
режения) не превышали 40 Па. Значение среднеобъемного
давления не превышало нескольких паскалей.Для решения задач, связанных с исследованием опас¬
ных факторов пожара, когда среднее давление изменяется
в небольших пределах, с достаточной степенью точности
можно принять левую часть уравнения (1.5) равной нулю.
13В ряде случаев при решении практических задач сис¬
тему уравнений (1.1)—(1.7) можно упростить. В зависимости
от конечных целей решаемые задачи можно подразделять
на два вида, характеризующиеся существенными отличи¬
тельными признаками, связанными с характером учета теп¬
лообмена очага пожара с ограждающими строительными
конструкциями.Если задачей исследования является получение (про¬
гнозирование) термодинамических характеристик очага по¬
жара, то такие задачи будем называть внешними. При реше¬
нии внешних задач допускается использование различных
эмпирических зависимостей, описывающих теплообмен
очага пожара со строительными конструкциями.К разряду внешних задач относятся конструктивные
расчеты температурного режима пожара в помещениях. Це¬
лью конструктивных расчетов является получение характе¬
ра изменения среднеобъемной температуры в виде функции
температура - время. Функциональная зависимость Т = f(t)
является характеристикой помещения и ошибочно исполь¬
зуется для исследования теплового воздействия очага пожа¬
ра со строительными конструкциями в целях определения
эквивалентной продолжительности пожара и анализа устой¬
чивости проверяемых конструкций в условиях пожара.При решении внешних задач используется система
уравнений (1.1)—(1.6) без уравнения теплопроводности, и при
выполнении конструктивных расчетов по методу внешних
задач достаточно использовать уравнения (1.1) и (1.5) для
помещений, имеющих свободный газообмен с окружающей
средой, а уравнения (1.1), (1.2) и (1.5) - для помещений
со стесненным газообменом.Результаты конструктивного расчета, полученные из ре¬
шения внешней задачи, могут быть использованы для анализа
14теплового воздействия очага на строительные конструкции,
удовлетворяющие условию сопряжения Вг < Вгк. Расчетные
соотношения для определения числа Брюна для конструкций
и результаты численных экспериментов по определению гра¬
ничных значений Вгк для конструкций из различных строи¬
тельных материалов приведены в разд. 1.2.2.Если целью исследований является определение теп¬
лового воздействия очага пожара на строительные конст¬
рукции и оценка их устойчивости в условиях пожара, при¬
меняются так называемые внутренние или сопряженные
задачи. При решении внутренних задач используется система
уравнений (1.1), (1.5) и (1.7) - для помещений с естествен¬
ным газообменом с окружающей средой, и с использованием
дополнительно уравнений (1.2) и (1.6) - для помещений
с ухудшенным газообменом (герметичные помещения).Определяющим для решения внутренних задач явля¬
ется правильный учет законов теплообмена очага пожара
с конструкциями. Внутренние задачи подразделяются в за¬
висимости от конечных целей на конструктивные и пове¬
рочные расчеты. Как было сказано выше, конструктивные
расчеты используются для получения температурно¬
временной характеристики помещения.При использовании внутренней задачи в конструктив¬
ных расчетах в качестве ограждающих конструкций можно
использовать любые, удовлетворяющие условию Вг < Вгк.
При проведении поверочных расчетов или расчетов темпе¬
ратурно-временных характеристик с учетом конструкций,
удовлетворяющих условию Вг < Вгк, должны использовать¬
ся характеристики конструкций, для которых были получе¬
ны расчетные температурно-временные параметры.Практически важные результаты моделирование по¬
жаров на уровне усредненных характеристик может дать
15в том случае, когда газовую среду с достаточной степенью
достоверности можно считать однородной.Данное условие, ограничивающее применение “инте¬
грального” метода моделирования, означает, что этот метод
можно использовать, когда при пожаре в помещении на¬
блюдается хорошее перемешивание продуктов горения
и поступающего воздуха, а горение происходит во всем
объеме помещения. Такое состояние характерно для объем¬
ных пожаров в условиях горения распределенной пожарной
нагрузки. Классификация пожаров рассмотрена в гл. 2.Наиболее эффективно “интегральный” метод модели¬
рования используется для прогнозирования поведения
строительных конструкций в условиях пожара, поскольку
прогрев конструкций в большинстве случаев наиболее ин¬
тенсивен в развитой стадии пожара. Проведенные исследо¬
вания локальных пожаров и НСП позволили определить
границы применения “интегрального” моделирования для
решения практических задач пожарной профилактики и,
в частности, для исследования огнестойкости строительных
конструкций в условиях пожара.Необходимые и достаточные условия практического
использования “интегрального” метода моделирования можно
выразить следующими неравенствами:F„>n(U0tHCn);	(1.10)G>n Н/оС/0^нсп>	(1-11)где G - общее количество пожарной нагрузки в кг, выра¬
женное в “стандартной” древесине с Ql = 13,8 МДж • кг'1.При условии невыполнения неравенства (1.10) пожар
будет носить локальный характер, а при невыполнении ус¬
ловия (1.11) количество пожарной нагрузки будет недоста¬
точно для перехода локального пожара в объемный -
16то и другое приводит к существенным отличиям локальных
значений термодинамических параметров пожара от их ин¬
тегральных значений.Весьма важными являются исследования, связанные
с расширением области практического применения “инте¬
грального” метода моделирования.Расширить область применения “интегрального” ме¬
тода моделирования позволяют зональные методы.Исследуемый объем разбивается на зоны, для которых
можно использовать “интегральные” модели. Зоны выби¬
раются таким образом, чтобы в пределах каждой из них га¬
зовую среду в очаге пожара можно было достоверно опи¬
сать усредненными параметрами. Для каждой из зон со¬
ставляют в зависимости от характера решаемой задачи
(внешняя или сопряженная) систему уравнений (1.1)—(1.7).В условиях локальных пожаров используется разбие¬
ние на зоны горизонтальными плоскостями: разделяют об¬
ласть, занимаемую продуктами горения, и область с воз¬
душной средой, поступающей в зону горения. При решении
сопряженной задачи, в условиях локальных пожаров (на¬
чальной стадии пожара), используются закономерности те¬
плового взаимодействия струйного течения со строитель¬
ными конструкциями. Строительные конструкции разбива¬
ются на зоны, соответствующие характеру струйного тече¬
ния (область ускоренного течения, переходная область, об¬
ласть автомодельного течения). Отдельно рассматривается
критическая точка, которая определяет в количественном
отношении устойчивость конструкций. Вопросы теплооб¬
мена очага пожара со строительными конструкциями рас¬
смотрены в гл. 2.В условиях развитой стадии и при локальных пожарах,
когда пожарная нагрузка занимает площадь л(£/о/нсп)2 < Fn < F,
17объем разбивается на зоны вертикальными плоскостями:
зона восходящего потока газовой струи, ограниченная пло¬
щадью расположения пожарной нагрузки, и зоны, находя¬
щиеся за пределами расположения пожарной нагрузки. Ко¬
личество зон определяется задачами исследования и разме¬
щением пожарной нагрузки в помещении.При использовании зонального метода, с разбиением
объема помещения вертикальными поверхностями, распре¬
деление температуры (газовой среды и поверхностей конст¬
рукций) по длине помещения находится в виде полинома /-й
степени. Степень полинома зависит от числа зон п и опре¬
деляется соотношением / = п + 1. Коэффициенты полинома
определяются из граничных условий и уравнений видагде Г; - средняя температура в объеме части помещения, огра¬
ниченного вертикальными плоскостями с координатами 1^\
и /, определяется из решения системы уравнений (1.1)—(1.7).Наиболее точно и подробно развитие пожара описыва¬
ется с помощью дифференциального моделирования. Осно¬
вой для этого метода являются фундаментальные законы
сохранения количества движения, энергии и массы, запи¬
санные для элементарных объемов, на которые разбивается
рассматриваемая область пространства.Определяющая система дифференциальных уравнений,
которая описывает динамику пожара в помещении, имеет вид:
уравнение движения(1.12)LsU	—р—г- = -Rradp +_V (^WZi±-P&;_
Dt '(1.13)
18уравнение неразрывности—	+ div(pt/)= 0;
dt v 7(1.14)уравнение сохранения энергии= V(pa VA)+QW + VqR\(1.15)уравнение сохранения компонентовР Dt~ = V(Pl>'VWi)+ViW’(1.16)уравнение состоянияР = р RT;уравнение теплопроводности(1.17)(1.18)Для замыкания системы уравнений (1.13)-(1.18) к ним
необходимо добавить уравнения, описывающие процесс го¬
рения для определения теплового эффекта реакции Q, ско¬
рости химических реакций W, состава продуктов горения
mh дифференциально-интегральное уравнение лучистого
переноса тепла и соответствующие условия однозначности.В общем случае решение системы уравнений (1.13)-( 1.18)
сопряжено с рядом трудностей, главными из которых явля¬
ются следующие:необходимость учета сжимаемости среды, что ведет
к большим затратам машинного времени;
явление турбулентности;сложность определения условий однозначности для
реальных процессов.Дифференциальное моделирование позволяет полу¬
чать наиболее исчерпывающую информацию о величинах
скоростей, температур, концентраций окислителя и продук-
19тов горения, тепловых потоков в каждой точке пространства
и времени. Однако чрезвычайная сложность его практиче¬
ской реализации, связанная с трудностями организации са¬
мого численного эксперимента, включающими в себя тех¬
нические и научные проблемы, вопросы горения и турбу¬
лентности, не позволяет в настоящее время полностью ис¬
пользовать потенциальные возможности, в том числе
и в нормативных вопросах, заложенные в самом методе.
Основной отличительной чертой дифференциального метода
моделирования является то, что он позволяет получать ло¬
кальные значения термодинамических параметров пожара.Основной областью практического использования
дифференциального метода моделирования могут являться
локальные пожары и начальная стадия пожара. В зависимо¬
сти от характера решаемых вопросов, как и при “интеграль¬
ном” методе моделирования, различают внешние и внут¬
ренние задачи. Внешние задачи, в зависимости от характера
описания исследуемого процесса, делятся на два вида. Пер¬
вый - дифференциальная математическая модель с учетом
процесса горения - впервые о которой в нашей стране ска¬
зано в работах [2-5]. Эта модель применяется, если воз¬
можно описать процесс горения в реальных условиях,
и может быть использована особенно успешно при описа¬
нии критической для человека стадии пожара. Однако при¬
менение этой наиболее полной математической модели
ограниченно из-за отсутствия адекватной модели процессов
горения пожарной нагрузки.В дифференциальной модели без учета процесса горе¬
ния [6, 7] источниковые члены в уравнениях (1.15) и (1.16)
описываются с помощью экспериментальных данных,
а не математических моделей горения. При моделировании
20источниковых членов используются как граничные условия
II рода, так и граничные условия I рода.Этот метод моделирования может быть наиболее пол¬
но реализован при решении вопросов, связанных с приме¬
нением средств автоматической пожарной сигнализации
и пожарной защиты.Для решения задач второго вида — о тепловом воздей¬
ствии очага пожара на конструкции и различные объекты,
расположенные в исследуемом помещении, - может ис¬
пользоваться внутренняя задача [8, 9].Поскольку основной целью внутренней задачи являет¬
ся исследование теплового воздействия на различные кон¬
струкции, может быть применена дифференциальная мо¬
дель без уравнения сохранения компонентов. Источнико-
вый член в уравнении (1.15) в этом случае описывается ли¬
бо при помощи математической модели горения, либо с ис¬
пользованием экспериментальных данных. При описании
лучистой составляющей теплового потока в уравнении
(1.15) могут быть использованы различные модели, упро¬
щающие процесс вычисления лучистого теплообмена. При¬
чем модели оптически тонкого и оптически толстого слоев
позволяют решать уравнение (1.15) без дополнительного
уравнения лучистого теплообмена. Применение модели оп¬
тически тонкого или оптически толстого слоев зависит
от величины критерия Bu в каждом элементарном объеме
пространственной сетки. При значении Bu = к(/)Д,- < 1 ис¬
пользуется модель оптически тонкого пограничного слоя,
при Bu > 1 — модель оптически толстого пограничного слоя.
Обычно величина к(Т) для данного вида пожарной нагрузки
определяется экспериментально, а величина А, соответству¬
ет шагу по пространственной координате, реализуемому
при численном эксперименте.
21Важнейшим направлением исследования тепло- и мас-
сообмена при пожаре был и остается физический экспери¬
мент, который позволяет получать необходимую информа¬
цию об исследуемом процессе и проверять достоверность
разрабатываемых моделей.Развитие методов математического моделирования по¬
жара ставит новые задачи перед физическим экспериментом.По характеру основных решаемых задач эксперимен¬
тальные методы исследований могут быть разделены на три
основные группы.Натурные испытания проводятся на реальных объек¬
тах. Учитывая их большую трудоемкость и высокую стои¬
мость, основными задачами при их выполнении должны
быть проверка уже отработанных моделей и получение экс¬
периментальных данных для дальнейшего развития моде¬
лирования.Полигонные испытания проводятся на различных спе¬
циально оборудованных фрагментах, имеющих размеры,
близкие к реальным. Эти испытания позволяют производить
полное или частичное моделирование процессов тепло- и
массообмена при пожарах. Они главным образом должны
использоваться для отработки различных моделей, получе¬
ния функциональных зависимостей для термогазодинами¬
ческих параметров, в том числе и для получения их вероят¬
ностных характеристик.Лабораторные методы исследования применяются
в целях изучения закономерностей изменения различных
параметров, с использованием методов частичного модели¬
рования. Эти методы должны обладать высокой степенью
точности измерений и повторяемостью процессов исследо¬
вания. С помощью методов частичного подобия, сходи¬
мость которых должна быть проверена при лабораторных
т4* JL*и полигонных испытаниях, на лабораторных установках
возможно получать значения различных величин (скорость
выгорания, коэффициент недожога, коэффициент теплооб¬
мена и т. д.), используемые в том числе для последующего
численного эксперимента.1.2.	Моделирование поЖара в помещении
применительно к нормативным задачам1.2.1.	Общие принципы моделированияМетод моделирования пожара, использующий систему
уравнений (1.1)-(1.7), является задачей типа Коши. Для та¬
ких задач важным является правильное определение необ¬
ходимых функциональных зависимостей, что приводит
к достоверности конечных результатов.Расчет температурного режима при пожаре в помеще¬
нии состоит из следующих основных этапов:-	анализа конструктивно-планировочных характеристик
помещений и определения вида, количества и размещения
пожарной нагрузки;-	определения вида возможного пожара;-	выбора определяющих характеристик пожара;-	выбора метода и проведения расчета;-	определения эквивалентной продолжительности пожара;-	расчета вероятных характеристик пожара;-	решения практических задач пожарной профилактики.На рис. 1.1 приведена блок-схема расчета температур¬
ного режима в помещениях различного назначения.
23I. Определение конструктивно-планировочных характеристик помещения,
количества, вида и размещения пожарной нагрузки[II. Определение вида пожараIII. Выбор закона изменения определяющих параметров пожараЗональныйметодИнтегральныйметодИнтегральный
метод с НСПV. Расчет на ЭВМVI. Определение *Э1СВ/VIII. Решение практи¬
ческих задач«	VII. Расчет вероятностных
характеристикРис. 1.1. Блок-схема расчета температурного режима пожара
24Необходимые данные о помещении берутся из про¬
ектной документации для строящихся и проектируемых
объектов и на основании натурного обследования — для экс¬
плуатируемых объектов. В результате обследования опре¬
деляются конструктивно-планировочные характеристики
помещения, в том числе характеристики строительных кон¬
струкций: объем помещения, его высота и площадь, количе¬
ство и размещение проемов, их площадь и высота, конст¬
руктивные характеристики строительных конструкций,
с указанием их функционального назначения и теплофизи¬
ческих характеристик материалов, из которых они изготов¬
лены. В соответствии с функциональным назначением по¬
мещения рассчитывают количество пожарной нагрузки,
указывают ее вид и размещение. По данным обследования
помещения определяется возможный вид пожара в нем,
в соответствии с изложенным в гл. 2.На основании вида пожара выбирается соответствую¬
щий ему закон изменения скорости выгорания (тепловыде¬
ления). Результаты исследования скорости выгорания при
объемных пожарах приведены в гл. 2.При горении древесины максимальную скорость вы¬
горания пожарной нагрузки Rmax при ПРВ находят из выра¬
жения (2.46).Скорость выгорания в момент времени t вычисляют
из уравнения, приведенного в работе [1]:М ~ Лт(^п)^тах-	(1.19)Коэффициент интенсивности тепловыделения г)т явля¬
ется функцией от времени tn. Это время условно в литерату¬
ре называют продолжительностью пожара, оно характери¬
зует интервал времени от начала развитой стадии пожара
(объемного пожара) до момента его развития, когда ско¬
рость выгорания пожарной нагрузки начинает уменьшаться.
25, _ SFQl‘пПрактически это время совпадает с началом затухающей
стадии пожара.Время tn определяют из соотношенияр R- тах^ ч	(120)6285F0h0’5 Лтах,Зависимость коэффициента интенсивности тепловы¬
деления от времени tn в виде номограмм приведена в работе
[1] и в виде кусочных функций, удобных для программиро¬
вания, - в разд. 2.3.2.Тепловыделение при пожаре находят из выраженияб = Т1т(/п) QI ЛтахЛ-	(1-21)При пожаре, регулируемом нагрузкой (ПРН), скорость
выгорания пожарной нагрузки, состоящей из твердых горю¬
чих и трудногорючих материалов, определяется из эмпири¬
ческих выражений (2.42)-(2.47).Тепловыделение при ПРН находится как(1.22)Выбор закона теплообмена очага пожара со строи¬
тельными конструкциями в условиях объемного пожара за¬
висит от ориентации строительных конструкций относи¬
тельно очага и от стадий объемного пожара. При расчете
огнестойкости конструкций выделяют две ориентации ос¬
новных строительных конструкций: горизонтальные и вер¬
тикальные несущие и ненесущие конструкции. От ориента¬
ции строительных конструкций зависит характер теплового
и гидродинамического взаимодействия их с очагом пожара,
а характер теплообмена, в свою очередь, зависит от оптиче¬
ских характеристик газовой среды, определяющей процесс
переноса лучистой энергии.Процесс сложного теплообмена в оптически прозрач¬
ной и оптически плотной газовых средах в условиях пожара
26рассмотрен в гл. 3 и подробно в работе [10]. Основной обла¬
стью применения моделирования на уровне усредненных па¬
раметров являются практические задачи, характерные для раз¬
витой стадии объемных пожаров. Процесс переноса тепла для
объемных пожаров можно охарактеризовать как сложный те¬
плообмен в оптически плотных газовых средах. Такой процесс
характерен для газовых сред со значением критерия Bu > 1, что
соответствует определенным значениям температур в очаге
пожара Т > 7ви=ь При значении Bu < 1, что соответствует зна¬
чениям температур Т < 7ви=ь процесс сложного теплообмена
является аддитивным относительно лучистой и конвективной
составляющих. Поскольку расчет температурного режима по¬
жара начинается с нормальных условий, когда Т < 7вц=ь то
в начальные моменты времени основные законы сложного те¬
плообмена для оптически плотных сред можно не применять.В начальной стадии пожара, ограниченной временем
0 < t < /нсп, принимается модель оптически прозрачного газа,
и в развитой стадии пожара используется модель оптически
плотного газа при значениях Т> 7ви=ь Между этими двумя ре¬
жимами теплоотдачи существует переходная область, связан¬
ная с конечными скоростями перехода режимов теплоотдачи
из одного в другой. По значению среднеобъемной температуры
переходная область лежит в диапазоне значений температур
Тнсп <Т< 7ви=ьИспользуя линейную экстраполяцию изменения коэф¬
фициента теплоотдачи в переходной области горения, его
можно определить какТ-Т«П = CXI + (аш - а,)(—	_н^п ),	(1.23)Ви=1 “^НСПгде аь ап, аш - коэффициенты теплоотдачи очага пожара
с конструкциями различной ориентации соответственно
27в начальной стадии пожара, переходном режиме и в разви-2 1тых стадиях пожара, Вт • м' • К' .При использовании “интегрального” метода расчета
температурного режима пожара и определении устойчиво¬
сти строительных конструкций в развитых стадиях пожара
(железобетонные конструкции, огнезащитные металличе¬
ские конструкции и т. д.) коэффициенты теплоотдачи нахо¬
дят из следующих соотношений.Конструкции стен и пола:щ = кMen TJH3РгАнепр°С т \
^нсп100V( ТW\\1007ТИсп Tw(1.24)Для конструкций стен принимается л: = 0,135; для кон¬
струкций пола при Tw> Гнсп к = 0,176 и при Tw< 7нсп к = 0,09.Значения коэффициента теплоотдачи ащ для конст¬
рукций стен определяют по соотношениюаш=0,2(Ог,РгУ2/Рг/3(1.25)2,14(1 + NT) + Рг/3где соответствующие числа подобия определяются при зна¬
чении Т= 7ви=ьКоэффициент ai для конструкций потолка рассчиты¬
вают при помощи уравнения■■ ■■■. (1.26)
г Т _Т
г* ^0 1wРадиационная составляющая сложного теплового потокаqnR для перекрытия с безразмерной высотой h = (h/ymax) < 2,3
определяется из уравненияqnR = 8№(0,88ефаT^h0,69 -оТ*),ai= 0,835Re,°’5Pr^- +
28при значении h > 2,3q*R = е„(0,786ефаT^h'1'6* -оТ*).Коэффициент ост для конструкций потолка находят
из уравненияа,,, = l,4Re?’5 Рг/3 — +13,3XillО-27)п	BuВычисление величин, входящих в соотношения (1.26)
и (1.27), рассмотрено в гл. 3.При вычислении значений тепловыделения Q низшая
теплотворная способность материала пожарной нагрузки
берется в джоулях и скорость выгорания в кг • м'2 • с’1.При использовании “интегрального” метода с учетом
начальной стадии пожара радиационный коэффициент
теплоотдачи в конструкции стен, пола и части поверхности
перекрытия, находящейся за пределами проекции очага
пожара на ее поверхность, определяется из соотношенияVofт\\100\WV100у(1.28)Т-Т"Wгде Г =0,91 Гтах.Диффузионные средние по поверхности коэффициенты
облученности факела пламени на строительные конструкции
находят из соотношенияL^D(1.29)где / — 1-4; — высота факела, м; D — приведенный диа¬
метр очага пожара, м; Я, - взаимная излучающая поверх¬
ность /-й системы.
29Выражения, позволяющие определить взаимную излу¬
чающую поверхность для различных систем, приведенных
на рис. 1.2, полученные с использованием метода суперпо¬
зиций [11], имеют следующий вид.Взаимная излучающая поверхность системы “факел -
пол” (рис. 1.2, а) находится из соотношенияВзаимная излучающая поверхность системы “факел -
боковая поверхность” (рис. 1.2, б) определяется какИндекс “П(Ш)” означает, что в замкнутой системе
“факел - строительные конструкции” необходимо определять
взаимную излучающую поверхность для двух боковых стен.Взаимная излучающая поверхность системы “факел -
потолок” (рис. 1.2, в) рассчитывается следующим образом:H]W = —(Н2'\'у2'-2\ + Н2”-2 + Н 1'3'1"3"-13 + Ну_ъ) -{Н2'2"-2 + Н\”2”-\2 + ^З'З'-З + ^ГЗ'-1з)‘	(1-32)Диффузионный средний угловой коэффициент систе¬
мы “факел - фронтальная стена” (рис. 1.2, г) вычисляют
из соотношенияIVН{ - ^ (Ну2'_\2 + ^ГЗ'-В Нт-2 Ну_ъ).(1.30)^II(III) - 2 (^Г2'3'4'-12 + Ну-2 +~^(Ну4'-\2 + Н2у-2 + Н#-] )•(1.31)(1.33)
30Рис. 1.2. Взаимные излучающие системы при пожаре в помещении:а - взаимная излучающая система “факел - пол б - взаимная излучающая
система “факел - боковая поверхность в - взаимная излучающая система
“факел - потолок”; г- общая взаимная излучающая система;Ьф- высота факела; с1ф- ширина факела; h — высота помещения; b - ширина
помещения; с-расстояние от факела до фронтальной стены; Ф - факелПо известной скорости выгорания пожарной нагрузки
при локальных пожарах и в НСП высота факела рассчиты¬
вается из соотношений, приведенных в работе [1]. На зату¬
хающей стадии пожара для конструкций потолка, пола
и стен используется выражение (1.25). Для конструкций
перекрытия при условии, когда TW>T, и для конструкций по¬
ла при Tw <Т выражение (1.25) принимает вид
31а = 0,2(GrH Pr}^2/Рг/зX(0,7 + NT)—. (1.34)Я2,14(1 + Лд + Рг/3Для конструкций перекрытия при Tw < Т и конструк¬
ции пола при Tw> Т2/ ~\Уъa = 0,2(GrHPr)^l	Рг 3(1,3 + Л0—• (1-35)Я2,14(1+ NT) + Pr/3Выражения для коэффициента теплоотдачи (1.25), (1.34)
и (1.35) применяются на затухающей стадии пожара в диапазо¬
не изменения среднеобъемной температуры 7bu=i < Т < Ттгх.
Обычно в этом диапазоне изменения значений среднеобъ¬
емной температуры решаются практические вопросы
устойчивости строительных конструкций, огнестойкость
которых определяется температурой прогрева защитного
слоя (изгибаемые железобетонные конструкции перекры¬
тия, огнезащитные металлические конструкции).Для несущих железобетонных колонн и несущих стен,
а также для статнеопределимых конструкций, устойчивость
которых должна определяться до полного их остывания,
расчет температурного режима пожара ведется до значения
Т = 7q. В этом случае в диапазоне изменения То < Т < Tbu=i рас¬
чет ведется по уравнению (1.23), где коэффициент теплоотдачи
осщ находят по формулам (1.25), (1.34) или (1.35) в зависи¬
мости от ориентации конструкции. Коэффициент ai для
конструкций стен, пола и перекрытия определяется по уравне¬
нию (1.24). Для конструкций стен к = 0,135, для перекрытия,
если Tw> Т, и для пола, когда Tw < Т, к = 0,09. Если для пе¬
рекрытия TW<T и для пола Tw > Т, то к = 0,176.
32Способ расчета количества тепла, воспринимаемого
строительными конструкциями при пожаре, зависит от ха¬
рактера выполняемого расчета (поверочного или конструк¬
тивного). При проведении конструктивных расчетов коли¬
чество тепла, воспринимаемого строительными конструк¬
циями, можно найти из уравнениягде qi - известная зависимость плотности теплового потока
в /-ю строительную конструкцию.Если используется конструктивный расчет (или пове¬рочный - при отсутствии зависимости плотности теплового
потока от времени пожара) для определения количества
тепла, воспринимаемого строительными конструкциями,
необходимо в каждый момент времени знать температуру
их обогреваемой поверхности. Поскольку температура этих
поверхностей зависит не только от внешних условий тепло¬
обмена, но и от теплофизических свойств материала конст¬
рукций, ее находят, решая уравнение теплопроводности
(1.7) при граничных условиях III рода. Для условий пожара
граничные условия несимметричны относительно рассмат¬
риваемой конструкции. Характер изменения коэффициента
теплоотдачи на обогреваемых поверхностях приведен выше.Коэффициент теплоотдачи от необогреваемой поверх¬
ности в окружающую среду вычисляется по формуле(1.36)( rp \4 / rj, \4yij	** гг\_ NuA(r)(1.37)т -ТW 00
33Массовый расход уходящих газов Gr и входящего
воздуха GB зависит от размеров, расположения и ориента¬
ции проемов [1].Разность полных энтальпий выходящего и входящего
через проемы газа находят из выраженияQr=G*cpJaa-mGtcpT,	(1.38)где коэффициент т характеризует отличие температуры
уходящих газов от среднеобъемной температуры газов
в очаге пожара. В соответствии с данными эксперименталь¬
ных исследований при расположении проема на двух уров¬
нях т = 1,1, при расположении проемов на одном уровне
т — 0,8. Величина лучистого теплового потока через про¬
емы определяется из уравнения4r = F0zrc0\тТ
vlOOy( Т1 \оо(1.39)v100yВыбор метода расчета температурного режима зависит
от цели расчета и исходных характеристик пожарной
нагрузки и помещения. Зональный метод расчета, исполь¬
зующий закономерности струйного течения, применяется
для определения теплового воздействия очага пожара
на строительные конструкции при горении ЛВЖ, ГЖ и со¬
средоточенно размещенной пожарной нагрузки из твердых
горючих и трудногорючих материалов.Зональный метод, использующий интегральные уравне¬
ния пожара (1.1)—(1.7) для характерных зон помещения, может
применяться для зальных помещений с сосредоточенной
пожарной нагрузкой (локальные пожары) к при расположении
пожарной нагрузки на площади n(UotHcnf < Fn < 0,5F. Рас¬
четные методы прогнозирования развития пожара и его
последствий в рассмотренной выше детерминированной
34постановке являются замкнутой научной задачей, позво¬
ляющей оценить динамику пожара и его воздействие
на различные объекты, на некотором наперед заданном
уровне исходных параметров. Как правило, для разработки
соответствующих профилактических мероприятий рассмат¬
ривается ситуация, наиболее опасная из возможных, т. е.
производится оценка по верхнему пределу.На реальном объекте прогноз динамики пожара
усложняется неопределенностью начальных условий, при
которых возможно возникновение пожара, а следовательно,
динамика пожара носит вероятностный характер. Очевидно,
что результат детерминированного расчета, на любом уров¬
не исходных параметров, в практике может быть реализован
с определенной степенью вероятности. Поэтому для оценки
нормативных мероприятий на уровне их технико-эконо¬
мического обоснования расчет конкретных вариантов
пожара должен быть дополнен с учетом оценки вероятно¬
сти, которую можно ожидать на практике. Таким образом,
возникает задача: исходя из известных вероятностных
характеристик входных факторов, и на основе разработан¬
ных детерминированных методов определить вероятност¬
ные характеристики выходных параметров пожара.Оценка возможных в реальных условиях случайных
разбросов входных факторов, анализ модели на чувстви¬
тельность выходных параметров от входных факторов
и опыт численных экспериментов позволили определить
следующие основные входные факторы: количество и вид
пожарной нагрузки; величину проемов в помещении и их
состояние (до вскрытия и после вскрытия); характер вскрытия
проемов.
35Количество варьируемых факторов определяет объем
численных расчетов на детерминированном уровне. Воз¬
можные комбинации разных значений трех варьируемых фак-
торов дает значение таких расчетов, равное 3 «30. Результа¬
ты этих расчетов могут приниматься как базовый модуль.Наличие базового модуля позволяет восстанавливать
выходные параметры необходимого объема для пожаров
с промежуточными значениями входных факторов. Каждая
стадия пожара восстанавливается отдельно.Блок-схема возможного имитатора должна учитывать
следующие положения:-	пожар определяется начальной пожарной нагрузкой2 2
(gK, МДж • м'), величиной проемности (Fo, м ), начальнойпроемностью (F0OT, м );-	входные величины gK, Fo - случайные, и законы
распределения их известны;-	температура вскрытия проемов считается постоян¬
ной, или известен закон распределения вскрытия проемов.При исследовании вероятностных характеристик
пожара в помещениях жилых зданий, результаты которого
приведены в гл. 3, было рассчитано 36 720 пожаров.Для определения эквивалентной продолжительности
пожара записываются данные о прогреве строительных
конструкций в условиях стандартного испытания, для изги¬
баемых железобетонных и металлических огнезащищенных
конструкций. Для несущих железобетонных конструкций
записываются данные о потере их несущей способности
в условиях стандартного испытания.Работа имитатора осуществляется следующим обра¬
зом. Разыгрываются случайные значения входных парамет¬
ров gK, Fo, F0OT, и из набора данных считывается информа¬
ция о пожарах с ближайшими к разыгранным значениями
параметров. После этого происходит вычисление запро¬
36шенной величины (время пожара, эквивалентная продолжи¬
тельность пожара и т. д.). Пожар прослеживается до тех
пор, пока запрошенная величина не достигает требуемого
значения. Полученное значение запоминается. Далее проис¬
ходит проверка точности моделирования. Моделирование
заканчивается после достижения заданной точности. Затем
для выходных величин производится вычисление статисти¬
ческих характеристик (средние, дисперсия и др.),
а также по заданному критерию согласия может подбирать¬
ся закон распределения.Расчет температурного режима пожара на вероятност¬
ном уровне позволяет определить степень риска, выражен¬
ную произведением вероятностей события (например, веро¬
ятности эквивалентной продолжительности пожара) и веро¬
ятности возникновения пожара, которая может быть опре¬
делена из статистических данных. Учет степени риска и соот¬
ветствующие технико-экономические исследования позволя¬
ют выйти на нормирование противопожарных мероприятий
на уровне их экономической целесообразности.1.2.2.	Область применения
конструктивного метода расчетаКак было указано выше, конструктивные расчеты вы¬
полняются в целях определения температурно-временной
характеристики пожара в помещении, для последующего
анализа его теплового воздействия на различные строитель¬
ные конструкции. Эти расчеты могут выполняться с исполь¬
зованием эмпирических зависимостей для плотностей теп¬
лового потока или с использованием модельной конструк¬
ции, состоящей, например, из монолитного материала с из¬
вестными теплотехническими характеристиками.
37По характеру сопряжения, который определяется чис¬
лом Брюна, для всех конструкций должно выполняться не¬
равенство Вг, < Вгкр.Температурно-временная зависимость, полученная
с помощью конструктивного расчета, с учетом изложенных
условий будет иметь один и тот же характер для любых конст¬
руктивных элементов, удовлетворяющих условию Вг, < Вг,ф.
Определенная температурно-временная зависимость будет
являться пожароопасной характеристикой данного помеще¬
ния и наряду с соответствующими законами теплообмена
может быть использована для расчета прогрева строитель¬
ных элементов различных конструкций. Для конструкций,
имеющих значение числа Брюна для условий пожара Вг, < Вг^,
использовать температурно-временную зависимость, опреде¬
ленную по методу конструктивного расчета, нельзя. Для та¬
ких конструкций выполняется поверочный расчет.Выражения для критерия Вг определяются из гранич¬
ных условий IV рода, которые записываются при условии
диффузионного приближения для лучистой составляющей
сложного теплообмена и отсутствия источника тепла на по¬
верхности строительных конструкций (негорючие конст¬
рукции) в следующем виде:xfгдТл= КгдТ\v ду )(1.40)2 гт~13
П <51где = Xj- + 5,33	 - эффективностный коэффициенттеплопроводности газовой среды; Х5 - коэффициент тепло¬
проводности материала конструкции.В конечно-разностном виде преобразованное соотно¬
шение (1.40) выражено уравнением
38А Г.j _/(1.41)AT Xs 5, 'где b — толщина конструкции; 8, - толщина теплового по¬
граничного слоя.Соотношение (1.41) справедливо для случая линейно¬
го распределения температуры по толщине конструкции.
В случае нелинейного распределения относительный пере¬
пад температур определяется из соотношения [12]А0 =АТS _ £ /.b I(1.42)AT Xs I 5,где s - поправочный коэффициент, учитывающий отклоне¬
ние профиля температуры от линейного закона; / - опреде¬
ляющий размер.Для вертикальных строительных конструкций в разви¬
той стадии пожара отношение высоты конструкций и тол¬
щины теплового пограничного слоя определяется из выра¬
жения—	=0,34(Gi;Pr}^.Рг%(1+NTf 2,14(l+jVT)+Pr^3Используя уравнение для эффективного числа Нуссель-
та, получим выражение для величины l/Ь/ в следующем виде:/	Nu/2—	= 0,76———,5, (1 + АГТ)(1.44)это позволяет записать уравнение для относительного пере¬
пада температур следующим образом:
Xs I 1 + NTТаким образом, относительный перепад температур
является функцией безразмерного комплекса, который для
вертикальных строительных конструкций в условиях объ¬
емных пожаров будет являться выражением числа Брюнаb Nu^
Вг =	— .	(1.46)в Xs I 1 + NTДля горизонтальных строительных конструкций урав¬
нение (1.42) примет видА3? Ь г*А0 = £———(1.47)К *8,где величина г* является характерным размером для гори¬
зонтальной конструкции покрытия или перекрытия и опре¬
деляется из соотношений, приведенных в гл. 3.Выражение для толщины теплового пограничного
слоя 5,, образовавшегося при взаимодействии очага пожара
с горизонтальными конструкциями, было получено в гл. 3, для
критической точки г = О оно имеет видh , '-«О + X) .	(1.48)п RgO.5 р/зПодставив выражение (1.48) в (1.47), получим следую¬
щее выражение для относительного перепада температур:де = 0,48^2--^-,	(1.49)X, г. 1+ Nгде безразмерное число Нуссельта определяется при значе¬
нии г = 0.
40Таким образом, для горизонтальных конструкций пе¬
рекрытий и покрытий, в условиях развитой стадии объем¬
ного пожара Вг определяется из выраженияBr=^ilL.	(1.50)г ks г, 1 + NЗначения Вгкр определялись с помощью численного
эксперимента. Для заданного помещения с определенным
количеством пожарной нагрузки производились расчеты
температурного режима пожара в соответствии с общими
принципами, изложенными в настоящей главе.Расчеты проводились для различных материалов
строительных конструкций с разными их толщинами. Опре¬
делялась толщина строительной конструкции, при которой
она перестает оказывать влияние на температурный режим
пожара. Соответствующее этому значению число Брюна
принималось равным Вгкр. Полученные с помощью числен¬
ного эксперимента значения Вгкр представлены в виде зави¬
симости от безразмерного параметра к = XJXf (рис. 1.3).
В качестве знаменателя этого параметра берется истинное
значение коэффициента теплопроводности продуктов горе¬
ния при соответствующих температурах, что упрощает его
использование для практических целей.Для основных видов бетонов, применяемых в строительст¬
ве, и значений температур газовой среды от 500 до 1200 °С
безразмерный параметр к изменяется в диапазоне от 2,4 до 11.
В этом интервале изменения числа к критическое число
Брюна можно представить линейной зависимостьюВ^р = 724 — 49,9 к .	(1.51)
41Коэффициент к • 10'2Рис. 1.3. Зависимость критического числа Брюна
от коэффициента к :	 - кривая, построенная с учетом уравнений (1.51) и (1.52)Начиная со значения к = 200 с точностью до 5 % Вгкр
можно принять постоянным и равным 25. Для основных метал¬
лов, применяемых в строительстве, таких, как сталь, алюминий
и др., к изменяется в интервале значений 776 < к < 4900.
При значениях 10 < к < 200 зависимость Вгкр от к можно
описать полиномом второго порядка:ВгКр = 0,1 ^2 - 20,7 /с +391.	(1.52)
42ГЛАВА 2КЛАССИФИКАЦИЯ ПОЖАРОВ
В ПОМЕЩЕНИИ, ОПРЕДЕЛЕНИЕ ВИДА
ВОЗМОЖНОГО ПОЖАРА
2.1.	Классификация погкаровРазвитие пожара и характер его воздействия на раз¬
личные объекты является сложным физическим процессом,
который в общем случае описывается полной системой
уравнений Навье-Стокса, уравнением энергии (включаю¬
щим в себя перенос энергии за счет конвективных процес¬
сов, теплопроводности, излучения, диффузии, химических
реакций горения пожарной нагрузки), уравнениями нераз¬
рывности, диффузии, состояния и теплообмена.В связи с неопределенностью ряда граничных условий
процесса развития пожара и трудностью учета всех влияю¬
щих на процесс развития пожара факторов, в том числе
и процессов турбулентности, точное решение данной сис¬
темы уравнений в настоящее время является сложнейшей
научной проблемой, особенно в свете практических задач.С этой точки зрения целесообразно на основе анализа
определяющих критериев для решаемых практических за¬
дач разбить пожары, как физическое явление, на классы.
43Это позволяет в пределах каждого класса существенно
упростить модель пожара, применив соответствующие ме¬
тоды исследования.Перенос тепла от очага горения к ограждающим
конструкциям в общем случае происходит за счет конвек¬
тивных потоков продуктов сгорания, излучения, тепло¬
проводности и непосредственного воздействия пламени
(в том числе и пламени сгорающего материала) на конст¬
рукции.Механизм теплового взаимодействия между очагом
горения и конструкциями зависит от взаимного расположе¬
ния и геометрических размеров факела и самих конструк¬
ций. Характеристики горючей нагрузки, свойства продуктов
сгорания, теплотехнические характеристики конструкций,
а также характер газообмена влияют на величину теплового
взаимодействия очага с конструкциями.В связи с этим целесообразно рассматривать два клас¬
са пожаров: локальные и объемные.Отличительной особенностью локальных пожаров яв¬
ляется наличие ярко выраженного струйного течения над
очагом горения и четкой зоны раздела горячих газов, со¬
стоящих из продуктов горения и “холодного” воздуха
окружающей среды. По характеру развития струйного тече¬
ния локальные пожары подразделяются на пожары с посто¬
янной и переменной площадью горения.Локальные пожары с постоянной площадью горения
характерны при горении жидкостей с ограниченным зерка¬
лом разлива. Пожары с переменной площадью горения -
при горении жидкого топлива с изменяющимся зеркалом
горения и при горении твердых горючих материалов в усло¬
виях сосредоточенной пожарной нагрузки.
44Параметры, характеризующие условия развития пожа¬
ра в помещении (температура, давление, состав газовой
среды, массовые и тепловые потоки), в условиях локальных
пожаров существенно неравномерны в объеме очага пожа¬
ра. Их усредненные значения сильно отличаются от локаль¬
ных значений.Важной отличительной чертой объемных пожаров яв¬
ляется отсутствие значительных градиентов термодинами¬
ческих параметров (в связи с сильной степенью перемеши¬
вания), что приводит к практически незначительному отли¬
чию локальных характеристик от среднеинтегральных
(среднеобъемных). Эта важная характеристика объемных
пожаров позволяет описывать их развитие интегральными
параметрами и использовать сравнительно простой метод
“интегрального” математического моделирования.По условиям горения пожарной нагрузки объемные
пожары подразделяются на ПРН и ПРВ.В условиях ПРН горение происходит при достаточном
количестве воздуха (окислителя) и скорость выгорания (те¬
пловыделения) пожарной нагрузки главным образом зави¬
сит от вида, расположения и количества пожарной нагрузки,
в меньшей степени - от характера газообмена очага пожара
с окружающей средой, и пропорциональна площади горе¬
ния. При ПРН горение происходит преимущественно в объ¬
еме помещения. Горение пожарной нагрузки в условиях
ПРВ происходит при недостатке воздуха, а скорость выго¬
рания пропорциональна количеству поступающего в объем
помещения окислителя. При недостатке окислителя в очаге
пожара возможно догорание продуктов горения за предела¬
ми помещения.
45Каждый из рассмотренных видов пожаров в своем
развитии по времени проходит четыре основные стадии
(рис. 2.1).Время tРис. 2.I. Характер изменения параметров пожара в помещении:I	- среднеобъемная температура; 2 - скорость выгорания; 3 -
температура поверхности строительной конструкции; 4 - теп¬
лотехнический параметр, определяющий огнестойкость строи¬
тельной конструкции (температура прогрева защитного слоя);
tn- продолжительность пожара; I- начальная стадия пожара;II	- развивающаяся стадия пожара; III - развитая стадия пожара;IV - затухающая стадия пожараНачальная стадия пожара. Включает в себя время
от возникновения горения до полного охвата пламенем
(горением) поверхности горючей нагрузки. Продолжи¬
тельность этой стадии зависит от вида и количества горю¬
чей нагрузки, мощности источника зажигания, конструк¬
46тивно-планировочных характеристик помещения и может
меняться в широких пределах. Температура в помещении
характеризуется сильной неоднородностью, однако сред¬
нее значение ее и темп изменения невелики. Эта стадия
очень важна для оценки характера последующего развития
пожара, разработки мероприятий по обеспечению безопас¬
ной эвакуации людей при пожаре, обнаружению и туше¬
нию пожара. По характеру тепло- и массообменных про¬
цессов НСП аналогична локальным пожарам с переменной
площадью горения.Развивающаяся стадия пожара. Включает в себя пе¬
риод от полного охвата пламенем поверхности пожарной
нагрузки до достижения постоянной скорости выгорания
материалов пожарной нагрузки.Эта стадия характеризуется резким увеличением ско¬
рости тепловыделения и интенсивным изменением темпера¬
туры в помещении. В развивающейся стадии пожара строи¬
тельные конструкции подвергаются быстро нарастающему
интенсивному тепловому воздействию.Развитая стадия пожара. В развитой стадии пожар
достигает наибольшей возможной интенсивности, все пара¬
метры, характеризующие развитие пожара (скорость выго¬
рания, газообмен, концентрация продуктов сгорания, тем¬
пература, тепловые потоки), имеют максимальные и прак¬
тически постоянные значения.Затухающая стадия пожара. Затухающая стадия
пожара начинается с момента уменьшения скорости вы¬
горания пожарной нагрузки и заканчивается моментом
достижения исходного значения среднеобъемной темпе¬
ратуры.Тепловыделение и средняя температура газовой среды
в очаге пожара уменьшаются, однако в начале этой стадии
47остаются еще достаточно высокими и оказывают значи¬
тельное тепловое воздействие на конструкции.Очевидно, что пожарная нагрузка в условиях реальной
эксплуатации зданий (функциональная пожарная опасность)
состоит из огромного количества горючих материалов и из¬
делий. При решении частных вопросов все это многообра¬
зие по возможности необходимо учитывать.Для решения общих вопросов целесообразно выбрать
базовый материал, который, не изменяя главную физиче¬
скую картину исследуемого процесса, позволит избежать
практической неопределенности при анализе реальной по¬
жарной нагрузки.Статистический анализ, выполненный во ВНИИПО
в конце XX столетия, показывает следующее.Значительное число пожаров характеризуется тем, что
горючими материалами являются древесина и ткани, осо¬
бенно в жилом секторе, где в 70,09 % случаев древесина
была основным горючим материалом, а число погибших
от общего числа погибших при пожаре составило 92 %.По ущербу влияние горючего материала распределилось
следующим образом: древесина - 68,98 %; шерсть, хлопок
и т. п. - 11,3 %; фураж, сено, солома - 4,88 %; синтетические
волокна и изделия из них -1,81 %, ЛВЖ, ГЖ - 1,8 %; резина
и резинотехнические изделия - 1,97 %. Ущерб от пожара при
горении этих материалов составляет 90,3 % всей величины
ущерба.Приведенная статистика убедительно показывает, что
за базовый материал следует принимать древесину и изделия
из нее.
482.2.	Локальные поЖары,
начальная стадия по>караЛокальные пожары возникают в помещениях с сосре¬
доточенной пожарной нагрузкой, расположенной на огра¬
ниченной площади. Практически такого вида пожары воз¬
никают при проливе жидкого топлива, когда площадь про¬
лива ограниченна, при возникновении аварийной ситуации
в различных емкостях с жидким топливом и др. Возмож¬
ность такой ситуации определяется из анализа проектной
документации или условий эксплуатации объектов различ¬
ного назначения.Большую группу пожаров составляют локальные по¬
жары с изменяющейся площадью горения, главным образом
при наличии в помещении пожарной нагрузки из твердых
материалов. Если для случая сосредоточенно расположен¬
ной пожарной нагрузки определение вида пожара очевидно,
то в условиях распределенной пожарной нагрузки необхо¬
димо определить продолжительность НСП, в пределах ко¬
торой развитие пожара подчиняется закономерностям
локальных пожаров.Переход начальной стадии пожара в развивающуюся
(локального пожара в объемный) происходит при значении
среднеобьемной температуры в очаге пожара, равной Гв
и являющейся характеристикой пожарной нагрузки и усло¬
вий газообмена. В зависимости от условий развития пожара
(величин объема помещения, площади помещения и площа¬
ди занимаемой пожарной нагрузкой, состояния проемов)
переход от НСП к развивающейся может сопровождаться
явлением “общей вспышки”, связанным с резким увеличе¬
нием давления в очаге пожара и, как следствие, с дальнейшим
вскрытием проемов. Следует отметить, что в ряде случаев
49вскрытие проемов может служить причиной “общей
вспышки”.Переход НСП в объемный пожар возможен в случае,
если пламя распространяется на всю поверхность пожарнойне превышающем 1 в.В этом случае при круговом развитии пожара продол¬
жительность НСП /нсп определяется из соотношенияи явление “общей вспышки” не наступит.Для определения продолжительности начальной ста¬
дии пожара в других случаях необходимо найти время, при
котором среднеобъемная температура достигает значения Тв.
Определять это время возможно, рассмотрев уравнение
теплового баланса помещения при пожаре за промежуток
времени At, равный времени НСП:где AQ\ - количество тепла, выделяемое в объеме помеще¬
ния при горении; AQi - количество тепла, расходуемое
на повышение теплосодержания газовой среды в объеме
помещения; AQi - количество тепла, удаляемого из поме¬
щения с уходящими газами; AQ4 - количество тепла, иду¬
щее на увеличение теплосодержания конструкций; AQs -
количество тепла, идущее на нагрев горючей нагрузки,
не участвующей в процессе горения; AQe - количество тепла,
теряемое через проемы с тепловым излучением.Рассмотрим составляющие уравнения (2.2) примени¬
тельно к условиям начальной стадии пожара, которые отли¬нагрузки при значении среднеобъемной температуры,(2.1)Д& - Д£?2 + Абз + Д£?4 + Л(?5 + AQe,(2.2)
50чаются сравнительно медленным линейным ростом темпе¬
ратур, как для среднеобъемной температуры, так и для тем¬
ператур поверхностей конструкций и горючей нагрузки.
Сравнительно небольшой абсолютный рост температур
в этой стадии пожара позволяет принять все теплотехниче¬
ские свойства, необходимые для расчета, постоянными
и равными их интегральным значениям в диапазоне изме-Сформулированные допущения позволяют получить
соотношение для определения продолжительности НСП.
При условии распространения пламени в одной плоскостиэто соотношение имеет следующий вид:0 НСПО^НСП х2 + —^— 1 + —^—
Т«-Ток Т.-То)4Т,о
51Для условий распространения пламени в двух плоско¬
стях левая часть уравнения, второй член в правой части
уравнения и второй член в круглых скобках шестого
комплекса в правой части умножаются на выражение
(1 + tWo).Состояние проемов в момент возникновения и разви¬
тия НСП является случайным параметром и в сильной сте¬
пени влияет на продолжительность НСП. Поэтому целесо¬
образно для решения нормативных вопросов пожарной
профилактики использовать идеализированные условия
возникновения и развития НСП, считая, что все проемы на¬
ходятся в закрытом состоянии. В этом случае первый и чет¬
вертый члены правой части уравнения приравниваются
к нулю, а продолжительность НСП /нсп принимает мини¬
мальное значение для исследуемого объекта.2.2.1.	Результаты исследования продолжительности
НСП в помещениях с конструкциями поЖарнойопасности класса КОНаличие экспериментальных данных по пожароопас¬
ным свойствам материалов пожарной нагрузки позволяет
упростить уравнение (2.3). Для древесины, на основании
проведенных экспериментальных исследований, можно по¬
лучить следующее выражение:0>61/нСп =7,5-1 О^да^нсп + 2 • 105 F +
52пол(2.4)Расчетное уравнение для определения продолжитель¬
ности НСП при горении в помещении полиметилметакрила-
та имеет видУравнения (2.4) и (2.5) получены с учетом данных
экспериментальных исследований и справедливы для по¬
мещений со строительными конструкциями, выполненными
из негорючих теплоизоляционных материалов (КО) со сте¬
пенью черноты поверхности 0,7-0,9.Уравнение (2.3) и его частные варианты (2.4) и (2.5)
могут решаться на ЭВМ или графическим методом.На рис. 2.2 приведена зависимость продолжительно¬
сти НСП для фрагмента жилого помещения от коэффициен¬
та расхода воздуха Расчетные параметры помещения,
данные для которого приведены на рис. 2.2, имеют сле¬
дующие значения: объем - 216 м3, площадь поверхности
стен - 135 м2, площадь потолка ^ 36 м2, площадь пола, заня¬
тая равномерно распределенной нагрузкой, - 23 м2, площадь
пола, свободная от пожарной нагрузки, -13 м2, общая пло-
щадь проемов - 4,5 м . Коэффициент расхода воздуха в раз¬0,614-п = 13,2 • 105 ^F0h°\cn +1-105 V + 0,71 • 105 X(2.5)
53витой стадии пожара принят равным 0,64. В начальной ста¬
дии пожара он меняется от 0 до 0,64.Если принять зависимость £ от времени линейной,
то среднее значение ^р=—^ = 0,32. Серия экспериментовтельность начальной стадии пожара до Тв = 250 °С изменяется
в пределах от 10 до 14 мин. Продолжительность этой стадии,составляет 11,5 мин, среднее экспериментальное значение
этого времени составляет 12,0 мин. Учитывая в известной ме¬
ре случайный характер развития НСП в экспериментах
на фрагменте (зависимость от условий поджигания, метеоро¬
логических условий и др.), следует признать хорошее совпа¬
дение расчетных и экспериментальных значений продолжи¬
тельности НСП.17Г01g-	0	0,5	1Коэффициент расхода воздухаРис. 2.2. Зависимость tHCn от коэффициента расхода
воздуха для здания с параметрами:V - 216 м3; Н = 6 м; F0 = 4,5 м22на фрагменте здания с FT = 19,8-23 м и удельной нагрузкой2из древесины от 50 до 150 кг • м' показала, что продолжи-
54Зависимость минимальной продолжительности НСП
от объема помещения и его высоты, характерной для жилых
и административно-хозяйственных помещений, при значении
пожарной нагрузки, приведенной к “стандартной” древесине,
g = 50 кг • м"2, \|/о = 0,02 кг • м"2 • с'1 и Uq = 1,65 • 10’3 м • с'1
показана на рис. 2.3.На рис. 2.4 приведены результаты расчета минималь¬
ной продолжительности НСП для помещений с геометриче¬
скими параметрами, характерными для помещений промыш¬
ленных предприятий и зальных помещений общественных
зданий при указанных выше параметрах пожарной нагрузки.
При наличии в помещении пожарной нагрузки, отличной
по своим параметрам от использованных при составлении но¬
мограмм на рис. 2.3 и 2.4 (0НР = 13,8 МДж • кг'1, vj/0 =*2 1	3	1= 0,02 кг • м’ • с’, Uq = 1,65 • 10' м • с') и аналогичных усло¬
вий эксплуатации помещения, продолжительность НСП
можно определить с использованием данных номограмм
по соотношению^нсп, -/нспмf\jn ор ul л(2.6)V	■ V,	V/ угде индекс “м” означает, что данные берутся для “модель¬
ной” пожарной нагрузки, а значение ^нспм ~ из соответст¬
вующих номограмм. Таким образом, найденное значение
продолжительности НСП для данного помещения позволяет
определить тот промежуток времени, в течение которого
пожар в помещении будет развиваться, подчиняясь законо¬
мерностям локального пожара.
а-аЕо01
■а
§
Е:зI'Оо&тоэ:з:э5сиX<0Q.IСэ'ОсоЕол5 оСО5эIз5Iл§3“CDI-QЕо0-QSЕз1'О0
аС;о?соа:л§S1Объем помещения V, м3Высота помещения 2h, мРис. 2.3. Зависимость минимальной продолжительности НСП от объема и высоты помещения:а - при высоте Н: 1 - 3 м; 2 - 6 м; 3-12 м;
б - при объеме V: 1 - 3000 м3; 2 - 2000 м3; 3 - 1000 м3; 4 - 500 м3
О 1-104 2 Ю4 ЗЮ4 4 • 104 5 • 104 6Ю4 7-104 8 -104Объем помещения V, м3Рис. 2.4. Минимальная продолжительность НСП:		 Н = 4,8м;g = 68-70кг -м2;	Н = 6,6м; 1 —g = 2,4-14кг •м~2;2-g = 67-119кг -м'2;3 —g = 640кг ■м2; - • 		Н = 7,2м; 1 -g = 60-66кг ■м2;2-g = 82-155 кг -м'2; 3-g = 200 кг -м'2; -х -х— И = 8,2-9,1м; 1 -g = 60 кг -м'2;2-g = 140-160кг ■м'; З-g = 210-250кг •м ; 4-g = 500-550кг •м-2
57Решение уравнения (2.3) относительно t отвечает вре¬
мени /нсп, необходимому для создания условий вспышки,
а отсутствие корней уравнения указывает на невозможность
вспышки. Объем помещения, скорость распространения
пламени, скорость выгорания и другие характеристики рас¬
сматриваются как параметры уравнения. Анализ уравнения(2.3)	позволяет разделить пространство параметров на две
области: “область вспышки” и область, в которой вспышка
невозможна.На рис. 2.5 приведены результаты решения уравнения(2.3)	для помещения объемом 4470 м3, площадью 497 м2
и общей площадью проемов 39,5 м , характерного для по¬
мещения зрительного зала на 800 мест. Скорость распро-3	1странения пламени принята 3,5 • 10’ м • с' и скорость вы¬
горания 0,015 кг • м'2 • с'1.Предполагалось, что площадь пожара беспрепятственно
увеличивается во всех направлениях с заданной скоростью
(центральный пожар) до охвата всей пожарной нагрузки пла¬
менем. На рис. 2.5 вертикаль указывает время, необходимое
для охвата всей площади горючей нагрузки без вспышки, го¬
ризонталь - количество тепла, выделяемое при полном сгора¬
нии кислорода, запасенного в объеме. Таким образом, вспыш¬
ка может уменьшить продолжительность НСП в несколько
раз. Данные, приведенные на рис. 2.5, являются типичными
для зальных помещений и иллюстрируют общие закономер¬
ности и порядок определения продолжительности НСП. Пере¬
сечение кривой 1, отражающей изменение выделившегося те¬
пла при пожаре, с кривь ми 2 и 3, отражающими соответст¬
венно тепло, необходима ; для вспышки при открытых про¬
емах и закрытых, определяет продолжительность НСП. Сле¬
дует отметить, что явление вспышки при закрытых проемах
возможно, если точка пересечения соответствующих кривых
58лежит ниже значения тепла, которое выделяется при полном
сгорании кислорода, находящегося в объеме помещения.
В противном случае явление вспышки невозможно и следует
ожидать, что произойдет самотушение, которое может перей¬
ти во вспышку при вскрытии проемов.Рис. 2.5. Результаты расчета tucn для помещения с параметрами:V = 4470 м3; F0 = 39,5 м2; Uo = 3,5 • 10'3м - с1; ц/0 = 0,015 кг -м'2.Количество тепла:1 — выделившееся при горении; 2 — необходимое для вспышки при открытых проемах;
3 - необходимое для вспышки при закрытых проемах: 4 - на прогрев конструкций
и горючей нагрузки; 5-уносимое через проемы; 6-на прогрев газов в объеме помещенияАнализ данных, приведенных на рис. 2.6, показывает,
что за период развития НСП при закрытых проемах 72 °Л
выделенного тепла идет на нагрев строительных конструк¬
ций и не участвующей в горении пожарной нагрузки. При
открытых проемах (для данных рис. 2.5 отношение площади
проемов к площади пола составляет 7,9 %) доля тепла, иду¬
59щего на нагрев конструкций и топлива, составляет 58 %.
На рис. 2.6 приведена зависимость продолжительности НСП
от скорости распространения пламени и скорости выгора¬
ния для данного помещения при Гв = 568 К. Выше пунктир¬
ной кривой вспышка невозможна.Рис. 2.6. Зависимость t^cn до наступления
“общей вспышки” tecn от приведенной скорости выгорания
и скорости распространения фронта пламени для помещения:V = 4470 м3; F0 = 39,5 м2 и Твсп = 568 К;1 - Щ = 0,010 кг ■ с '; 2 - ц/0 = 0,015 кг ■ с1;3 - ц/0 = 0,020 кг ■ с '; 4 - щ = 0,025 кг • с1На рис. 2.7 приведено изменение площади пожара при
размещении нагрузки в форме прямоугольника при различ¬
ном соотношении длины и ширины его сторон. Кривая 1 со¬
60ответствует центральному пожару, 5 — “почти линейному”
пожару. Кривые 2—5 отвечают математическому ожиданию
площади пожара в предположении, что очаг пожара с оди¬
наковой вероятностью может возникнуть в любой точке
прямоугольника. Таким образом, влияние места возникно¬
вения пожара при UUtfucn ^ 2 (где / - характерный размер
площади, занятой нагрузкой) по эффекту может быть равно¬
значен уменьшению скорости выгорания в несколько раз.Зависимость времени наступления вспышки, опреде¬
ляемой видом пожарной нагрузки при различных значениях
Гв, приведена на рис. 2.8.Оценка влияния газообмена через проемы на продол¬
жительность НСП проводилась численным экспериментом,
где совместно с изменением среднеобъемной температуры
и скорости выгорания рассматривался баланс масс для воз¬
духа и дымовых газов. На рис. 2.9 в качестве примера пока¬
зан расход газов и уносимое им с помощью конвекции теп¬
ло по мере развития пожара при различных вариантах от¬
крытых проемов. Следует отметить как важный результат
расчетов, что температурное расширение воздуха в поме¬
щении и выделяющиеся дымовые газы при площади откры¬
того проема менее 0,5 % от площади пола “запирают” объ¬
ем. При этом проем работает практически “на выход”
и притоком холодного воздуха в объем можно пренебречь.Физическая модель, позволяющая определять продолжи¬
тельность НСП, основана на использовании в уравнении тепло¬
вого баланса (2.2) средних величин скорости распространения
пламени, скорости выгорания пожарной нагрузки и значений
температур среды, топлива, поверхностей строительных конст¬
рукций. Все эти параметры носят вероятностный характер, осо¬
бенно в НСП. Существенно вероятностный характер имеет сам
процесс развития НСП и характер ее окончания.
Относительная площадь Sn0M/SРис. 2.7. Зависимость изменения
площади пожара от характера размещения
пожарной нагрузки (отношение длины
к ширине размещения а):1 - центральный пожар; 2 -а = I;3-а = 2;4-а = 3;5-а = 5
а::з5СО^3*3
2
с
оCD045а>CLCQ300	500	700Температура вспышки Тасп, КРис. 2.8. Зависимость времени наступления
“общей вспышки " от объема помещения V
и температуры вспышки Твсп:1 - V = 4 • l(f; 2-V = 2-l&; З-У^в-Ю3;
4-V= 4,77 • 1&; 5 - V= 1,93 ■ 103; 6-V= 1 ■ 103os
62Рис. 2.9. Расход газов через проемы и уносимое им тепло в зависимости
от времени развития пожара (V = 4470 м3; F0 - 39,5 м2):	 - расход газов через проемы;		 тепло, уносимое с газами;1 — все проемы открыты; 2 - открыты проемы, ведущие на улицу;3 - открыта одна дверьВ результате обработки экспериментальных данных
ВНИИПО были получены коэффициенты вариации для ха¬
рактерных параметров в НСП, значения которых приведены
в табл. 2.1.Анализ эмпирических данных показывает, что с веро¬
ятностью 0,985 значения Uo как для древесины, так и для ор¬
ганического стекла, находятся в интервале U0 ± 2а, поэтому
для расчета случайных значений Uo использован интервал({70-2иД0)-(О0 + 2иД0).
63Аналогичный интервал получен также и для темпера¬
тур поверхностей и газовой среды:(Ti-2vTT,)-(T,+2vTTi).Для скорости выгорания горючих материалов опреде¬
лено, что с вероятностью 0,95 значения ij/о будут находиться
в интервале \j70 ± 3,5а, поэтому случайные значения v|/o
берутся в интервале(vj7„ - 3,5ov470) - (Vo + 3>5uv?o)-Таблица 2.1
Коэффициенты вариации характерных параметров в НСППараметрКоэффициенты вариации для Мате¬
риала пожарной нагрузки и„ %ДревесинаОрганическоестеклоСредняя скорость распространения пламени U02420Средняя скорость выгорания \|/0713Значения температур в конце НСП:температура поверхности пола Тпоп2222температура поверхности потолка Тп2525температура поверхности стен Тс4545температура поверхности топлива Тт2929среднеобъемная температура Т3636Вероятностная модель времени развития НСП исполь¬
зовалась для исследования влияния площадей поверхности
горючей нагрузки и проемов на вероятность и время воз¬
никновения “общей вспышки”, как при отсутствии притока
воздуха, так и при наличии газообмена в помещении с оча¬
гом пожара.На рис. 2.10 в качестве примера приведены данные рас¬
чета продолжительности НСП для 150 вариантов со следую¬
щими параметрами: средний коэффициент расхода проема
= 0,4; отношение площади, занятой пожарной нагрузкой,
64к п пощади пола 0,25 и отношение площади проемов, откры¬
тых к моменту возникновения пожара, к площади пола 0,01.Сопоставление минимальной продолжительности НСП
со временем начала его тушения позволяет прогнозировать
вероятный размер пожара, результаты борьбы с ним, в том
числе и размер ущерба от пожара.На основе разработанной вероятностной модели НСП
были проведены численные эксперименты методом Монте-
Карло и получены вероятностные характеристики основных
показателей НСП. Основные параметры помещений и веро¬
ятностные характеристики входных параметров приведены
в табл. 2.2 и 2.3.<0 3		I		^ 5 0 1012	14	16 18Время t, минРис. 2.10. Зависимость относительной частоты
минимальной продолжительности НСП
от времени развития пожара t
Таблица 2.2Геометрические характеристики помещенийОбъемпомещения,м3Площадь, м2Материал конструкцийХарактеристика проемовпоме¬щенияпожарнойнагрузкиперекрытиястеныПлощадь,м2Высота, мУровеньнижнейкромки,мСоседниепомещения(улица)8000792413Бетон (подвеснойСили¬152,50Улица(зрительный залпотолок из плиткикатный6,252,50Коридоркинотеатра)акмигран)кирпич3,752,52,2Улица6,252,54,2Коридор4470497413То жеТо же122,51,4Улица(зрительный зал246102,50Фойекинотеатра)17,52,54,06Коридор1930288120ftft102,50Улица(зрительный зал52,50Коридоркинотеатра)52,54,2Фойе21470,536Бетонft131,81,1Улица(кабинет истории2,12,10Коридоробщеобразова¬тельной школы)<У\ил
66Таблица 2.3
Вероятностные характеристики входных параметров,
определяющих развитие пожараВходной параметрТип помещенияЗрительный зал
кинотеатраКлассная комната обще¬
образовательной школыПриведенная пожарная
нагрузка, кг • м'22050 ±15Возможность места воз¬
никновения очага пожараРавновероятно
по площади
нагрузкиРавномерно
по площади
нагрузкиСкорость распространения,
м • с'1(3,5 ±0,4) 10'3(2,5 ±0,3) 10'3Скорость выгорания,
кг • с'10,0155 ±0,0010,025 ±0,001Температура вспышки, К568 ±30568 ±30На рис. 2.11 показана вероятность вспышки в зависи¬
мости от объема помещения и фактора проемности. Кривые
1-2 соответствуют пожарам в закрытых негерметичных по¬
мещениях (без тепло- и массообмена через проемы). При
этом кривая 2 учитывает выгорание кислорода в замкнутом
объеме помещения. Кривые 3-5 соответствуют изменению
вероятности появления вспышки при наличии в помещении
открытых проемов в моменты возникновения пожара.На рис. 2.12-2.15 приведены данные численного экс¬
перимента, основанного на вероятностной модели, позво¬
ляющие оценить вероятную площадь пожара в закрытых
негерметичных помещениях при горении пожарной нагрузки,
состоящей из твердых горючих материалов на основе
древесины.
Объем помещения V, м3Рис. 2.11. Вероятность возникновения вспышки
в зависимости от объема помещения
и фактора проемности:1 - избыток окислителя (без отвода тепла через проемы);
2 - F0y[h = 0; 3 - F0Jh = 5; 4 - F0-Jh = 10;5-F04h=20
0 8 16Площадь пожара 5П0Ж, м2Рис. 2.12. Распределение вероятности
площади пожара F к моменту времени t
для помещения объемом V = 214 м3:1	- t = 10 мин; 2 - t = 15 мин, 3 — t = 20 мин;
4 - t = 25 мин; 5 - t = 30 мин; 6- t = 35 мин;7	- t - 40 минos-j
Распределение вероятности F Распределение веооятности F68Рис. 2.13. Распреде¬
ление вероятности
площади пожара F
к моменту времени t
для помещения
объемом V = 1930 м3:1	— t = 10 мин;2	- t = 15 мин;3	- t - 20 мин;4	- t = 25 мин;5	- t = 30 мин;6	- t = 35 мин;7	- t = 40 минРис. 2.14. Распределение вероятности площади пожара F
к моменту времени t для помещения объемом V — 4770 м3:1 -t= 10 мин; 2 - t = 15 мин; 3-t = 20 мин; 4-t = 25 мин;5 -t = 30 мин; 6- t = 35 мин; 7 - t = 40 мин
69Площадь, охваченная пожаром, 5П0Ж, м2Рис. 2.15. Распределение вероятности площади пожара F
к моменту времени t для помещения объемом V = 8000 м3:1 - t = 10 мин; 2 - t = 15 мин; 3 -1 = 20 мин; 4 - t = 25 мин;5 — t - 30 мин; 6- t = 35 мин; 7 - t = 40 мин2.2.2.	Начальная стадия погкара в помещениях
с конструкциями поЖарной опасности классовК1-КЗОдним из недостатков конструкций со сгораемыми
утеплителями, ограничивающим область их применения,
является их высокая пожарная опасность. Горение поли¬
мерного утеплителя непосредственно влияет на темпера¬
турный режим пожара и на процесс развития пожара по по¬
мещению и зданию. Влияние сгораемого утеплителя
на температурный и тепловой режим пожара в помещении
в сторону их интенсификации начинается с момента вос¬
пламенения материала утеплителя, а вклад его в массооб¬
менные процессы - с момента начала его термического раз¬
70ложения. Поэтому представляет практический интерес
определение времени воспламенения (начала термического
разложения) сгораемого утеплителя в конструкциях при
“реальных” пожарах, необходимого при решении таких
задач пожарной безопасности, как определение продолжи¬
тельности начальной стадии пожара, расчет необходимого
времени эвакуации людей, применение систем АПЗ в зда¬
ниях из JIMK, и ряда других.Рассмотренный ниже метод определения времени воз¬
можного воспламенения (начала термического разложения)
основан на анализе теплового воздействия очага пожара
на строительные конструкции с учетом результатов огневых
испытаний конструкций по стандартному температурному
режиму. При этом считается, что количество аккумулиро¬
ванного на поверхности конструкции тепла в момент вос¬
пламенения является одинаковым как при стандартных
огневых испытаниях, так и в реальных условиях пожара
(т. е. в пределах рассматриваемых процессов слабо зависит
от темпа нагрева).Таким образом, поставленная задача разбивается
натри задачи, которые могут быть сформулированы сле¬
дующим образом: определение зависимости количества
тепла, подводимого к конструкции во время стандартных
испытаний, от времени испытаний; определение зависимо¬
стей количества тепла, подводимого к конструкции в усло¬
виях “реальных” пожаров; сравнение результатов и опреде¬
ление времени возможного воспламенения, в том числе
выраженного в единицах стандартного режима (эквива¬
лентная продолжительность пожара).Рассмотрим метод определения количества тепла, вос¬
принимаемого строительной конструкцией в условиях стан¬
дартных огневых испытаний.
71Известно, что изменение температурного режима
в условиях стандартных испытаний происходит следующим
образом:Т- 3451g(8/ + 1) + 7о	(2.7)илиГ/273 = 0,541п(8/ + 1) + 1.	(2.8)Преобразуем последнее выражение к виду(772 73)4 = (х + 1 )4 = 1 + 4х + бх2 + 4х3 + х4,	(2.9)где х = 0,54 1п(8г н- 1).Соотношение (2.9) позволяет получить выражение для
плотности падающего лучистого теплового потока в усло¬
виях стандартных огневых испытанийqn = 315£ф{1 + 2,161п(8/ + 1) +1,75[1п(8/ + I)]2 ++ 0,63 [1п(8/ + 1 )]3 + 0,085 [1п(8/ + 1 )]4}.	(2.10)Интегрируя последнее выражение во временном ин¬
тервале, получаем:£М0 = 315еф{(0,133/+ 1)[31п(0,133/+ 1)] ++ 6,55[ln(0,133/ + I)]2 + 2,18[1п(0,133/ + I)]3 += 0,64[ln(0,133/ + I)4] + 2,75 + 13,2},	(2.11)где t - время теплового воздействия, с.Конвективная составляющая суммарного теплового
потока в условиях стандартных испытаний составляет
на 3-й мин испытаний около 5 кВт • м'2, что позволяет опре¬
делить суммарное количество падающего теплаQz = Qr + Qk = 1,3 Qr.Количество тепла, воспринимаемого строительными
конструкциями в условиях “реальных” пожаров, определя¬
72ем применительно к конструкциям покрытий, как наиболее
теплонапряженным в условиях пожара.Плотность падающего лучистого теплового потока дляконструкций покрытий при значении h = Н / утш < 2,3 мож¬
но определить из выражения4(}R~ БфСУоТгmax0,3 + 2,35г	,2 х( НЛ\kD j\xD;0,88н_\kDj,(2.12)где Ттах - максимальная температура пламени, К; утах -
= 1 ,Ш - координата в факеле пламени по его оси, где реа¬
лизуется максимальная температура, м; D	приве¬
денный диаметр очага пожара, м; Я - высота помещения, м;
к = 1,1 - эмпирический коэффициент.Принимая круговую форму развития пожара, как наи¬
более жесткую для динамики пожара, приведенный диаметр
очага можно определить из выраженияD = 2vt,	(2.13)где и = const - линейная скорость распространения пла¬
мени, м • с'1.С учетом выражения (2.13) преобразуем уравнение
к видудя = 0,07138фа0Гг4maxV О0,631 + 7,831,12-1,21(2.14)После несложных преобразований с учетом уравнения
(2.9) получим выражение для плотности лучистого падающе¬
го теплового потока в виде, удобном для интегрирования:
73<7я = 0,0071ефао7;max0,63+ 31,32Га^1,75-1,21'а'+ 367,85га\2^ -2А2{°"
п W /+ 3758,8а+ 1920,2v t j3,99-3,63'a'\ *+(n\W -4,84^(2.15)Интегрируя уравнение (2.15) во временном интервале,
определяем количество тепла, аккумулируемое на поверх¬
ности конструкции за счет лучистой составляющей суммар¬
ного теплового потока при h < 2,3 :0,37	( 1 о 1 ~ ЛQR(t) = 0,0071ефао7тахя1f'l0,37[a]+ 27,15Г 0,75;^^V	t j+/+ 70,46Г1,87:2,42 а\V(+ 40,67Гt\2,99;V3,63а
t\+/(2.16)00( 4 84а
+ 5,67Г 4.11;——I t jгде а =	размерный комплекс, с; Г(а; х) =	dt -2/си	Jхнеполная гамма-функция, определяемая с помощью таб¬
лиц работы [13].В том случае, если D = const, интегрирование уравне¬
ния (2.15) приведет к более простому выражению:4Qiit)=ztp0max0,3+2,35Н_v’
KkDj1,12-1,21f Н}
\kDj0,88f yi л0’63
\kDjt. (2.17)
74В случае, если h > 2,3, плотность падающего теплово¬
го потока определяется следующим образом:Г гг V1’65(2.18)qR = О,786ефст0 Т4шахнV	.Углах JИнтегрируя уравнение (2.18), с учетом выражения (2.13)
получаем:QdS) = 0,297 ефсг0 7^ах а 1 ’6 V-65.	(2.19)Для случая, когда D = const, после интегрирования
уравнения (2.18) имеемQd.0 = 0,78б8фао7’^Ж(	t.	(2.20)\kD)Анализ результатов исследований теплообмена очага
пожара с горизонтальными конструкциями покрытий [10]
показывает, что плотность конвективного теплового потока
составляет около 15 % от плотности падающего лучистого
теплового потока. В этом случае плотность суммарного па¬
дающего теплового потока может быть представлена в видеq = 1,15<7д,	(2.21)где qR определяется из соответствующего соотношения
(2.12) или (2.18).Суммарное количество тепла, подводимого к поверх¬
ности конструкции, определяется как/6е(0 =1,15 \q(t)dt = 1,150*,	(2.22)0где Qr определяется из уравнений (2.16), (2.17), (2.19), (2.20).Таким образом, процедура определения времени вос¬
пламенения состоит в следующем: по данным стандартных
75испытаний определяется время воспламенения конструк¬
ций; по соотношению (2.11) определяется критическое ко¬
личество тепла 0Кр, приводящее конструкцию к воспламе-
нению в момент времени t\ по соотношениям (2.16) и (2.19)
при горении твердых сгораемых материалов и соотноше¬
нию (2.17) или (2.20) при горении ЛВЖ и ГЖ строится за¬
висимость Q = J[t) для реальных условий развития пожара;
по найденной зависимости Q —fif) определяется время вос¬
пламенения t3, соответствующее значению Q = QKp.Используемое условие равенства количеств тепла
в стандартных испытаниях и в реальных условиях пожара
является необходимым, но не достаточным для определения
времени воспламенения.Вторым условием, определяющим возможное вос¬
пламенение конструкции, является либо достижение поро¬
говой плотности теплового потока от очага пожара и даль¬
нейшее его увеличение, либо достижение критического зна¬
чения температуры набегающего потока и дальнейшее ее
увеличение.Оба условия однозначно связаны с характерными раз¬
мерами очага, высотой размещения конструкции и видом
материала пожарной нагрузки.На рис. 2.16 приведены зависимости, позволяющие
определить критическое значение диаметра очага пожара
при горении ЛВЖ и ГЖ по соотношениюАш=—>	(2.23)кр 1,1*где Н - высота помещения, м; х - параметр, определяемый
из рис. 2.16 по значениям температуры воспламенения сго¬
раемого утеплителя Тв и максимальной температуры в пла¬
мени Тяглах-
76* 4I373 473 573 673 773 873	973Температура воспламенения Тъ, КРис. 2.16. Зависимость параметра х от температуры воспламенения
для определения диаметра пожара при горении ЛВЖ и ГЖ:1~Ттах = 1420 К; 2 - Ттах = 1380 КНа рис. 2.17 приведены аналогичные рис. 2.16 зависимости
для случая горения пожарной нагрузки из горючих твердых ма¬
териалов, по которым распространяется огонь со скоростью и.В этом случае значение критического диаметра определя¬
ется по соотношениюА<р = 7t(u02.	(2.24)Время развития пожара до критического диаметра очага
определяется как(2.25)Огде у - параметр, определяемый по данным рис. 2.17.Кривые, приведенные на рис. 2.16 и 2.17, получены
при условии, что температура набегающего потока равна
температуре воспламенения материала сгораемого утепли¬
теля, и таким образом определяют, что воспламенение уте¬
плителя возможно при значениях диаметра очага из ЛВЖ
77или ГЖ больших, чем определенные по уравнению (2.23),
и для горючих твердых материалов, больших, чем опреде¬
ленные по уравнению (2.24).Рис. 2.17. Зависимость
параметра у
от температуры
воспламенения для
определения диаметра
пожара при горении
твердых материалов:1	- Ттах = /380 К;2	- Ттах = / 420 КПриведем пример расчета возможного времени вос¬
пламенения по данным огневых испытаний фрагмента ово¬
щехранилища из легких металлических конструкций (JIMK).Дано: высота помещения Я = 6 м; пожарная нагрузка -
древесина в штабелях; линейная скорость распространения
пламени ип = 0,4 м • мин'1 = 0,00666 м • с'1; £ф = 0,8; а =
= 5,67- 10'8 Вт • м'2 • К-4.Ограждающая конструкция со сгораемым утеплителем
из пенополиуретана (ППУ).1.	По результатам стандартных огневых испытаний
JIMK с утеплителем из пенополиуретана определяем, что
время воспламенения утеплителя в конструкции 4 мин.Температура воспламенения Тв, К
782.	Определяем суммарное количество тепла, аккуму¬
лируемого поверхностью конструкции в условиях стан¬
дартных испытаний по уравнениюQz = Qr + Як-Количество тепла, аккумулируемого за счет лучистой
составляющей падающего теплового потока, рассчитываем
по выражению (2.11) на момент времени / = 4 мин (240 с):Qr I р240с = 0,8 • 315 {(0,133-240+1)[31п(0,133-240+1)+
+ 6,55 [1п(0,133 • 240 +1)] 2+ 2,18[ln(0,l 33 • 240 +1)] 3+
+ 0,64[ln(0,l 33 • 240 +1)]4 + 2,75 -240 + 13,2} = 2,5 МДж • м'2Количество тепла, попадающего на поверхность кон¬
струкции за счет конвективной составляющей суммарной
плотности теплового потока на момент времени t = 4 мин
Qr I f240 с = 0,75 МДж • м'2 (30 % от Qr).Зная значение QK \ м мш и Qr\ ^ мин, определяем сум-марное количество тепла, аккумулируемого конструкцией на мо¬
мент воспламенения в условиях стандартных испытаний:& L ««и=2>5+°>75=3>25> мд* •м'2-3.	Для расчета количества тепла, воспринимаемого
конструкцией в условиях “реального” пожара, определяем
размерный комплекс, включающий известные исходные
данные:а= ——— —			= 409 с,
2к-ип 2 • 1,1 • 0,00666где Н — высота помещения, определяемая по проектным дан¬
ным или натурным обследованиям, м; ип - линейная скорость
распространения пламени, определяемая по ГОСТ 12.1004-85
или другим справочным данным, м • с'1; к = 1,1 - эмпириче¬
ский коэффициент.
794.	Определяем момент времени t\ при котором без¬
размерный параметрh= -^- = 2,3 = — .У max	*Откуда = а!2,3 = 409/2,3 = 178 с = 2,96 мин.Таким образом, при t < 2,96 мин значения безразмер¬
ного параметра h > 2,3 и, следовательно, расчет необходимо
вести по формуле (2.19).$При t > 2,96 мин значение h < 2,3 и расчет количества
тепла ведется по выражению (2.16).5.	Определяем количество тепла, аккумулируемого
поверхностью конструкции в реальных условиях пожара
на момент времени t, по уравнению (2.19). Если получен¬
ное значение в реальных условиях пожара больше, чемQz в стандартных условиях, то последующий расчет ведет¬
ся только по формуле (2.19). При этом следующий момент
времени определяется как t\ - 112.В том случае, если	, расчет ведется какпо выражению (2.19), так и по (2.16). Причем при расчете
по уравнению (2.16) момент времени выбирается следующимобразом: ^ = 2/, t3 = 4t* и т. д., до тех пор пока QlaC4 > •Определим количество тепла, воспринимаемого кон¬
струкцией, в условиях “реального” пожара на момент вре¬
мени t по уравнению (2.19):Ы,.=178с = 0,297 • 0,8 • 5,67f^l (409)465-1782-65=V100 у	^= 1,47 МДж • м’2или•2.&1,.=|78с= 1,15-1,47 =1,7 МДжм
80таким образом,Qr * в±-Следовательно, дальнейший расчет ведется по+ выра¬
жению (2.16), для расчетного момента времени t\=2t .6.	Количество тепла, воспринимаемого конструкцией
на момент времени t2 = 2t, находим из выражения (2.16),
предварительно определив значения неполных гамма-
функций, входящих в уравнение (2.16), следующим образом:Г(<х; х) = Г[ 0,75;	) = Г(0,75)£(х2/у).V	t JДля t\ = 5,0 мина = 0,75;	v = 2а = 2 • 0,75 = 1,5;-	- 1 о1 и.	2 _ 0- 01,21-409х - 1,2la/t;	х = 2х = 2	= 3,3.300По таблицам работы [13] определяем значение функции
Qix/v):Q{ 3,3/1,5) = 0,125.В соответствии с работой [13] значение гамма-
функции равноГ(0,75) = 1,2254.Таким образом, окончательно имеем:1	О 1Г(0,75; -у^) | rtoo с = 1,2254 • 0,125 = 0,15.Аналогично находимГ(1,87; M2£)|f300c = 0,116.3 63аЗначение неполной гамма-функции Г(2,99; —	)(т. е.tво всех случаях при а > 2) определим, используя
следующее рекуррентное соотношение:Г(г+1) = гГ(2),
81где а = z + 1; T(z) - определяется по таблице работы [13].3,63а _ ппчл/ 2Тогда Г( 2,99;t) = Г(2,99)6(х7у),где величина Q(x N) определяется по методике, приведен¬
ной выше.(2(9,9/5,98) = 0,124.Значение гамма-функции представим в соответствии
с рекуррентным соотношениемГ(2,99) = Г(1,99 + 1) = 1,99Г(1,99) = 1,99 • 0,9958 = 1,982.
Таким образом,Г(2,99;3,63аt)1 /=зоо с = 1,982 -0,124 = 0,246.Аналогичным образом определяемr(4,ll;4,84-)Uooc = 0,69.
tОпределив значения неполных гамма-функций, по вы¬
ражению (2.16) находим количество тепла, воспринимаемого
конструкцией в момент времени t\ = 5 мин за счет лучистой
составляющей суммарной плотности теплового потокаQr\ /=зооС = 0,0071 -409.0,8-5,670,37^1380л4V1001оо0,371409)+ 27,15 • 0,15 + 70,46 • 0,116 + 40,67 • 0,246++ 5,76-0,6913,89 МДж • м-2В соответствии с выражением (2.22)Qz I /=300 С = 1,15 -Qr= 1,15- 13,89= 16 МДж- м’2.
82Для получения зависимости Qx — А О по уравнению
(2.16) необходимо получить еще одно расчетное значениена момент времени/*+2/* .и =	= 4 мин.2Выполняя расчет аналогичным образом для данного
момента времени /2, получаемQi I (=240 с = 8,4 МДж • м'2.Сравнивая полученное количество тепла при t\ = 5 мин
с его расчетным значением в условиях стандартных испы¬
таний на момент времени t, получаемтаким образом, дальнейший расчет прекращаем.7.	Строим зависимость Qz = j[t) (рис. 2.18, кривая 4)
в соответствии с данными пункта 6.8.	По графику Qz	исходя из условия равенства
количеств тепла, аккумулируемого конструкцией в услови¬
ях стандартных испытаний (п, 2) и в условиях “реального”
пожара, определяем время возможного воспламенения J1MK
с утеплителем из пенополиуретана.Для данного случаяt3= 3 мин.Экспериментально установленное время воспламене¬
ния горизонтального перекрытия овощехранилища состав¬
ляет 4 мин. Таким образом, ошибка в данном случае не пре¬
вышает 25 %, что является вполне удовлетворительным.
На основе приведенных выше решений были составлены
номограммы по определению времени возможной задержки
воспламенения J1MK со сгораемым утеплителем (рис. 2.18)
в реальных условиях пожара, для следующего диапазона
изменений размерного параметра а:а = Н!2коп = 0,284 - 40,9 мин.
JL	1	1	I	JL__8101214IB
Время t3, минPuc. 2.18. Определение
времени задержки вос¬
пламенения горизонталь¬
ных покрытий (пере¬
крытий) со сгораемым
утеплителем конструк¬
ций К1-КЗ с учетом
времени воспламенения
при стандартных испы¬
таниях tec: зависимость
количества тепла, вос¬
принимаемого конст¬
рукцией, от времени:в условиях стандартных
испытаний -1;
в условиях “реального ” пожа¬
ра при различных значениях
размерного параметра а:2	- при а = 0,283 мин;3	- при а = 1 мин;4	- при а =3,64 мин;5	- при а = 5 мин;6	- при а = 6,82 мин;7	- при а = 8 мин;8	- при а - 10 мин;9	- при а = 13,77 мин;10	- при а = 20 мин;11	- при а = 30 мин;12	- при а - 35 мин;13	- при а = 40,9 миноо
84Данные, приведенные в номограмме, позволяют,
не снижая точности, без проведения сравнительно сложных
вычислений, но значительно быстрее определить время
возможного воспламенения JIMK со сгораемым утеплите¬
лем в реальных условиях пожара, при использовании дан¬
ных стандартных огневых испытаний.Продолжительность начальной стадии пожара
после возможного воспламенения
строительных конструкцийТеоретические основы определения продолжительно¬
сти начальной стадии пожара, базирующиеся на определе¬
нии достижения характерной температуры в объеме поме¬
щения, и практические приложения результатов для опре¬
деления минимальной продолжительности начальной ста¬
дии пожара для помещений с несгораемыми строительными
конструкциями изложены в настоящей главе и научная сто¬
рона вопроса в работе [14].Характерной особенностью развития пожара в начальной
стадии в помещениях с горючими ограждающими конструкция¬
ми является то, что сами конструкции, вовлекаясь в процесс го¬
рения, становятся одной из причин распространения пламени
и выделения тепла в объем помещения. Это приводит к сущест¬
венному уменьшению времени НСП в такого рода помещениях
по сравнению с помещениями из негорючих строительных кон¬
струкций. Таким образом, задача по огределению времени НСП
после воспламенения конструкций в помещениях сводится
к определению степени влияния процессов распространения
пламени и тепловыделения горючими конструкциями на про¬
должительность НСП после воспламенения конструкций tB.Значение тепловыделения в момент времени tB можно
определить по формуле, вытекающей из уравнения сохра¬
нения энергии в объеме помещения:
85+Q = nyH4QlUltl+{nxKUlQlK-qJJl)
^(пкб„РДк^к-9к^кК.'в +(2.26)где \\fo - средняя удельная скорость выгорания временной
пожарной нагрузки; г| - коэффициент недожога; \\/к - сред¬
няя удельная скорость выгорания постоянной пожарной на¬
грузки в конструкции; UK - средняя скорость распростране¬
ния пламени по конструкции; qK - плотность теплового по¬
тока, возвращаемого при горении в конструкцию; Р - пери¬
метр горючих конструкций.Второй член в выражении (2.26) характеризует тепло¬
выделение в результате горения перекрытия, по которому
предполагается круговое распространение пламени. Третии
член определяет тепловыделение при горении конструкций
стен помещения, по которым предполагается линейное рас¬
пространение пламени.С учетом принятых допущений для нахождения коли¬
чества тепла, воспринимаемого строительными конструк¬
циями и материалами пожарной нагрузки, не участвующи¬
ми в горении, воспользуемся решением для полуограничен-
ной пластины при нестационарных граничных условиях
первого рода с линейным законом изменения температуры
поверхности [15]:Т(х, t) = То + btг1 + 2\2y[atгerfcV2 л/atУл/тг I 2 4atexpу\2л/я7у(2.27)
86Количество тепла, поступающего в негорящую часть
конструкций за единицу времени, определяется из соот¬
ношенияQl=_xm^\r*S,	(2.28)ахгде S - определяется из выраженияS	= F„- nU2jl +1F„- PUKte,	(2.29)Fn - площадь перекрытия; - суммарная площадь горю¬
чих конструкций стен.После дифференцирования уравнения (2.28) с учетом
выражения (2.27) получим соотношения для расчета тепло-
потерь в негорящие части ограждающих конструкций в мо¬
мент времени /в:Qi = 2XK(7>r0)|fa _Ht/^)+(SFcT _рс/Л)]^. (2.30)Аналогично получаем соотношения для определения
теплопотерь, передаваемых в негорящие материалы пере¬
менной пожарной нагрузки:Й2 = —н(^Го) (fh - nultl )t;%.	(2.31)Общее количество тепла, поглощаемое негорящими
частями конструкций и пожарной нагрузкой QWf определя¬
ется суммированием выражений (2.30) и (2.31).Выражения (2.26), (2.30) и (2.31) с учетом принятых
допущений позволяют определить продолжительность НСП
при конструкциях, отличных от КО, в следующем виде:ЬаР -cpTt)7it/02M/0 + (пкЧ/кб^ ~qK)nUl] ‘3
87Ы™ к(2.32)Если при расчетах продолжительности НСП после
воспламенения конструкций выполняется неравенството во всех случаях значение tB оценивается по формулеПриведенный выше метод расчета продолжительности
НСП позволяет определять время tB при условии одновре¬
менного воспламенения пожарной нагрузки и конструкций.
Общее значение продолжительности НСП будет лежатьв интервале tB < /нсп < *нсп и оценивается по формулегде /з - время от начала пожара до момента воспламенения
(время возможного воспламенения), которое определяется
согласно изложенному в настоящей главе. Значение време-ни /нСП является минимальной продолжительностью НСПбез учета распространения горения по конструкциям (него¬
рючие конструкции КО).В целях изучения влияния процессов горения строи¬
тельных конструкций на продолжительность НСП и tB
результаты численных экспериментов обрабатывались
в виде зависимостей относительной продолжительности НСПKt = t нсп от характеристик помещения и свойств горючих
ограждающих конструкций.F*,(2.33)*НСП~ tB + t3,(2.34)I
88На рис. 2.19 приведены расчетные зависимости к{
от объема и высоты помещения при различных скоростях рас¬
пространения пламени по поверхности конструкций. Как видно
из рис. 2.19, в широком диапазоне изменения высоты (#= 4-7 м)
и объема помещения V > 1 * 103 м3 их влияние на величину к(
незначительно. Поэтому для исследованного диапазона па¬
раметров можно считать, что значение коэффициента к, сла¬
бо зависит от геометрических характеристик помещения.Рис. 2.19. Зависимость относительной продолжительности НСП
от объема и высоты помещения:при скорости распространения пламени по конструкции UK= 1,09 м мин1:
1 -Н = 4м; 2-Н = 5м;3-Н = 6м;4-Н = 7м;
при скорости распространения пламени по конструкции (JK= 1,34 м -мин':5 - Н = 5 м; 6- Н = 6 м
89Анализ уравнения (2.32) показывает, что безразмер¬
ными комплексами (критериями), определяющими продол-ипг,	ЧЧ&'-Якжительность НСП, являются комплексы к\ = 	-	и ki = UJUq. Эти параметры включают в себя все принятые
в рамках рассмотренной модели пожароопасные свойства
материалов ограждающих конструкций. Зависимости отно¬
сительной продолжительности НСП после воспламенения
конструкции от параметров к\ и К2 приведены на номограм¬
ме рис. 2.20.Безразмерный параметр к\ =То Vo'Р0Рис. 2.20. Номограмма для определения относительной
продолжительности начальной стадии пожара НСП:1 -к2 = U,/U0 = 20; 2-к2= 16; 3-к2 = 10;4 - к2 = 8; 5 - к2 = 5; 6- к2- 4; 7- к2 = 2; 8 - к2= 1
90В качестве примера и для оценки сходимости разрабо¬
танной модели определим минимальную продолжитель¬
ность НСП для помещения огневого отсека фрагмента зда¬
ния овощехранилища [16].Согласно данным экспериментальных исследований
[16], для расчета приняты следующие значения параметров:ц/к = 0,385 кг • м'2 • мин'1; С/к = 1,097 м • мин'1; =1	О	1= 24,1 МДж • кг'1; г| = 0,7; С/о = 0,4 м • мин'; щ = 1 кг • м' • мин' .Результаты исследований, изложенных в работе [10]
и в гл. 3, позволяют принять <7к = 30 кВт • м'2.Определяем значения коэффициентов к\ и К2'.= 0/7 • 6,4 10~3-24,1-103 -30 _1-300 • 2 -10-2 ~ ’1,097 _ „ _к? =	= 2,7.0,4Общий порядок определения НСП приведен ниже.По найденным значениям к\ и кг и данным рис. 2.20 на¬
ходим величину отношения продолжительности НСП в поме¬
щении без сгораемых конструкций к продолжительности НСП
в помещениях со сгораемыми конструкциями к(- 3,2.По данным настоящей главы определим минимальную
продолжительность НСП для условий проведенных испыта¬
ний (С/о = 0,4 м • мин’1) в помещении фрагмента с конструкция¬
ми из несгораемых материалов. В этом случае продолжитель¬
ность НСП составит, по данным работы [16], ^сп = 4,8 мин.Поскольку огневые испытания на фрагменте проводились
с открытым проемом, отношение площади которого к площади
пола составляло 7 %, то продолжительность НСП в этих услови¬
ях с учетом данных рис. 2.21 составит /„сп = 4,8 • 1,62 = 7,8 мин.
Данные рис. 2.21 получены по результатам работы [14].
91Рис. 2.21. Зависимость
отношения продолжительности
НСП к минимальной
продолжительности НСП tHCnот отношения площади проема
к площади пола F для помещения
объемом V = 1,3 • 103м3
и высотой Н = 6 м1,0 V.	i	i	i	I	0	10	20	30 40Отношение площади проема
к площади пола, %Для фрагмента здания [18] со сгораемыми конструк¬
циями минимальная продолжительность НСП с момента
воспламенения конструкций составит tB = 4,8/3,2 = 1,5 мин
и продолжительность НСП для условий испытаний /в = 7,8/3,2 =
= 2,4 мин.По данным огневых испытаний, время возможного
воспламенения конструкции составило 3 мин.Таким образом, расчетная продолжительность НСП
для условий огневого испытании составила:^нсп = + h = 2,4 + 3 = 5,4 мин.По данным огневых испытаний [16], средняя продолжи¬
тельность НСП составила 6 мин. Расчетная продолжительность
НСП отличается от полученной экспериментально на 10 %.
92Время воспламенения конструкции, полученное
по методу, изложенному в настоящей главе, составило
2,6 мин, что дает значение продолжительности НСП, опре¬
деленное полностью расчетом, /нсп = 2,6 + 2,4 = 5 мин, ко¬
торое отличается от экспериментального значения на 17 %.Сравнение результатов определения продолжительно¬
сти НСП, полученных расчетным и экспериментальным пу¬
тем, говорит об их удовлетворительной сходимости.Для условий проведения огневых испытаний приме¬
нение сгораемых конструкций уменьшило продолжитель¬
ность НСП по сравнению с несгораемыми конструкциями
на 2,8 мин, или на 36 %. Учитывая, что характерным време¬
нем, определяющим целесообразность применения систем
АПЗ для зданий со сгораемыми конструкциями, по мнению
автора, может являться момент возможного воспламенения
конструкций, разница во времени воспламенения и продол¬
жительность НСП в том же помещении с несгораемыми
конструкциями составила 5,2 мин, или 67 %.Ниже изложен общий порядок определения времени
возможного воспламенения горизонтальных конструкций
и покрытий со сгораемым утеплителем в условиях “реаль¬
ных” пожаров с учетом данных стандартных испытаний.По данным стандартных огневых испытаний или ре¬
зультатам расчетов для условий стандартных испытаний
определяется время возможного воспламенения tB C конст¬
рукции (время достижения на поверхности материала сго¬
раемого утеплителя температуры воспламенения). Возмож¬
но находить и другие параметры: время плавления, время
начала термического разложения и т. д.Определяется размерный комплекс а = Н/2,2£/, мин,
по заданным значениям входящих в него параметров (//, м;
U, м • мин'1).
93По найденным значениям /в с и а с помощью номо¬
граммы рис. 2.18 определяется время возможного воспламе¬
нения t3. Порядок определения времени возможного воспла¬
менения показан на рис. 2.18 пунктирной линией. В случае,
если найденное значение а не соответствует приведенным на
рис. 2.18, кривая, соответствующая значению а, определяется
методом линейной экстраполяции.Пример 1. Определить время воспламенения конст¬
рукций со сгораемым утеплителем из пенополиуретана
в помещении овощехранилища (характеристики помещения
приведены в разд. 1.1.1).1.	Время воспламенения утеплителя по данным стан¬
дартных испытаний равно 4 мин.2.	Определяем размерный комплекс (параметры взяты
из примера расчета):а = 6/(2,2 • 0,4) = 6,8 мин.3.	По рис. 2.18 (процедура определения показана
стрелками) находим, чтоt3 = 3 мин.Экспериментально установленное время воспламене¬
ния составляет 4 мин. Таким образом, ошибка, как и при
расчете, не превышает 25 %.Пример 2. Определить время воспламенения для раз¬
личных видов конструкций с эффективным утеплителем
(перлитопластбетон).1.	Стеновая панель с защитой со стороны теплового
воздействия алюминиевой фольгой.Время воспламенения в условиях стандартных испы¬
таний составляет t^z = 6,8 мин. Время воспламенения в ус¬
ловиях “реального” пожара, определенное по рис. 2.18, для
данных, взятых из примера расчета, составляет:Т3 = 3,8 мин.
942.	Стеновая панель с защитой из слоя стеклоткани
со стороны теплового воздействия/вс = 7,5 мин;
ti = 4,1 мин.3.	Стеновая панель с защитой из металлического про¬
филированного листа 5=1 мм.Гв.с= 6 мин;
t3 = 3,6 мин.Порядок определения продолжительности
начальной стадии поясара tncn для помещений из J1MK
с конструкциями со сгораемым утеплителемОпределяем безразмерный параметр к\ по соотношению:_ О,7ук0нр-ЗОК1	,293у0где \|/к - средняя скорость выгорания материала сгораемогсл	1утеплителя в НСП, кг • m'z • с' ; \|/о - средняя скорость выго¬
рания материала временной пожарной нагрузки, кг • м'2 • с*1:QP- низшая теплотворная способность материала сгорае¬
мого утеплителя, кДж • кг.Определяем безразмерный параметр К2 по соотно¬
шениюК2 = UJUq,где UK - средняя скорость распространения огня по поверх¬
ности сгораемых конструкций в НСП, м • мин'1; Щ - сред¬
няя скорость распространения огня по поверхности времен¬
ной пожарной нагрузки в НСП, м • мин’1.По данным рис. 2.20 и найденным значениям к\ к К2
определяем величину к{, равную отношению минимальных
продолжительностей НСП в помещениях без сгораемых
и со сгораемыми конструкциями.
95Определяем минимальную продолжительность части
НСП в помещениях со сгораемыми конструкциями с мо¬
мента воспламенения сгораемого утеплителя по соотно¬
шениюгде ^сп - минимальная продолжительность НСП, опреде¬
ляемая по данным работы [16].Определяем время возможного воспламенения /3, в соот¬
ветствии с вышеизложенным.Определяем минимальную продолжительность НСП
по выражению*НСП = *в-При развитии НСП с открытым проемом ориентиро¬
вочное значение продолжительностей НСП определяем
по выражению*НСП = h + Jtfu,где к - безразмерный параметр продолжительности НСП,
определяемый по данным рис. 2.21.Рассмотрим пример определения минимальной про¬
должительности НСП и ориентировочного значения про¬
должительности НСП при возникновении пожара в поме¬
щении с отношением открытых проемов к площади пола 0,2.Л	7Объем помещения 2-10 м , высота помещения 6,6 м.
Удельное количество пожарной нагрузки из древесины
14 кг • м’, скорость распространения огня по поверхности
временной пожарной нагрузки 0,1 м • мин'1, скорость выгора¬
ния материала временной пожарной нагрузки 1 кг • м’2 • мин’1.
Здание выполнено из J1MK с пределом огнестойкости П = 0,25 ч
со сгораемым утеплителем из пенополиуретана. Скорость
выгорания ППУ в конструкции 0,385 кг • м’ • мин’1, скорость
распространения огня по поверхности сгораемых конструк¬
ций 1,1м- мин'1, низшая теплопроводная способность мате-
96риала сгораемого утеплителя 24,1 МДж • кг \ Время дости¬
жения на поверхности ППУ температуры воспламенения,
определенное по результатам стандартных испытаний кон¬
струкций, 5 мин.1.	Определяем безразмерный параметр ki0,7-0,385-1/60*24100-30 _ 1,Ki 		1о.293-1-1/602.	Определяем безразмерный параметр
*2 = 1,1/0,1 = 11.3.	По данным рис. 2.20 и найденным значениям коэф¬
фициентов и К2 определим величину KtKt = 7,4.4.	Определяем минимальную продолжительность части
НСП, для чего предварительно по ГОСТ 12.1.004-91* “По¬
жарная безопасность. Общие требования” определяем мини¬
мальную продолжительность НСП для помещения с парамет¬
рами, приведенными в условиях примера с конструкциямииз несгораемых неметаллических материалов /^сп =51,7 мин,
tB = 51,7/7,4 = 7 мин.5.	Определяем время возможного воспламенения:5.1.	Определяем размерный комплекс а
а = 6,6/(2,2 • 0,1) = 300 мин.5.2.	По данным рис. 2.19 и значениям Гв с = 5 мин и а =
= 30 мин определяем значение U-1 мин.6.	Определяем минимальную продолжительность НСП
^нсп = 7 + 7=14 мин.7.	Определяем продолжительность НСП при возникно¬
вении пожара с открытыми проемами в помещении, для чего
предварительно по данным рис. 2.21 определяем безразмер¬
ный параметр продолжительности НСП для значений отно¬
шений открытых проемов к площади пола 20 % к = 2,6.
978.	Определяем продолжительность начальной стадии
пожара в условиях развития пожара при открытых проемах
facn = 7 + 2,6 • 7 = 25 мин.В табл. 2.4-2.6 приведены данные, которые могут
быть использованы для решения задач, изложенных в этой
главе, и ряда других задач пожарной профилактики.Таблица 2.4Удельная массовая скорость выгорания
и низшая теплота сгорания веществ и материаловНаименование веществ
и материаловУдельная массовая
скорость выгорания
ц; • 103, кг • м'2 • с'1Низшая теплота
сгорания Q,
кДж • кг1Бензин61,741870Ацетон44,028890Диэтиловый эфир60,033 500Бензол73,338520Дизельное топливо42,048870Керосин48,343 540Мазут34,739770Нефть28,341870Этиловый спирт33,027200Турбинное масло (ТП-22)30,041870Изопропиловый спирт31,330145Изопентан10,345220Толуол48,341030Натрий металлический17,510900Древесина (бруски), W = 13,7%39,313800Древесина (мебель в жилых
зданиях, W= 8-10 %)14,013800Бумага разрыхленная8,013400Бумага (книги, журналы)4,213400Книги на деревянных стеллажах16,713400Кинопленка триацетатная9,018800Карболитовые изделия9,526900Каучук натуральный19,044725Каучук CKC13,043 890
98Окончание табл. 2.4Наименование веществ
и материаловУдельная массовая
скорость выгорания
у/ • 103, кг • м'2 • с'1Низшая теплота
сгорания Q,
кДж • кг'1Ооганическое стекло16,127670Полистирол14,439000Резина11,233 520Текстолит6,720900Пенополиуретан2,824300Волокно штапельное6,713 800Штапельное волокно в кипах
40x40x40 см22,513 800Полиэтилен10,347140Полипропилен14,545670•уХлопок в тюках, р = 190 кг • м'2,416750Хлопок разрыхленный21,315 700Лен разрыхленный21,315 700Хлопок + капрон (3:1)12,516200Таблица 2.5Линейная скорость распространения пламени
по поверхности материаловМатериалСредняя линейная скорость
распространения пламени
по поверхности
(Jo ■ 102, м • с'1Угары текстильного производства в разрыхлен¬
ном состоянии10Корд1,7Хлопок разрыхленный4,2Лен разрыхленный5Хлопок + капрон (3:1)2,8Древесина в штабелях при влажности, %:
8-126,716-183,820-302Более 301,7Подвешенные ворсистые ткани6,7-10
99Окончание т а б л. 2.5МатериалСредняя линейная скорость
распространения пламени
по поверхности
Uo • Ю\ м • с1Текстильные изделия в закрытом складе при
загрузке 100 кг • м'20,6Бумага в рулонах в закрытом складе при загруз¬
ке 140 кг • м'20,5Синтетический каучук в закрытом складе при
загрузке свыше 290 кг • м'20,7Деревянные покрытия цехов большой площади,
деревянные стены, отделанные древесно¬
волокнистыми плитами2,8-5,3Легкие ограждающие конструкции с утеплите¬
лем из заливочного ППУ7,5-10Соломенные и камышитовые изделия6,7Ткани (холст, байка, бязь):
по горизонтали1,3по вертикали30в направлении, нормальном к поверхности
ткани, при расстоянии между ними 0,2 м4Листовой ППУ5Резинотехнические изделия в штабелях1,7Синтетическое покрытие “Спортан”
при Т= 180 °С0,07Торфоплиты в штабелях1,7Кабели ААШВ 1x120; АПВГЭ 33x35+1x25;
АВВГ 3x35 + 1x25:
в горизонтальном тоннеле сверху вниз0,3при расстоянии между полками 0,2 м
в горизонтальном направлении0,33в вертикальном тоннеле в горизонтальном на¬
правлении при расстоянии между рядами
0,2-0,4 м0,083
100Таблица 2.6
Температура воспламенения TBw и самовоспламенения TCBwсгораемых материалов, °СМатериалT*wTctwДревесно-волокнистая плита изоляционная,220315ГОСТ 4598-53Текстолит марки А, ГОСТ 2910-54358500Гетинакс марки В, ГОСТ 2710-54285480Линкруст масляный, ГОСТ 7251-54290425Нитролинолеум марки НЛ-5175370Нитролинолеум марки НЛ-13208380Линолеум резиновый (релин), ТУ 36-13-61-62308410Линолеум хлорвиниловый, ГОСТ 7251-54330410Пенопласт ПХВ-1, ТУ 4332-54426501Пенопласт ФС-7, СТУ 76-1717-64580580Пенопласт ФФ, СТУ 419-63490580Мипора, ТУ МХП 3252-52397540Плита асбодревесная240320Плита асбо эбонитовая285396Плита минераловатная с содержанием битума 19 %300420Поропласт полиуретановый эластичный,440480ТУ 35-XII 395-62Поропласт полиуретановый эластичный500560марки ’’самозатухающий”, ВТУ 35-XII 392-61Пенопласт ПСБ310470Антрацит-500Борулин350450Винипласт580580Войлок строительный287370Волокно:анид355435ацетатное320445вискозное390460капрон390440лавсан390440Капролактам-400Картон гофрированный258427Картон кровельный227365Каучук натуральный129Каучук силикатный СКС-30А-БС220400Мука пшеничная250310
101Окончание табл. 2.6МатериалТ*SvНафталин-530Опилки сосновые230230Парафин158-195310Плита торфяная (IV = 4-6 %)165299Рубероид марки РМ-350303400Сажа ламповая180210Севин196561Сено (Ж= 7,8%)204204Солома пшеничная200212Стекло органическое280460Табак неферментированный (W = 5,85 %)222-Табак ферментированный (W= 5,9 %)224-Торф фрезерный-225Уголь бурый-150-250Фенол-595Фосфор красный-210-240Фосфор сернистый-92Хлопок (^=4,5 %)210-Целлулоид100141Шевелин260-Древесина и материалы на ее основе238-255360-427(258-305)Примечание. Значения температуры самовоспламенения для древесины
и материалов на ее основе, приведенные в скобках, соответствуют температуре самовос¬
пламенения древесины в режиме тления.Скорость распространения пламени Щ является очень
важной величиной, определяющей характер изменения пло¬
щади пожара, и зависит от большого числа факторов,
имеющих физический характер (теплотехнические и пожа¬
роопасные свойства материалов, условия теплового взаимо¬
действия очага пожара с материалом пожарной нагрузки)
и случайный (взаимное расположение материалов пожарной
нагрузки к моменту возникновения пожара, состояние
оконных и дверных проемов, сила и направление ветра,
атмосферные явления).
102Некоторые расчетные методы определения скорости
распространения пламени приведены в разд. 5.1.В табл. 2.5 приведены значения линейных скоростейраспространения пламени Uo • 102 по поверхности ряда ма¬
териалов пожарной нагрузки, которые в известной степени
носят приближенный характер, так как получены для кон¬
кретных условий развития пожара, м • с 1.Изменение температуры вспышки для различных твер¬
дых сгораемых материалов может находиться в области
значений от близких к ТЪм/, до значений, близких к ТСЪм/. Зна¬
чения температур TBw и TCBw для некоторых сгораемых мате¬
риалов приведены в табл. 2.6.2.3. Объемные поЖары2.3.1.	Определение вида объемного погкараДля определенного типа помещения, имеющего свои
значения объема и проемности, то количество пожарной на¬
грузки, которое является границей перехода от пожара, ре¬
гулируемого нагрузкой, к пожару, регулируемому вентиля¬
цией, будем называть критическим (^кр). Совокупность зна¬
чений критического количества пожарной нагрузки, объема
помещения и его проемности, для которых эта нагрузка
определена, назовем критическими параметрами.Различными авторами установлен параметр, который
позволяет определить вид возможного пожара в помещении.
Таким параметром является отношение коэффициента вен¬
тиляции Ф = рgFyfh к площади поверхности горючего А/,
участвующего в процессе горения. Критическая величина
Ф/Аf, определяющая границу перехода от одного режима
пожара к другому, равна 0,253 < Ф/А/ < 0,29. Этот интервал
и границы перехода были установлены как в результате ла¬
103бораторных, так и крупномасштабных исследований, и под¬
тверждены в том числе исследованиями автора. Однако
использование этого параметра для практических целей за¬
труднено и в ряде случаев в условиях реальных пожарных
нагрузок невозможно из-за сложностей в определении
поверхностей горючего. Далее представлены критерии в ви¬
де, удобном для практического их использования. Одним
из таких критериев является кратность воздухообмена. Под
кратностью воздухообмена будем понимать отношение тео¬
ретически необходимого количества воздуха для полного
сгорания пожарной нагрузки к количеству воздуха, запол¬
няющего данный объем помещения. Теоретическое количе¬
ство воздуха, необходимое для полного сгорания пожарной
нагрузки, Vol зависит от вида и количества материала,
составляющего пожарную нагрузку. Величину Vol можно
приближенно определить по соотношению0РVo. = 0,263 ——, нм3 • кг’1,1000где Q* - низшая теплопроводная способность /-го элементапожарной нагрузки, кДж • м’1.Количество воздуха, заполняющего объем помещения,
определяется какVB = V • р,	(2.36)Лгде V- объем помещения, м ; Р = 1 - (VJV) - коэффициент
стеснения помещения; VH - объем помещения, занятый обо¬
рудованием, м3.На рис. 2.22 приведены результаты экспериментально*
го исследования влияния количества пожарной нагрузки,
состоящей из древесины, на вид объемного пожара, в по¬
мещении объемом 216 м3 и с отношением площади проемов
к площади пола 25^,5 %.
104сCDIФ5voоо§00ОCD-Qsо01£CD£Плотность пожарной нагрузки gK, кг ■ м'2Рис. 2.22. Зависимость вида объемного пожара
от количества пожарной нагрузки га древесины:•, + - экспериментальные значения соответственно параметров Ф/Af и п;	- обобщающие кривые для соответствующих параметров;	- границы, разделяющие объемные пожары на ПРИ и ПРВпо признаку значения 0,263 < Ф/А f < 0,29Данные рис. 2.22 позволяют сделать вывод о том,
что ПРН возможны при кратности воздухообмена до 15,
при значениях этого параметра от 15 до 20 - переходный
режим пожара, а при кратности воздухообмена более 20,
в помещении будет развиваться ПРВ. Кратность воздухооб¬
мена позволяет прогнозировать возможный характер объ¬
емного пожара, избегая ряда неопределенностей, заложен¬
ных при практическом определении значения А/.
105Определение критических параметров проведено
с помощью машинного эксперимента с использованием
экспериментальных данных по изменению максимальной
среднеобъемной температуры в зависимости от удельной
пожарной нагрузки.Порядок нахождения критических параметров заклю¬
чается в следующем. Определяется зависимость максималь¬
ной среднеобъемной температуры от величины пожарной
нагрузки для соответствующего типа помещения при ПРН.Производится расчет температурного режима для дан¬
ного помещения в соответствии с алгоритмом [17] при
произвольно выбранном значении пожарной нагрузки
и проемности для ПРВ. Полученное в результате численно¬
го эксперимента значение максимальной среднеобъемной
температуры сравнивается со значением максимальной
среднеобъемной температуры, соответствующей такой же
величине пожарной нагрузки, но для ПРН. Если максималь¬
ная температура для ПРВ выше максимальной температуры
для ПРН, то расчет повторяется с меньшим значением про¬
емности, и наоборот - с большей проемностью, если выше
максимальная температура для ПРН. Фиксируя величину
пожарной нагрузки и меняя величину проемности, добива¬
емся совпадения максимальных температур для ПРВ и ПРН.
Значения пожарной нагрузки и проемности, полученные
при равенстве максимальных среднеобъемных температур
для ПРН и ПРВ в фиксированном объеме помещения опре¬
деляют критические значения параметров.Удельное критическое количество /-й пожарной на¬
грузки для кубического помещения можно определить
из выражения
F Jhгде П = —^	проемность помещения; V - объем кубиче-ского помещения, м ; Vot - количество воздуха, необходимоедля сгорания 1 кг материала /-й пожарной нагрузки, нм3 • кг’1.Удельное критическое количество пожарной нагрузки
для помещения произвольной формы (шириной - а, длиной - Ъ,
высотой - с и с площадью проемов Fo) при условии равен¬
ства количества пожарной нагрузки в приведенном кубиче¬
ском помещении V и помещении произвольной формы Vр,
равной V= V9, определяется из соотношенияр _	V2Ii(6- П)кр, - 8к.кр, .. , ,	, „ > кг • м'2.	(2.38)Определение вида возможного пожара с использованием
критического параметра £,ф практически состоит в следующем.Для исследуемого помещения по данным проектной
документации или натурного обследования определяется
его объем И5, площадь проемов Fq, общее количество GH/
и вид материала пожарной нагрузки.Определяется удельное количество /-й пожарной
нагрузки для кубического помещения объемом, равным
объему помещения,_ GH£к, - 		, кг • м'' 6(FP) -F0
и значение проемности для кубического помещения V =F0Jh
107По найденному значению проемности П из соотноше¬
ния (2.37) определяется величина gK КР;, для чего в соотно¬
шение (2.37) подставляем V = V9 и Vo,-, соответствующее
данному виду пожарной нагрузки. При наличии п видов ма-птериалов пожарной нагрузки Уоп=1^У0 .1Если значение gK/ > gK.кр,-» определенного по формуле
(2.37), то в помещении будет ПРИ, если значение gKj > gK.KPl,
то в помещении будет ПРВ.Следует иметь в виду, что в данных соотношениях
удельное количество пожарной нагрузки определяется как
отношение общего количества пожарной нагрузки к общей
поверхности всех тепловоспринимающих конструкций.2.3.2.	Скорость выгорания (тепловыделения)при по>карахСкорость выгорания веществ не является физико-
(химической константой. Это важная характеристика горю-i	чего вещества зависит от его природы и в сильной степени
j от условий развития процесса горения при пожаре. Харак¬
тер скорости выгорания (функции процесса и состояния)
} описывается уравнениями сохранения энергии и массы [10].В качестве параметра, характеризующего пожарную
опасность материала пожарной нагрузки, может служить
значение его адиабатической скорости выгорания при сте-
хиометрическом горении. Адиабатическая скорость выго¬
рания в условиях стехиометрического горения является фи¬
зико-химической константой материала и может служить
сравнительным параметром пожарной опасности материа¬
лов. Если в уравнении сохранения энергии [10] приравнять
к нулю все составляющие теплового потока, обусловли¬
108вающие теплообмен очага пожара с окружающей средой,
и в качестве очага пожара рассматривать систему “К-фаза” —
газообразные продукты пиролиза, то уравнение, описы¬
вающее адиабатическую скорость выгорания, будет иметь
следующий вид [17]:м	бтад ~CpeGBTB _ бтм	р ->q\м- е;+/.^л'ар'Тепловой поток, поступающий от продуктов гомоген¬
ного горения к “К-фазе” топлива, приближенно можно опре¬
делить из соотношенияЛ4	4 4бтад7!адV100{т \пирV100yFn+-— (Tw-Tntip)Fn. (2.40)Критерий Нуссельта определяется из соответствую¬
щих уравнений пограничного слоя с химическими реакция-
хми и зависит от ориентации образца. Конвективный тепло¬
обмен конструкции при наличии горения в пограничном
слое рассмотрен в гл. 4.Ниже приведены результаты экспериментальных иссле¬
дований скорости выгорания пожарной нагрузки, состоящей
из древесины различных пород, которые проводились на фраг¬
ментах зданий размерами 6x6x3 м, 6x6x6 м, 4x5x3 м.
Целью исследований было получение закономерностей
изменения скорости выгорания в зависимости от параметров,
которые достаточно просто можно контролировать в реальных
условиях (удельная пожарная нагрузка, объем помещения
и отношение площади проемов к площади пола), в экспери¬
ментах не проводился строгий контроль характера укладки
древесины, размеров элементов, породы и влажности.
Большое количество проведенных экспериментов, обработ¬
ка их в виде усредненных величин позволили учесть влия¬
ние этих величин как случайных. Было проведено и обрабо¬
109тано 48 огневых испытаний в диапазоне изменения основ¬
ных параметров:удельная пожарная нагрузка - 0,8-14,4 кг • м'2;
отношение площади проемов к площади пола - 2,4—25 %.
На рис. 2.23 приведена зависимость безразмерной ско¬
рости выгорания центральной зоны площадью равномерно
расположенной пожарной нагрузки 1,2 м2 от безразмерного
времени для ПРН.о;з1с<\з2
<ю-Q5о0!осСО1а<ъ5CD6
<ULQБезразмерное времяРис. 2.23. Зависимость безразмерной скорости выгорания
от безразмерного времени:• - 3,2 кг ■м2; х - 3,9 кг -м2; О - 4,87 кг -м2; <>-6,4 кг ■ м2;0-6 кг ■ м2; *-6,4 кг • м2; а - 6,8 кг ■ м2;	 - кривая, построенная по формуле (2.41)Приведенная на рис. 2.23 зависимость удовлетвори¬
тельно описывается следующими соотношениями:
110ммmaxмм— 66= 1.(t ?’6\ 		It*J0,8 < — < 1,2;(2.41)maxMM= 34,5max-3,6 (t/f)-T > 1,2,*	+ /7где £ - текущее время, мин; t =	среднее время дос-2тижения максимального значения скорости выгорания, мин;t\ - время начала развитой стадии пожара, мин; ^ - времяокончания развитой стадии пожара, мин; М - скорость вы-2	1горания в момент времени t, кг • м' • мин" ; Мтах - макси¬
мальная скорость в центре очага пожара, кг • м-2 • мин-1.Зависимость максимальной скорости выгорания в цен¬
тре очага пожара от удельной горючей нагрузки при ПРНг \М -Fможет быть описана соотношением тах п= кRmax8 ку^к.кр Jгде RmaK - характерная для ПРВ скорость выгорания, определя¬
ется как Rmax = 5,5FoV/z, и gKKp - критическая плотность по¬
жарной нагрузки, определяется по уравнениям (2.37) и (2.38).Зависимость коэффициента пропорциональности к от без¬
размерной площади горения описывается соотношениемк = -198( рЛ5( F'\L( F \п+ 27,4П-2,93ПIf)UJ+ 2,29. (2.42)Выражение (2.42) получено в диапазоне изменения
отношения площади размещения пожарной нагрузки Fn
и пола F (FJF) = 0,1-0,64.
IllЗависимость времени достижения максимальной ско¬
рости выгорания t от плотности пожарной нагрузки описы¬
вается следующим соотношением:{ \4 / \3 { \2tt= -2,3кр£куЯк.кр J+ 1,67\^£к.кр J+ 2,78Як^Як.кр JГ-2,3\V+ 1,16,(2.43)Як.кр Jгде значение tKp соответствует времени достижения макси¬
мальной скорости выгорания при ПРВ с плотностью пожар¬
ной нагрузки, равной критическому значению для данного
помещения:^кр_ ap,g,Kp(^-^0) к6285Fn-Jh Rдр(2.44)Соотношение (2.43) получено в диапазоне изменения
параметра (gK/gK.Kp) = 0,1-1. Соотношения (2.41) фактически
отражают изменение скорости выгорания по центральной зоне
равномерно расположенной пожарной нагрузки. Эти законо¬
мерности хорошо описывают изменение средней по поверх¬
ности скорости выгорания при относительной площади, зани¬
маемой пожарной нагрузкой, равной или меньше 0,04.
В диапазоне изменения площади горения от 0,04 до 0,5 связь
между средней по площади максимальной скоростью выгора¬
ния и максимальной скоростью выгорания в центральной зоне
очага пожара выражается соотношением (рис. 2.24)М:рга = Мпах 1,07е-1’8^ .	(2.45)
Рис. 2.24. Зависимость максимальной средней скорости выгорания от площади горения при ПРН:
+ - экспериментальные данные;	кривая, построенная с учетом формулы (2.45)
изПри площади расположения пожарной нагрузки-	FF = —jj- >0,5 МсРт = 0,43 Мтах. Таким образом, при расчетегтемпературного режима объемного пожара при пожаре, ре¬
гулируемом нагрузкой, должны учитываться законы выго¬
рания соответственно выражению (2.41), где при 0,04 < F <0,5
вместо значения Мтах ставится значение МсРт по формуле(2.45) и при F > 0,5 принимается МсРт = 0,43 Мтах. Соответст¬
венно время t для относительной площади горения до 0,04
определяется по соотношению (2.43), при площади 0,04 < F < 0,5
время t, найденное из выражения (2.43), умножается на вели-1	8F 1	—чину (1,1 е" ’ )'. При значениях относительной площади F,
превышающих 0,5, значение времени = 2,5/*, где t - время,определенное по уравнению (2.43).Многочисленные исследования скорости выгорания
пожарной нагрузки при ПРВ, в том числе и исследования
автора, показывают, что максимальная скорость выгорания
хорошо описывается соотношением■Fn-Kmax = kFo-Jh,	(2.46)где Fo4h - величина, характеризующая геометрические па-С/Лраметры проема, м ; к■- коэффициент, характеризующий
состояние пожарной нагрузки, кг • и512 • мин. В литературе
для расчета обычно берется среднее значение к = 5,5, кото¬
рое соответствует расположению проемов на одном уровне.
На основании проведенных экспериментальных исследова¬
ний была проанализирована зависимость максимальной
скорости выгорания для ПРВ от количества удельной по¬
жарной нагрузки и получена зависимость топливного коэф-
114фициента к от количества пожарной нагрузки и величины
проемностиЗависимость приведенной плотности пожарной нагрузки
от величины проемности описывается соотношениемДинамика изменения скорости выгорания (тепловыде¬
ления) при ПРВ хорошо описывается номограммами, при¬
веденными в работе [1].Ниже приведены значения интенсивности тепловыде¬
ления для ПРВ, удобные для проведения численных экспе¬
риментов.Время пожара /п = 0,15 ч:г|т = 0,173/	/<5,78 минЛт= 1	5,78 </< 7,05 мин(2.47)\&К J \&К Jв диапазоне изменения gK = 2-14 кг • м" и П = 4,5-25 %.(2.48)Пт = 0,5 +0,08488(12,94-0
Пт = 0,2 +0,0319(22,35 -I)
Пт = 0,00405(71,76 -/)7,05 < / < 12,94 мин
12,94 < / < 22,35 мин
22,35 </< 71,76 минВремя пожара /п = 0,3 ч:rjT = 0,173tГ|т ~ 1Лт = 0,5 + 0,0455(27 - /)
Пт = 0,2 + 0,02 (42 - /)
Лт = 0,00416(90-/)16,1	< / < 27 мин
27 < / < 42 мин
42 < / < 90 мин/ < 5,78 мин
5,78 < / < 16,1 мин
115Время пожара /п = 0,5 ч:
г)т = 0,173/г|т = 0,6 + 0,053(/- 3,45)Лт = 0,63 + 0,028(/-7,8)
Лт= 1Лт = 0,5 + 0,033(42 - /)Лг = 0,2+ 0,01(72-ОЛт = 0,03(138— ОВремя пожара /п = 0,75 ч:Лт = 0,173/Лт = 0,6+ 0,053 (/-3,45)Лт = 0,83 + 0,028 (/-7,8)Лт= 1Лт = 0,5 + 0,024 (63 - /)Лт = 0,02+ 0,007 (102-/)Лт = 0,002 (222 - /)Время пожара /п = 1 ч:Лт= 0,173/Лт = 0,6+ 0,053 (/-3,45)Лт = 0,83 + 0,028 (/-7,8)
Лт= 1Лт = 0,5 + 0,014 (85,2-/)Лт = 0,2 + 0,0056 (138-/)Лт = 0,0017(251 -/)Время пожара /п = 1,2 ч:Лт= 0,173/Лт = 0,6+ 0,053 (/-3,45)Лт = 0,83 + 0,028 (/-7,8)
Лт= 1Лт = 0,5 + 0,0106 (107 - /)Лт = 0,2 + 0,00579 (158,8-/)
Лт = 0,0018 (270 - О/ < 3,45 мин3.45	< / < 7,8 мин7.8	< / < 13,8 мин13.8	< / < 2,7 мин
27 < / < 42 мин
42 < / < 72 мин
72 < / < 138 мин/ < 3,45 мин3.45	< / < 7,8 мин7.8	< / < 13,8 мин13.8	< / < 42 мин
42 < / < 63 мин
63 < / < 102 мин
/ > 102 мин/ < 3,45 мин3.45	< / < 7,8 мин7.8	< / < 13,8 мин13.8	</ < 49,8 мин49.8	< / < 85,2 мин85,2	< / < 138 мин
138 < / < 251 минt < 3,45 мин3.45	< / < 7,8 мин7.8	< / < 13,8 мин13.8	< / < 60 мин
60 < / < 107 мин
107 < / < 158,8 мин158.8	< / < 270 минТаким образом, изменение скорости выгорания при
ПРВ зависит от времени пожара /п и через интенсивность
тепловыделения г|т вычисляется какM=r\TRmm,	(2.49)где Rmax определяется из выражения (2.46).
116Время пожара tn является характерным временем раз¬
вития ПРВ и определяет момент окончания развитой стадии
пожара:где Qu - низшая теплотворная способность материала по¬
жарной нагрузки, МДж • кг'1; G - общее количество пожар¬
ной нагрузки, кг; Fo^fh - характеристика проемов в поме-5/2	2щении, м ; Fq- площадь проема, м ; h - высота проема, м.На рис 2.25 и 2.26 приведены данные огневых экспе¬
риментальных исследований скоростей выгорания различ¬
ных материалов пожарной нагрузки в безразмерном виде
М/МтахРис. 2.25. Зависимость безразмерной скорости выгорания от безразмерного
времени при горении древесины и органического стекла:1 — изменение скорости выгорания для древесины: 2 — изменение скорости выгорания
для органического стекла;	— результаты испытаний на установке раз¬
мером 1,2x1,2x1,2 м;	результаты испытаний на установке размером 6x6x6 м
117Рис. 2.26. Зависимость безразмерной скорости выгорания
от безразмерного времени для фрагмента помещения
размером 3,7x2,7x3,2 м:1 - оргстекло; 2 - древесина; 3 - текстолит; 4 - синтетический каучукРезультаты, приведенные на этих рисунках, позволяют
утверждать, что скорость выгорания, представленная в без¬
размерном виде, слабо зависит от вида материала пожарной
нагрузки и объема помещения, где развивается пожар.Тепловыделение при горении пожарной нагрузки
определяется какQ=r\(mmi	(2.50)Для определения тепловыделения в условиях пожара
традиционно используются экспериментальные методы,
моделирующие с известной степенью сходимости условия
“реального” пожара. Используя установку “камера-весы”,
можно исследовать экспериментальным путем динамику
тепловыделения при горении пожарной нагрузки в различ¬
118ных условиях развития пожара. Принципиально различают¬
ся два способа определения этой величины. Наиболее извес¬
тен способ измерения составляющих уравнения теплового
баланса, описывающего динамику пожара [17]. Как правило,
при проведении экспериментальных исследований не изме¬
ряется тепло, возвращающееся из очага пожара в “К-фазу”
или жидкую фазу пожарной нагрузки. В общем случае при
проведении экспериментальных исследований в целях опре¬
деления динамики тепловыделения необходимо измерять:
увеличение внутренней энергии газовой среды очага пожа¬
ра; количество тепла, поступающего в строительные конст¬
рукции и технологическое оборудование; количество тепла,
уходящего с продуктами горения из очага пожара; количе¬
ство тепла, уходящего из помещения через проемы с радиа¬
цией; количество тепла, поступающего в очаг с входящими
газами. Большое число измеряемых параметров и очевидная
сложность в практическом их измерении, трудоемкость
проведения экспериментальных исследований ограничива¬
ют масштабы использования этого метода исследования.Разработанный метод математического моделирова¬
ния пожаров на уровне интегральных характеристик его па¬
раметров позволил создать теоретически-экспериментальный
метод определения динамики тепловыделения при пожаре.
По своей сути он аналогичен экспериментальному методу
исследования. Отличие заключается в том, что составляю¬
щие уравнения теплового баланса [10], необходимые для
определения тепловыделения, определяются не экспери¬
ментальным, а аналитическими методами, что позволяет
избежать сложных экспериментальных исследований. Это
особенно важно при проведении разовых огневых испыта¬
ний на различных объектах, которые не предназначены для
проведения таких испытаний, и, следовательно, нецелесо¬
119образно, а в ряде случаев не имеется возможности создавать
большую экспериментальную базу.В таких случаях достаточно провести измерение
динамики среднеобъемной температуры в соответствии
с методикой, приведенной в работе [17]. Получение экспе¬
риментальных значений среднеобъемной температуры
не представляется технически сложным. Используя разра¬
ботанный метод расчета температурного режима пожара
и решая с его помощью обратную задачу, по известному
характеру изменения среднеобъемной температуры опреде¬
ляется зависимость скорости тепловыделения от времени
развития пожара. На рис. 2.27 приведены зависимости теп¬
ловыделения от времени пожара, полученные расчетным
путем для помещения размером 6x6x6 м3 и проемностью 25 %.
В качестве пожарной нагрузки использовались древесные
отходы. Следует отметить сходственный характер измене¬
ния тепловыделения (в отличие от скорости выгорания)
1 с характером изменения среднеобъемной температуры и те¬
пловыми потоками в ограждающие конструкции.На рис. 2.28 приведен интервал изменения коэффици¬
ента полноты сгорания от времени пожара в случае горения
древесных отходов при изменении плотности пожарной на¬
грузки в диапазоне 0,8-14 кг • м'2 в помещении размеромо6x6x6 м и при изменении проемности от 4,5 до 25 %.Данные, приведенные на рис. 2.28, позволяют сделать
вывод о том, что в развитой стадии пожара коэффициент
полноты сгорания изменяется незначительно как для ПРН,
так и для ПРВ. Наибольшее значение коэффициент полноты
сгорания принимает при переходе начальной стадии в раз¬
вивающуюся через явление “общей вспышки”, что соответ¬
ствует характеру гомогенного горения продуктов пиролиза
материала пожарной нагрузки. В результате интенсивного
120перемешивания, сопровождающего процесс “общей вспышки”,
и большой скорости распространения огня по гомогенной
системе происходит значительное выделение тепла в неболь¬
шой интервал времени.Рис. 2.27. Зависимость тепловыделения от времени пожара:1 = 8,4кг -м2; Fn = 3,3м2; 2-gk. =4,8кг -м'2; Fn = 6,6м2;3-gK = 2,4кг -м~2; F„ = 3,3м2; 4-gK = 3,2 кг -м2; Fn = 6,6 м2;5-g* = 2,4кг -м2; Fn = 6,6м2; 6-gK = 2,0кг -м2; Fn = 3,3 м2;7-gK = 1,6кг-м2, Fn = 6,6м2; 8-gK = 0,8кг -м2; Fn = 3,3M2В развивающейся стадии пожара происходит сниже¬
ние коэффициента полноты сгорания за счет разбавления
поступающего в очаг горения воздуха продуктами сгорания
121до примерно постоянной величины, характерной для развитой
стадии пожара. Для ПРВ диапазон изменения г| = 0,62-0,88,
а для ПРИ г| = 0,57-0,8.§а:<о&031а:§сIQ)3з-=3<000§о50,60,2JL24300	8 16Время t, минРис. 2.28. Зависимость коэффициента полноты сгоранияот времени пожара:1 -gK = 2,0 кг -м\Fn - 3,3м2; 2-gK = 2,4кг -м'2, Fn = 6,6м2;3—gK = 3,2кг -м'2, Fn- 6,6м2; 4-gK = 4,8кг м2, Fn= 6,6м2;	среднее значение коэффициента полноты сгорания;Д; о; х - значения коэффициента полноты сгорания,
определенные в огневых экспериментах;	экстраполяция экспериментальных данныхКак показали огневые испытания на фрагментах зда-
тй и лабораторные экспериментальные исследования
ia моделях, безразмерное тепловыделение при горенииТ,Щ%_южарнои нагрузки из твердых материаловшахГ= /\V^max Jв развитой стадии пожара одинаково для всех
испытанных материалов. Изменяются значения максимально
выделяемого тепла и время, при котором реализуется это
максимальное значение для различных видов нагрузок.
Причем если не учитывать начальную стадию пожара и ис¬
пытания проводить в идентичных условиях, то эти парамет¬
ры будут отражать отличие в пожароопасных характеристи¬
ках различных материалов. Если за эталон принять пожар¬
ную нагрузку из древесины, то можно записать изменение
тепловыделения при горении пожарной нагрузки из /-го ма¬
териала через древесину:(л,Ч<),(л), = (ЛдрМдрбЕ V" 'прТ ' (2-51)ДР (ЛдрКрбилр )шахТаким образом, для перехода от тепловыделения /-й
нагрузки к тепловыделению, характерному для древесины,
можно использовать результаты лабораторных исследова¬
ний, построенных на сравнительном эксперименте. Обяза¬
тельным условием проведения таких экспериментов являет¬
ся соблюдение идентичности условий испытания. Причем
особенно жестких условий по созданию экспериментальной
установки в целях определения скоростей выгорания можно
не накладывать. Целесообразнее всего такую установку вы¬
полнять в виде замкнутого объема с проемами, аналогично
установке “камера-весы” [18]. Единственным требованием
по размерам является условие создания турбулентного
пламени, которое выполняется при высоте не менее 1 м.
Для исключения влияния ограждающих конструкций
на температурный режим их необходимо выполнять из не¬
горючих теплоизоляционных материалов. Толщину ограж¬
дающих конструкций выбирают из условия сопряжения
123Br Вгкр. Порядок расчета критерия Вг и величина Вг^р при¬
ведены в разд. 1.2.2. По величине объема и проемности
установки в соответствии с методом, изложенным в разд. 1.2.2,
определяется величина пожарной нагрузки gKi, соответст¬
вующая ПРВ, и gK2 - ПРИ. Площадь укладки пожарной на¬
грузки выбирается из условия, что она больше площади,
характерной для локальных пожаров, Fn > n(Uotncn)2- После
определения количества пожарной нагрузки и площади ее
расположения проводятся испытания и определяется зави-
:имость скорости выгорания от времени пожара для ПРВ
л ПРИ. Выбранные величины пожарной нагрузки из древе¬
сины, вид ее размещения и величины скоростей выгорания
1вляются характеристиками экспериментальной установки.
Испытания с /-й пожарной нагрузкой проводятся при усло¬
вии равенства теплонапряжений /-й пожарной нагрузки
i контрольного количества пожарной нагрузки из древесины:(g*iQpJw = (g*'QpH)i, (Як2^)др= (g*Ql)u	(2.52)равенства площадей размещения пожарных нагрузок^др - F'	(2.53)и одинаковой их пористости укладки(Vp/gF),p = (Vp /gF),	(2.54)Условия (2.52)-(2.54) записаны в общем виде и явля¬
ется необходимыми и достаточными при проведении экс-
[ериментальных исследований по определению скоростей
ыгорания пожарной нагрузки, состоящей из твердых горю-
их материалов. Численные значения критериев могут из-
[еняться, так как они зависят от геометрических характери-
тик экспериментальной установки.
124Для проверки разработанного метода перехода от горе¬
ния /-й пожарной нагрузки к модели горения пожарной на¬
грузки из древесины была создана экспериментальная уста¬
новка “камера-весы”, которая геометрически подобна фраг¬
менту здания размером 6x6x6 м и выполнена в масштабе 1:5.На установке “камера-весы” были выполнены экспери¬
ментальные исследования скорости выгорания пожарной на¬
грузки из древесины и органического стекла с учетом изло¬
женных требований по моделированию скорости выгорания.
Сравнение экспериментальных данных по скорости выгора¬
ния древесины и органического стекла, полученных на уста¬
новке “камера-весы” и на фрагменте здания размером 6x6x6 м,
дано на рис. 2.25. Выраженная в безразмерных координатах
скорость выгорания практически является автомодельной.Определим степень полноты горения как отношение
реального импульса давления к теоретически возможному
при фиксированных условиях, что будет соответствовать
полноте сгорания [19]Р F М„-Т/Т _ р ПР ттеор	сс,Л 1р/1теор	•	(2.55)Давление в открытых системах при горении меняется
слабо Рр = Рт и для фиксированных площадей горениял =	<2-56)Рассмотрим равновесный квазистационарный режим го¬
рения материала пожарной нагрузки с коэффициентом избыт¬
ка окислителя а, проходящий при адиабатических условиях.При этих условиях тепло, выделяемое за счет реакций
горения, будет возвращаться в “К-фазу” материала пожар¬
ной нагрузки9T„ = A/T„ejr.	(2.57)
125Согласно выражению (2.56) адиабатический расход
топлива связан с реальным расходом при соответствующих
значениях а и Т соотношением МТад = г|МТр, в свою очередь,
расход топлива связан с расходом материала пожарной на¬
грузки (скоростью выгорания) МТр = тМн, где т - безраз¬
мерная масса продуктов горения, зависящая от коэффици¬
ента избытка окислителя и равная отношению массы топли¬
ва к массе горючего. Учитывая связь между теплотой сго¬
рания топлива и материала пожарной нагрузки Q == Q^/m, выражение (2.57) можно переписать в виде<7тад = лМ,£Р.	(2.58)Соотношение (2.58) целиком совпадает с выражением
! (2.39), поскольку МНад = г|Мн. Таким образом, скорость теп¬
ловыделения при пожаре равна адиабатическому потоку те¬
пла к поверхности материала пожарной нагрузки, который
описывается соотношением (2.40).Выражение (2.58) однозначно связывает скорость вы¬
деления тепла с плотностью падающего потока и строго
справедливо для материалов пожарной нагрузки, горение
которых происходит только в газовой фазе (горючие жид¬
кости и некоторые синтетические материалы). Для таких
материалов использование выражения (2.58), совместно
с (2.40) или (2.60), позволяет создавать замкнутую систему
уравнений сохранения [10]. Термодинамические параметры
продуктов сгорания таких материалов позволяют однознач¬
но связать скорость тепловыделения с коэффициентом из¬
бытка окислителя через адиабатическую плотность тепло¬
вого потока.
126Для переугливающихся материалов (целлюлозных
и др.) окислительные процессы, происходящие в поверх¬
ностном слое угля, обеспечивают достаточный приток тепла
на пиролиз непереугленных слоев материала. Поэтому для
таких материалов процесс горения зависит не только
от плотности падающих на поверхность тепловых потоков,
но и от окислительных процессов в переугленном слое.Это не позволяет создавать аналогичные замкнутые
системы для таких материалов без привлечения дополни¬
тельных данных о поверхностных процессах окисления
в виде экспериментальных данных по скорости выгорания
или математических моделей окислительных процессов.В табл. 2.7 приведены результаты расчета удельной
скорости выгорания материала пожарной нагрузки из дре¬
весины, выполненного по соотношениюМ = qTJr\ Q р ,	(2.59)где <7Тад - плотность теплового потока при адиабатическом
процессе горения.Таблица 2.7Результаты расчета удельной скорости выгорания древесиныпо соотношению (2.59)Размерыэксперимен¬тальнойустановкиПроемность П,%Удельная
пожарная нагрузка g,
кг • MТемпература Т,
ККоэффициент
избытка окислителя1КоэффициентнедожогаУдельная
скорость
выгорания,
кг • м'2 мин'1Относительная
погрешность, %•Л^эксА/р(2.59)6x6x6 м253,26480,350,623,73,82,6То же253,24280,330,832,72,834,81,2x1,2x1,2 м4,51.1610000,810,751,41,214То же181,28200,10,962,672,446,54,54,17600,10,80,9590,9933,4
Плотность теплового потока определялась по соот¬
ношению^Тад = 5.7б£ф(Гад/100)4^.	(2.60)Степень черноты факела 8ф при адиабатических усло¬
виях горения определялась по соотношению 8ф = 1 - ехр(-д.7),
где к находится из работы [10] и / - характерный размер
пламени по соотношению / = 3.6V/F/, где V- объем факела
пламени и F/- полная поверхность факела пламени. Коэф¬
фициент взаимной облученности определяется в зависимости
от величины площади пожара Fn по методам работы [10].Экспериментальные исследования по сжиганию этанолалв противне размером 1,1x0,1x1.10'^ м в экспериментальной
установке размером 1,2x0,8x0,6 м при Т = 1000 К и а = 0.25
дали значение скорости выгорания Мн = 2,2 • 10'3 кг • с*1;
практически такое же значение дает соотношение (2.58).
При горении турбинного масла на открытом воздухе в про-Л	1тивне диаметром 0,325 м Мн =1,1 • 10° кг • с*. расчетное зна¬
чение Мн = 1,2 • 10'3 кг • с-1.На рис. 2.29-2.31 приведены зависимости коэффици¬
ента полноты сгорания rj от температуры факела и коэффи¬
циента избытка окислителя а, полученные с помощью чис¬
ленного эксперимента по методу, описанному в работе [19]
для древесины, этанола и масла ТП-22с.В работе [20] описаны исследования коэффициента
полноты сгорания материалов пожарной нагрузки из древе¬
сины и органического стекла на различных стадиях раз¬
вития пожара.
Коэффициент полноты сгорания £,128Рис. 2.29. Зависимость коэффициента полноты сгорания
от температуры факела и коэффициента избытка
окислителя а для древесины влажностью W = 15 %:1-а = 1; 2 - а = 0,75; 3 - а = 0,5; 4 - а = 0,25;5-а = 0,15; 6-а = 0,1; 7-а = 0
129Температура 7), КРис. 2.30. Зависимость коэффициента полноты сгорания
от температуры факела и коэффициента
избытка окислителя а для этанола;J - а = 1; 2- а = 0,75; 3- а = 0,5; 4-а = 0,25;5-а = 0,1;6-а = 0В результате получена зависимость коэффициента
полноты сгорания от среднеобъемной массовой концентра¬
ции кислорода в диапазоне изменения т0 от 0,12 до 0,23г|= 0,63 + 0,2 w02 + 1500 Wq2 .	(2.61)Соотношение (2.61) позволяет определить диапазон
изменения коэффициента полноты сгорания при пожаре
в помещении г| = 0,66-0,9.
130Рис. 2.31. Зависимость коэффициента полноты сгорания
от температуры факела и коэффициента
избытка окислителя а для масла ТП-22с:1 - а = 1; 2 - а = 0,75; 3- а = 0,5; 4-а = 0,25Полученная в работе эмпирическая зависимость меж¬
ду концентрацией кислорода в очаге пожара и безразмерной
среднеобъемной температурой 0 = Т/Тоm0i =0,23-0,051 (0- 1)	(2.62)позволяет выразить коэффициент полноты сгорания с помо¬
щью среднеобъемной температуры.
ГЛАВА 3131СОСТАВ ПРОДУКТОВ ГОРЕНИЯ МАТЕРИАЛОВ,
ИСПОЛЬЗУЕМЫХ В СТРОИТЕЛЬНЫХ
КОНСТРУКЦИЯХ3.1.	Состав продуктов горения пенопластов,
используемых в стеновых панеляхОдним из распространенных полимерных теплоизоля¬
ционных материалов (ПТМ) в строительстве является пено¬
полиуретан, который представляет собой пористый жесткий
(в случае применения его в качестве внутреннего слоя стено¬
вых панелей, перекрытий) материал с объемной массойо	“7	130-200 кг • м' и теплопроводностью 0,032-0,58 Вт • м' • с‘.
Предел прочности при сжатии - до 3,5 МПа, при изгибе -
5,0 МПа. Предельная температура применения от -160
до +150 °С.При воздействии на ППУ высоких температур в при¬
сутствии воздуха до 40-45 % входящего в состав полимера
азота выделяется в виде цианистого водорода и около 2,7 % -
в виде окислов азота [21].При 450-550 °С в летучих продуктах, выделяющихся
из полиуретановых покрытий, обнаружили HCN и СО,
а при 800 °С - ацетонитрил, акрилонитрил, бензонитрил,
пиридин и др.
132При отравлении продуктами горения ППУ (по данным
некоторых авторов, основным токсическим компонентом
при горении ППУ является СО) [16] у пострадавших даже
спустя несколько часов может наблюдаться раздражение
верхних дыхательных путей, кашель, одышка, головная
боль, головокружение, тошнота, общая слабость. Общий
признак данного вида отравления - вегетативно-сосудистое
расстройство.Несмотря на такие ценные свойства, как малая объем¬
ная масса, низкая теплопроводность и др., широкому ис¬
пользованию эффективных пенопластов в строительстве
мешает их высокая пожарная опасность. Горение ПТМ на¬
ряду с быстрым распространением пламени и высоким ды-
мообразованием сопровождается выделением токсичных
летучих веществ (СО, СО2, HCN, Ж)хи др.).Для определения выхода и степени опасности продук¬
тов термоокислительной деструкции и горения пенополиу¬
ретанов, используемых в качестве утеплителей в легких
металлических конструкциях, ВНИИПО и ЦНИИСК
им. В.А. Кучеренко были проведены огневые натурные
и лабораторные исследования.При проведении огневых натурных испытаний в одном
из четырех отсеков фруктоовощехранилища [16] (размером
24x36x6 м), потолочные и стеновые панели которого состояли
из гофрированных стальных листов с утеплителем ППУ марки
“Сиспур SH 4050/8” толщиной 0,08 м с объемной массой
40-50 кг • м’, было проложено 5 линий газового отбора. Три
точки отбора расположены по центральной оси отсека над по¬
толком (Н= 0,6 м) и две точки в отсеке: одна у верхней кромки
ворот, вторая - над ней, ниже потолка на 0,35 м. В течение
всего опыта осуществлялась прокачка линий со скоростью
15 л- мин'1 и измерялись концентрации СО, С02, NOx, CHN
и О2 с помощью химических газоопределителей.
133В верхней точке створа ворот содержание О2 измеря¬
лось с помощью газоанализатора ОХ1СОМ-25Д. В качестве
горючей нагрузки использованы 11 ООО кг древесины.На 7-й мин опыта в центральной точке над потолком
достигнуты наивысшие концентрации HCN [0,035 % (об.)]
hNOx [0,017 % (об.)] при температуре около 750 °С [СО =
= 0,2 % (об.), СО2 = 2 % (об.)]. Максимальный выход HCN при
горении ППУ отмечен при температуре 600-750 °С. Концен¬
трация кислорода в очаге пожара упала до 0,5 % (об.), что вы¬
звано началом объемного горения (рис. 3.1).
134Выход СО и СО2 достиг максимального значения
к 15-й мин опыта и составил 2,7 % (об.) и 14,0 % (об.) соот¬
ветственно. Результаты испытаний показали, что при пожа¬
ре в зданиях с применением в JIMK ППУ “Сиспур SH
4050/8” фатальные концентрации HCN и NOx могут быть
достигнуты уже на 6-7-й мин (конец НСП), что необходимо
учитывать как при разработке тактики тушения таких пожа¬
ров, так и эвакуационных мероприятий.В ходе этой работы были проведены лабораторные
исследования выхода СО, HCN при различных условиях
испытаний, а также дана токсикологическая оценка не толь¬
ко ППУ “Сиспур SH”, но и его отечественного аналога
ППУ-309 с добавкой 2,55 фосфора в качестве антипирена,
а также исходного ППУ-309.В первом случае испытания образцов ППУ проводи¬
лись на пиролитической приставке к хроматографу с расхо¬
дом воздуха (20 ± 1) см3 • мин'1. Скорость нагрева 60 °С • мин'1,
масса образцов (2,2 ± 0,06) мг.При термоокислительной деструкции антипирирован-
ных жестких ППУ выход выше, чем у исходного образца
ППУ-309, в 2 раза. Выход HCN у ППУ “Сиспур SH” начи¬
нается со значительной временной задержкой по сравнению
с другими материалами (рис. 3.2).Количество СО в продуктах термодеструкции ППУ
“Сиспур SH” на 30-35 % меньше, чем у обеих марок ППУ-309
(рис. 3.3). Наибольшая скорость образования СО отмечена
при нагреве в интервале 600-700 °С.
Температура Т, °СРис. 3.2. Выход HCN при термоокислительном разложении ППУ:
о	о - ППУ-309;	*	* - ППУ-309 (2,55 % (масс.) фосфора);	•	• - ППУ “Cucnyp SH 4050/8”;О	0 - температура нагрева
Время t, сРис. 3.3. Выход СО при термоокислительном разложении ППУ:	•	•	- ППУ “Cucnyp SH 4050/8”;о	о	- ППУ-309; ’	*	*	- ППУ-309 (2,55 % (масс.) фосфора);О	0	- температура нагрева
137Результаты исследования термоокислительной деструк¬
ции образцов ППУ в замкнутой кварцевой камере (рис. 3.4)
объемом 0,002 м (масса образцов т0 = (60 ± 0,35) мг, Ттгр =
= 600 °С, среда - воздух, газовый анализ HCN проводился
химическими газоопределителями “Дрегер”) приведены
в табл. 3.1.Рис. 3.4. Схема установки
испытания образцов ПТМ:1	- модельная печь; 2 - кварцевая
труба; 3 - термопара; 4 - асбе¬
стовая прокладка; 5 - пробоот¬
борники; 6 - держатель образца;
7 - прижимной флане; 8 - ванноч¬
ка для сжигания образцовСостав продуктов термоокислительной деструкцииМатериалКонцентрация газовСО,
% (об.)со2,% (об.)HCN,ppmNO + N02,
% (об.)о2,% (об.)'‘Сиспур SH”0,551,073500,00317,5ППУ-309 исходный0,251,251440,002516,3ППУ-309 (2,55 % фосфора)0,271,061850,001517,0Из таблицы видно, что при этих условиях испытаний
наибольшее количество СО, СО2, HCN, NOx выделилось
из материала “Сиспур SH”, по сравнению с отечественными
марками ППУ. Результаты обоих исследований показывают,
что выделение токсичных продуктов ППУ, как и других по¬
лимеров, зависит от условий термоокислительной деструк¬
ции. Для окончательной оценки опасности продуктов горе¬
ния были проведены токсикологические исследования.Как показали результаты лабораторных исследований,
выделение токсичных продуктов термоокислительной дест¬
138рукции и горения ППУ (и других ПТМ) зависит не только
от марки ПТМ, но и от условий испытаний (горения).Проведенные токсикометрические исследования продук¬
тов горения ПТМ показали меньшую опасность продуктов го-
роения ППУ “Сиспур SH” и ППУ-309 с антипиреном (насы¬
щенность этих материалов Рсь50 = ЮО г • м3), по сравнениюс ФРП-1 (PCl50 = 81,8 г • м'3) и фурановым пенопластом (PCl50 == 92,73 г • м'3). Материалы классифицируются как умеренно
опасные при горении.Таким образом, проведенные исследования позволили
сделать следующие основные выводы.1.	Проведенные натурные испытания овощехранилища
показали высокую опасность отравления токсичными про¬
дуктами горения ППУ при “реальных” пожарах на 5-7-й мин.2.	Лабораторные исследования показали высокие кон¬
центрации таких токсичных летучих веществ, как СО, СО2,
NOx, HCN, в продуктах горения ППУ, причем выход их
в значительной степени зависит от условий испытаний.3.	По токсикологической оценке продукты горения
пенопластов на основе ППУ менее опасные по сравнению
с фенолпредельными и фурановыми.По методике, разработанной во ВНИИПО, был проведен
оценочный расчет возможного распределения продуктов горе¬
ния ППУ на высоте 1,5 м при пожаре в здании из ЛМК [16].При проведении расчетов использованы следующие
исходные данные:массовая скорость выгорания	0,9 кг • м'2 • мин'1скорость ветра	5 м • с'1градиент температуры воздухапо высоте	2,2 °С/100 м
139низшая теплотворная способностьсгораемого материала 	24,4 МДж • кг'1весовая доля СО в продуктах горения	0,155весовая доля HCN	0,025размер горящего здания	36x24x6,5 мРезультаты расчета для двух значений температур
в очаге: 1 100 и 800 °С приведены в табл. 3.2.Таблица 3.2Распределение концентраций СО и HCN при горении здания из ЛМК
размером 36x24x6,5 м с конструкциями из ППУРасстояние от очага
пожара в направлении
ветра, мКонцентрация СО, мг • л'1Концентрация HCN, мг • л'11 100°С800 °С1 100 °С800 °С3000006000009000002000000400000060000008000000100000002000000030000,0040,00340,0010,000540000,0110,02420,0020,003950000,0180,06220,0030,0160000,0240,1100,0040,017770000,0280,1530,0050,024780000,0280,1530,0050,029590000,0310,2130,0050,0344100000,0320,2340,0050,0377Токсичные газы СО и HCN начинают проявляться
на расстоянии 3000 м от очага. При развитии пожара в зава¬
ле, что характерно для зданий из ЛМК, проявление токсич¬
ных газов может быть на расстоянии 200 м.Эти результаты необходимо учитывать при составле¬
нии генпланов.
1403.2.	Продукты горения пенополистирола
в системах “Пластбау”Система конструкций “Пластбау” для строительства
жилых и общественных зданий является достаточно рас¬
пространенной для нашей страны.Основным ее отличием от других конструктивных
систем является применение пенополистирола (ПСБ) в ка¬
честве опалубки для монолитных бетонных и железобетон¬
ных колонн, а также ребристого железобетонного перекры¬
тия в процессе строительства здания. В дальнейшем при егооэксплуатации пенополистирол с плотностью 20-25 кг • м’
выполняет роль эффективной тепло- и звукоизоляции.Следует отметить, что сам пенополистирол достаточ¬
но широко применяется в нашей стране для строительства
жилых и общественных зданий других конструктивных
систем. Например, он используется в качестве утеплителя
в наружных трехслойных панелях на гибких связях. Но
в этом случае пенополистирол должен быть надежно защи¬
щен от воздействия огня при пожаре.При пожаре может возникнуть опасность того, что
в здании системы “Пластбау” штукатурный слой разрушит¬
ся, обнажится пенополистирол и начнется его горение. При
этом продукты термического разложения пенополистирола
проникнут в смежные с очагом пожара помещения, что при¬
ведет к осложнению эвакуации людей из здания при
пожаре. Кроме того, возможно проникновение расплава пе¬
нополистирола в нижележащие по отношению к очагу по¬
жара помещения. В связи с большим объемом пенополисти-
■ -' I? имеется возможность распространения его горения
но всему зданию.
141Оценить пожарную опасность системы “Пластбау”
при огневых испытаниях только отдельных элементов
строительных конструкций (перекрытий, стен) здания прак¬
тически невозможно.Для исследования вопросов пожарной безопасности
был запроектирован и построен фрагмент здания на терри¬
тории завода СП “Пластбау” в г. Казани. Более подробно
конструкция фрагмента и программа испытаний рассмотре¬
ны в работе [20].Фрагмент здания имел 3 однотипных этажа, на каждом
из которых находились три комнаты, коридор и лестничная
клетка Это позволило расположить очаг пожара в средней
комнате на втором этаже, имея одинаковые термические
условия с двух сторон, контролировать ситуацию во время
эксперимента на 1-м, 3-м этажах, в коридоре и на лестнич¬
ной клетке.Хотя конструктивное решение фрагмента соответство¬
вало общепринятой системе “Пластбау”, необходимо отме¬
тить ее особенности, характерные для данного фрагмента,
которые оказали влияние на результаты огневых испытаний:1.	Пенополистирол в стенах и перекрытиях в комнате
второго этажа очага пожара со стороны огневого воздейст¬
вия был защищен слоем штукатурки из цементно-
известково-песчаного раствора толщиной не менее 35 мм
по двум слоям просечной металлической сетки из листа
толщиной 0,7 мм с шириной перемычки 1 мм. Сетка крепи¬
лась к металлической проволоке (1-1,5 мм), заделанной
в бетон с шагом 600 мм в двух направлениях.2.	Плиты перекрытия имели по периметру железобе¬
тонную балку, монолитно связанную с ними и препятст¬
вующую проникновению расплавленного пенополистирола
с одного этажа на другой.
1423.	В оконном проеме пенополистирол был защищен
от воздействия огня (при горении деревянной оконной ра¬
мы) слоем штукатурки или легкого бетона толщинойне менее 35 мм.4.	На полу комнаты очага пожара уложена стяжка
из цементного раствора толщиной 30—35 мм, в результате
защитный слой пенополистирола вместе с железобетонной
плитой составлял 50-55 мм.Перед испытанием фрагмент был высушен изнутри
электрическими нагревателями. Влажность штукатурки
в очаге пожара соответствовала равновесной и была равна
5 % (масс.), относительная влажность воздуха в помеще¬
нии 45 %.Во фрагменте были установлены хромель-алюмелевые
термопары, трубы для отбора проб газов, приборы для из¬
мерения оптической плотности среды.Во время испытаний производилась непрерывная за¬
пись температур на КСП и регистрация задымленности
на микромультиметре. Каждый провод термопар был обмо¬
тан высокотемпературной изоляцией из муллито-кремне-
земистого волокна.В комнате второго этажа очаг пожара выполнен в ви¬
де 6 штабелей из древесины (сосны) влажностью
14 % (масс.) пожарной нагрузки величиной 50 кг • м‘2 пола.На перекрытие над очагом пожара установлена равно¬
мерно распределенная механическая нагрузка массой150 кг • м'2 пола в виде кирпичей, уложенных на 6 деревян¬
ных поддонов.Особо следует остановиться на описании приборов,
устаьовленных в контрольной комнате над очагом пожара
(третий этаж).
143В этой комнате были размещены: термопары в объеме
и на перекрытии над 2-м этажом, трубочки для отбора проб
газов в перекрытии и в пространстве комнаты, приборы для
замера видимости вверху комнаты. После установки прибо¬
ров дверь в эту комнату была закрыта, обтянута сеткой
и покрыта слоем гипсового раствора.Был осуществлен последовательный контроль фильт¬
рующихся через перекрытие (между 2тм и 3-м этажом)
газов как из очага пожара, так и из пенополистирола пере¬
крытия, с замером видимости в контрольной комнате.Для оценки возможности взрыва газов, выделяющихся
из пенополистирола при его термическом разложении,
в контрольной комнате была подвешена электрозажигалка.Следует отметить, что трубы были обмотаны нихро-
мовой проволокой, которая включалась в сеть (24 В) и слу¬
жила в качестве нагревателя для создания постоянной
положительной температуры при отборе проб газов.До начала огневых испытаний были определены пара¬
метры состояния атмосферы вокруг фрагмента: температура
наружного воздуха 2,5 °С, облачность 10 баллов, пасмурно
без осадков, скорость ветра 2 м • с'1 под углом 30° к фасад¬
ной плоскости здания с окнами слева направо, если стоять
лицом к фасаду.Контроль за температурным режимом в очаге пожара
велся по термопарам, установленным в центре комнаты
на расстоянии 5 и 105 см от поверхности потолка (термопа¬
ры № 1 и № 2, рис. 3.5).За 5 мин пожара температура у поверхности потолка
(термопара № 1) достигла 615 °С, на расстоянии 105 см
(термопара № 2) 540 °С. В дальнейшем в течение 20 мин
температура несколько снизилась и стабилизировалась
в районе 500 °С по показаниям обеих термопар.
144900800700600500Рьг4003002001000	0,5	1,0	1,5	2,0 2,5 t, чО	30	60	90	120 150 t, минРис. 3.5. Температуры в центре комнаты второго этажа
(очаг пожара) в зависимости от времени:1	- термопара № 1;2	- термопара № 2;3	- термопара № 3Термопара № 3, установленная у отборника пробы
газов над дверью, фиксировала более низкую температуру,
чем термопары № 1 и № 2.
145Уже на 3-й мин от начала опыта было отмечено выде-
тие пара как через треснувшее окно фрамуги очага пожа-
так и через неплотности окна соседней комнаты. Пар
кделяется из древесины пожарной нагрузки, штукатурки и
кнополистирола.Такое раннее, а в дальнейшем обильное, парообразо-
шие является естественным, если принять во внимание,
го 5 % свободной воды в штукатурке комнаты очага пожа-
[l - это порядка 200 л, а химически связанной воды - 300 л.
Ълько на фазовый переход указанных видов влаги в пар
глгребуется затратить 1232,7 МДж. Кроме того, следует
Ч[есть воду в древесине пожарной нагрузки и в цементной
яжке пола.Испарение влаги, как показал эксперимент, оказывает
зачительное влияние на развитие пожара в здании, постро¬
чном из конструкций системы “Пластбау”.Известно, что процесс развития пожара зависит от по¬
лной нагрузки, проемности помещения и материала огра-
цающих конструкций. В данном случае (система “Пласт-
5у”) наличие пенополистирола с коэффициентом тепло-
юводности 0,03 Вт • м'1 • К"1 под штукатуркой, то есть
[этически с отсутствием стока тепла из штукатурки в кон-
рукции, приводит к быстрому прогреву штукатурки
i 5-10 мин) и, следовательно, к быстрому испарению
1нее влаги, на что тратится в самом начале пожара боль-
)е количество энергии.Например, на испарение влаги из штукатурки и стяж-
может быть затрачено до 10-15 % энергии, выделяющей-
при горении пожарной нагрузки.Рассмотрим другой аспект влияния пара на протекаю-
[е при пожаре процессы. Прозрачность газообразной сре-
ослабляется особенно сильно, когда она несет капельки
146жидкости (“мутная” среда). Вопросы лучистого теплообме¬
на дымовых газов, особенно замутненных взвешенными
частицами в виде пара, очень сложны и только частично по¬
лучили удовлетворительное практическое разрешение.Следует учитывать, что ситуация со средой, насыщен¬
ной паром, будет наблюдаться и в “реальных” пожарах.Из штукатурки комнаты очага пожара уже на его на¬
чальной стадии может испариться 100-200 л воды, а для пол-оного насыщения паром воздуха в объеме помещения 40 м
при 20 °С достаточно 1 л воды.После насыщения объема комнаты очага пожара па¬
ром энергия, выделяющаяся в процессе горения пожарной
нагрузки, будет также тратиться на перегрев пара.В дальнейшем (через 5 мин) по показаниям термопар
№ 1 и № 2 температура начала падать в связи с уменьшени¬
ем в помещении количества кислорода и появлением боль¬
шого количества пара.Через 10 мин от начала пожара нижняя часть окна по¬
мещения очага пожара была искусственно вскрыта, через
12 мин температура в очаге пожара стала возрастать (термопа¬
ры № 1 и № 2) и на 21-й мин от начала пожара достигла 837 °С.
Через окно наблюдалось интенсивное горение пожарной на¬
грузки. На 29-й мин с большим шумовым эффектом отколо¬
лась лещадка от штукатурки на потолке (толщиной 3-5 мм).В промежутке между 25-30-й мин от начала пожара
температура в очаге пожара резко упала (термопары № 1
и № 2) и на 31-й мин снова увеличилась и достигла 850 °С.
В период снижения температуры, регистрируемой термопа¬
рами № 1 и № 2, температура по данным термопары над
дверью резко увеличилась до 650 °С.На 20-й мин появился интенсивный поток дыма и пара
из окна комнаты очага пожара, а также через неплотности
147окон из смежных с ним комнат 2-го этажа и окна лестнич¬
ной клетки между 2-м и 3-м этажом. При этом основной по¬
ток дыма из очага пожара ветром сносило в сторону, поэто¬
му термопары, расположенные над окном комнаты очага
пожара, практически ничего не показывали.На 35-36-й мин от начала пожара температура в очаге
пожара резко упала до 520 °С и держалась на этом уровне
(500-520 °С) до 70-й мин. В это время на 55-й мин с шумо¬
вым эффектом откалывается слой штукатурки до первой
сетки на стене комнаты, смежной с комнатой очага пожара.Далее (через 70 мин от начала пожара) температура
в очаге пожара начала уменьшаться и достигла к концу
опыта (через 2,5 ч) 225-275 °С.Выполненный анализ развития пожара показал, что
с учетом изменяющихся в процессе пожара проемности (при
открытой на 1/3 двери - коэффициент проемности к = 0,024,
при вскрытии 2/3 окна - к = 0,05) и пожарной нагрузки
(выгоревшей частично за 7-20-й мин) температуры в очаге
пожара удовлетворительно соответствовали расчетным [17].Подъем температуры в очаге пожара вначале до 600 °С
и далее до 850 °С и большая продолжительность пожара
создали наиболее неблагоприятные условия для пенополи-
стирола.Развитие температуры во времени в очаге пожара
у окна (рис. 3.6) по показаниям термопар, расположенных
на расстоянии 70 см (термопара № 1), 108 см (термопара № 2)
и 147 см (термопара № 3) от поверхности потолка, происхо¬
дило в целом достаточно одинаково.Изменение температуры у дверного проема приведено
на рис. 3.7.
148>■ J « J « i |—> i i i i	1—i	i—i i i |	■ ■ ■ ■ ■ | .... . !o	30	60	90	120	150 /, минPuc. 3.6. Развитие температуры во времени
в очаге пожара у окна:1	- термопара № 1;2	- термопара № 2;3	- термопара № 3
149т, °с600400200*1
1 II1Г 1 11 1
1 I,,V •1 1\i2/1 l;
1 /N1/N4.00,51,01,52,02,5 1,ч| 1 t-- * 1 ■ | —* - -* 1 * « |
0	30	6090	120	150 t, минРис. 3.7. Развитие температуры во времени
в очаге пожара в дверном проеме:1	- термопара вверху дверного проема:2	- термопара внизу дверного проемаРазвитие температуры на границе штукатурки и пенопо-
листирола (рис. 3.8) во время пожара является характерной
особенностью системы конструкций “Пластбау”. В этом месте
температура уже на 8-15-й мин от начала пожара достигает
90 °С, на 25-й мин наблюдается скачок температуры до 180 °С,
также на 120-й мин - до 190 °С.
150I ‘	» |	1111 f ■ « « » « | * « i i ■ | « » i « * |0	30	60	90	120	150 t.MUHРис. 3.8. Развитие температуры во времени:1	- на поверхности потолка в центре комнаты очага пожара;2; 3 -в граничном слое между штукатуркой
и пенополистироломВ то же время температура на поверхности потолка дос¬
тигает 437 °С за 7 мин от начала пожара и далее растет
до 500-520 °С через 20-30 мин от начала пожара В период
от 33-й до 120-й мин она остается в пределах 375-447 °С.Всплеск более высокой (280 °С) температуры наблю¬
дается в граничном слое в стене комнаты очага пожара
со стороны огневого воздействия (рис. 3.9) на 30-й мин
от начала пожара. Но при этом развитие температуры в этом
месте происходило не так быстро, как в случае прогрева пе-
151рекрытия. После 30 мин температура в граничном слое рез¬
ко упала до 90-100 °С. До 85-й мин она оставалась на уров¬
не 109-110 °С, после чего наблюдался интенсивный рост
температуры до 270 °С к 125-й мин от начала пожара.0	0,5	1,0	1,5	2,0	2,5 t, ч0	30	60	90	120	150 t,MUHРис. 3.9. Развитие температуры во времени:1	- в центре стены комнаты очага пожара, на поверхности стены со стороны
воздействия огня; 2 - в граничном слое со стороны воздействия огня; 3 -
на поверхности колонны со стороны смежной комнаты; 4 - в граничном слое
со стороны смежной комнаты; 5 — на поверхности стены смежной комнаты
152Аналогичное развитие температуры во времени в гра¬
ничном слое отмечается и в другой стене очага пожара.Для того чтобы разобраться в наблюдаемых процессах
в граничном слое, необходимо иметь более подробные све¬
дения о пенополистироле (в немецких стандартах он назы¬
вается “стиропор”)- Основное, что важно в этом вопросе, -
это высокое сопротивление пенополистирола диффузии
водяных паров.Кроме того, следует обратить внимание на то, что пе-
нополистирол теряет форму при кратковременном тепло¬
вом воздействии при 100 °С и имеет объемное водопогло-
щение 2-5 %.Напомним также, что изменение формы любого мате¬
риала, а также его плавление происходит с поглощением
тепла, а не с его выделением.Сделаем попытку представить одну из предполагае¬
мых версий наблюдаемых физических процессов в гранич¬
ном слое при пожаре.Быстрый подъем температуры в очаге пожара (первые7	мин) приводит к появлению мощного потока тепла, кото¬
рый интенсивно воздействует на окружающие конструкции.Температура на поверхности, например, потолка дос¬
тигает 437 °С. В этот момент внутри штукатурки при тем¬
пературе 100 °С и более формируется фронт избыточного
давления парогазовой смеси. В структуре штукатурки воз¬
никает нерелаксируемый градиент давления, который явля¬
ется основным потенциалом, вызывающим перемещение
массы в виде водяного пара как в среду комнаты, где проис¬
ходит горение, так и к границе штукатурного раствора и пе¬
нополистирола. На поверхности последнего он конденсиру¬
ется. Пенополистирол не может впитать эту дополнитель¬
ную воду, так как открытые его поры составляют 2-5 %
153от объема. Горячий пар (90 °С) в этом месте приводит к по¬
тере пенополистиролом формы (возможно, с частичным его
“оплавлением”). Пенополистирол локально становится бо¬
лее плотным, не пропускающим ни влаги, ни паров воды.
В дальнейшем в результате интенсивного подвода тепла
из очага пожара давление пара в граничном слое резко по¬
вышается, пар перегревается, естественно, повышается
и температура (резкий скачок температуры). При повыше¬
нии давления “оплавившаяся” пленка пенополистирола раз¬
рушается, давление резко падает. Возможно и другое объ¬
яснение физического процесса релаксации давления:
локальное давление падает за счет появления по толщине
или протяженности зазора между штукатуркой и пенополи¬
стиролом.Напомним, что наблюдаемые в эксперименте отколы
штукатурки свидетельствуют о наличии в ней градиента
давления водяных паров. Причем это давление должно быть
не менее 15-30 ати.В нашем случае (рассматриваемые скачки температур
в граничном слое), если пар находится на линии насыще¬
ния, его давление при температуре 170 °С равно 7,26 ати,
190 °С - 12,04 ати, 280 °С - 65 ати.Пенополистирол в момент повышения температуры
(особенно до 280 °С) может дестругироваться с образовани¬
ем вследствие этого продуктов его разложения. Но процесс
деструкции очень кратковременен и, возможно, приводит
к разложению небольшого количества пенополистирола.Увеличение температуры в граничном слое на стадии
затухающего пожара до 262-270 °С (после 90 мин от начала
пожара), естественно, приводит к интенсивной температур¬
ной деструкции пенополистирола с выделением всей гаммы
продуктов его разложения.
154Версия о том, что температурные скачки в граничном
слое связаны с попаданием на спай термопар капель рас¬
плавленного пенополистирола, по мнению автора, не являет¬
ся достаточно корректной. Во-первых, если пенополистирол
начал плавиться при 100 °С, то температура выше 100 °С
должна была бы поддерживаться более длительное время.
Во-вторых, термопары достаточно устойчиво работают
и в расплавах.После появления скачков температур в граничном
слое температура во времени в этом месте вновь стабилизи¬
руется в районе 100 °С. Это свидетельствует о затратах теп¬
ла на испарение влаги и потерю формы пенополистиролом
в этом слое.Достаточно быстрый прогрев штукатурки до 100 °С
(за 7-12 мин от начала пожара), например, в перекрытии
над очагом пожара, свидетельствует о том, что в это время
имеется достаточно мощный тепловой поток от горения
пожарной нагрузки.В связи с нелинейностью распределения температуры t
по толщине штукатурки х (как правило, это парабола)
и применением пенополистирола как очень эффективного
теплоизолятора можно сделать предварительный прогнозо	влиянии толщины штукатурки на прогрев пенополистиро¬
ла в граничном слое во время пожара.Если использовать для описания распределения тем¬
пературы по толщине штукатурки зависимость t =( t \Уъ
\-^х
\ h j, то решение уравнения Фурье позволяет датьоценку влияния толщины штукатурки на время прогрева
пограничного слоя до 100 °С. Расчеты показали, что при
уменьшении толщины штукатурки с 40 до 20 мм время про¬
155грева снижается на 33 % (т. е. с 9,3 до 7 мин), при уменьше¬
нии с 40 до 15 мм - на 70 % и т. д.В то же время увеличение толщины штукатурки при¬
водит к повышению давления паров воды в ее структуре и,
следовательно, к большей вероятности ее откола и обнаже¬
ния пенополистирола во время пожара, а уменьшение -
к экономии материалов и трудозатрат.Определение рациональной толщины штукатурки для
защиты пенополистирола от воздействия огня требует де¬
тальной теоретической проработки и экспериментального
подтверждения.Очевидно, что для системы “Пластбау” имеется опти¬
мальная толщина огнезащитного слоя штукатурки для пе¬
нополистирола в зависимости от вида применяемого для
защиты материала. При этом наибольшее значение для кон¬
струкций системы “Пластбау” имеет сохранение целост¬
ности защиты штукатурки при воздействии огня во время
пожара.Вернемся к анализу замеренных температур в боковых
стенах помещения очага пожара При наличии относительно
высоких температур на поверхности стен (495-537 °С) тем¬
пература на поверхности колонн со стороны очага пожара
была ниже 100 °С.Температура поверхности колонн со стороны смеж¬
ных с очагом пожара помещений за все время эксперимента
также была не более 100 °С. Из этого можно сделать сле¬
дующий вывод.Для системы “Пластбау” предел огнестойкости по об¬
рушению стен в реальных условиях пожара будет более 2,5 ч,
и его нет необходимости проверять ни теоретически,
ни экспериментально, так как несущая способность бетон¬
156ных и желебетонных колонн осталась во время всего экспе¬
римента такой же, как в нормальных условиях эксплуатации.В целом, анализируя развитие температуры во фраг¬
менте [16, 20] во время экспериментальных исследований,
следует отметить, что наблюдались закономерные процессы
в соответствии с тепломассопереносом, зависящие от боль¬
шого количества факторов. К ним в первую очередь следует
отнести количество тепла, выделяющегося в очаге пожара
от горения пожарной нагрузки, конфигурацию фрагмента,
его объем, планировку, фильтрацию холодного воздуха че¬
рез входную дверь фрагмента и т. д. Кроме того, на разви¬
тие температурных полей оказывало влияние конструктив¬
ное решение фрагмента.Отсутствие высоких температур в помещениях фраг¬
мента (кроме очага пожара) и на путях эвакуации в первые
25 мин от начала эксперимента позволяет говорить о воз¬
можности достаточно безопасной эвакуации людей во вре¬
мя пожара. В дальнейшем наибольшие температуры воздуха
были в помещениях 2-го этажа, смежных с очагом пожара.
Этому способствовали открытые на 1/3 двери в эти поме¬
щения.Следует отметить, что постоянство температур (25 °С)
в помещениях 1-го этажа за 2,5 ч пожара в какой-то степени
подтверждает большую сопротивляемость конструкций
“Пластбау” (перекрытий) теплопередаче во время пожара.Относительно небольшая температура на границе шту¬
катурки и пенополистирола в перекрытии со стороны огне¬
вого воздействия за время эксперимента (не более 200 °С)
свидетельствует о том, что это перекрытие имеет значитель¬
ный предел огнестойкости по обрушению. Анализ изменения
температурного режима при огневых испытаниях в зданиях
157с конструкциями, в состав которых входит пенополистирол,
позволяет сделать следующие практические выводы.Пенополистирол, входящий в состав строительных
конструкций, как несущих, так и ненесущих, и хорошо за¬
щищенный от теплового воздействия, практически не влия¬
ет на температурный и тепловой режимы пожара.Массообменные процессы могут повлиять на условия
"ьакуации людей: величину оптической плотности среды,
наличие тех или иных продуктов термического разложения
пенополистирола,Замеры оптической плотности дыма во время экс¬
перимента выполнялись по специальной методике.
В дальнейшем делался пересчет оптической плотности
на видимость.Видимость во время испытаний вдоль площадки лест¬
ничной клетки и коридора во многом зависела от того, что
дверь комнаты, где был очаг пожара, с самого начала экспе¬
римента была открыта на 1/3.Замеры плотности дыма (видимости) показали, что
вдоль коридора и лестничной клетки 2-го этажа на высоте
1500 мм от уровня пола начальная видимость составляла
более 1 ООО м, а уже через 1 мин 8 с от начала эксперимента
она уменьшилась до 7,5 м, через 1 мин 38 с стала меньше 6 м.
Такая видимость сохранилась на все остальное время экспе¬
римента.Визуальные наблюдения в процессе эксперимента
с лестничной площадки 2-го этажа показали, что до очага
пожара коридор 2-го этажа хорошо просматривался. В ко¬
ридоре и на лестничной площадке отмечались по высоте две
зоны. Одна зона высотой примерно 1200 мм от уровня пола
практически была прозрачной и не содержала горячих газов
и паров воды. Выше 1200 мм располагалась зона горячих
158газов и паров воды (аэрозоль). Через эту “мутную” зону
различались контуры коридора и пламя, выбивавшееся
из очага пожара через дверной проем. Фактически коридорбыл освещен пламенем.Вдоль коридора и лестничной площадки третьего эта¬
жа видимость составляла: через 1 мин 8 с — 72 м; через
1 мин 38 с - 21 м; 2 мин 43 с - 8,7 м; 3 мин 16 с - 6,4 м;
4 мин 37 с и далее - менее 6 м.В комнате над очагом пожара: через 1 мин 8 с - 735 м;1	мин 38 с - 78,2 м; 2 мин 43 с - 39,6 м; 3 мин 16 с - 17,6 м;
4 мин 37 с - 8,57 м; 5 мин 20 с - 5,85 м; 6 мин 10 с - 3,8 м;8	мин - 3 м; 9 мин - 3,8 м; 12 мин - 4,6 м; 20 мин - 2,1 м.
Далее видимость в этой комнате 3-го этажа сохранилась
на уровне 2,8-3,6 м до 1 ч 40 мин от начала эксперимента.На видимость во время эксперимента большое влия¬
ние оказали пары воды, создав вместе с частицами газа
“мутную” среду. Необходимая видимость при пожаре, есте¬
ственно, зависит и от планировки здания.В данном эксперименте определялась интегральная
видимость вдоль коридора и лестничной площадки, а также
локальная под потолком комнаты 3-го этажа (над комнатой
очага пожара).В то же время по визуальным наблюдениям локальная
видимость в лестничной клетке (1-го, 2-го и 3-го этажей)
была достаточной для эвакуации в течение всего экспери¬
мента: видны были стены, марши и ступени. Наихудшая ви¬
димость была в конце коридора, примыкающего к торцовой
глухой стене фрагмента. Очевидно, плохая локальная види¬
мость в этой части фрагмента оказала влияние на замеры
интегральной видимости. На видимость также большое
влияние оказывает состояние проемов (закрытые или от¬
крытые двери и окна).
159Безусловно, главной задачей крупномасштабного
очагового эксперимента было определение состава газа
и влияния на него пенополистирола, находящегося в кон¬
струкциях.Приведем имеющиеся в литературе некоторые общие
сведения о полистироле и пенополистироле, которые более
ясно позволяют понять процессы термической деструкции
пенополистирола при пожаре.Полистирол - продукт полимеризации стирола (ви-
нилбензол, фенилэтилен), термопластичный полимер пре¬
имущественно линейного строения, деформационная тепло¬
стойкость 78-80 °С - при нагрузке 1,85 МН • м’2; 100 °С -
без нагрузки; диэлектрик, плавится при 237 °С. Термиче¬
ская деструкция полистирола протекает с заметной скоро¬
стью при температуре выше 260 °С, термоокислительная
деструкция начинается около 200 °С. Процессы деструкции
до 237 °С сопровождаются выделением мономера и пожел¬
тением полистирола. В связи с этим в литературе по терми¬
ческой деструкции полистирола рассматриваются в основ¬
ном процессы его разложения на целый ряд химических со¬
единений при температуре 260 °С и выше. В то же время
небольшая механическая деструкция полистирола в присут¬
ствии следов кислорода может происходить уже при 160 °С.Полистирол безвреден и широко используется как
упаковочный материал в пищевой промышленности; при
этом содержание остаточного мономера не должно превы¬
шать 0,1 % (масс.). Для других областей применения, оче¬
видно, включая строительство, мономера в полистироле
должно быть не более 0,5-0,7 %.При одном из методов получения полистирола (непре¬
рывный) температуру процесса повышают постепенно
160до 180-230 °С. При температуре 230 °С полимер выгружают
в расплавленном состоянии. Деполимеризация полистирола
при температуре ниже 250 °С протекает очень медленно.
Поданным работы [22], ход реакции разложения в зна¬
чительной степени зависит от температуры. Ниже 340 °С
образуются только небольшие количества летучего продук¬
та (очевидно, в основном стирола, так как его температура
кипения 145,2 °С), но происходит быстрое уменьшение
молекулярного веса нелетучего остатка. Выделение летучих
продуктов и уменьшение молекулярного веса прекращаются
после уменьшения массы полимера всего лишь на несколько
процентов. При более высоких температурах распад до пол¬
ного разложения полимера протекает по несколько иному ме¬
ханизму: увеличение количества летучих компонентов зави¬
сит от времени нагрева полистирола; например, за 40 мин ко¬
личество летучих увеличивается в 2 раза.Следы кислорода, присутствующие в полимеризую-
щемся стироле, могут привести к образованию сополимера
перекисной структуры, причем менее термостойкой. Гидро-
перекисные связи при распаде полистирола могут привести
к образованию воды [23].Для получения стирола с повышенной термостойко¬
стью используют сополимеризацию стирола, например, с акри-
лонитрилом или фумаронитрилом.При производстве пенополистирола применяют газо-
образователи, как правило, из различных органических
соединений, разлагающихся при нагревании. Например,
динитрил азо-бис-изомасляной кислоты (порофор 4x3-57),
диазоаминобензол (ДАБ) и другие [24]. Эти газообразовате-
ли разлагаются при производстве пенополистирола при
температурах 90—180 °С с обильным выделением газа.
161Пенополистирол отечественный плотностью 20-40 кг • м'3
имеет водопоглощение через одни сутки 1-2,4 % (об.), а
через 28 суток 7,7-15,9 % (об.), очень низкую паропрони-
цаемость, большую объемную усадку при длительном дей¬
ствии (более 30 мин) температур 95-100 °С (усадка состав¬
ляет 20-50 %), при кратковременном (в течение 30 мин) на¬
гревании пенополистирола до 100 °С почти не происходит
объемной усадки, при дальнейшем повышении температуры
объемная усадка резко возрастает, а при 180-200 °С образ¬
цы из пенополистирола плавятся [24].Самозатухающий пенополистирол ПСБ-С не загорает¬
ся от пламени спички и электрических искр. При мощном
постоянном источнике тепла наблюдается каплеобразова-
ние, горение расплавленного полистирола в источнике теп¬
ла, обильное выделение дыма. По зарубежным данным,
пенополистирол при нагреве выше 300 °С выделяет меньше
опасных продуктов горения, чем древесина, древесно¬
стружечные плиты, пробка (если сравнение производится
по объему материала). Основным опасным для здоровья
людей компонентом, выделяющимся из пенополистирола
при разложении, является оксид углерода. Пенополистирол
характеризуется высокими диэлектрическими свойствами.Следует еще отметить (так как в процессе экспери¬
мента контролировалась взрываемость продуктов разложе¬
ния пенополистирола), что взрыв может повлечь за собой
выход стирола и других углеводородов при их объемной
концентрации в воздухе более 1,1-6,1 %, но при отсутствии
паро-воздушной смеси.Имеющиеся литературные данные позволяют сделать
следующие основные предварительные выводы, связанные
с огневыми испытаниями фрагмента, что в общем будет
162удовлетворительно соответствовать и условиям “реальных”
пожаров:-	начиная со 100 °С в пенополистироле может проис¬
ходить большая объемная усадка (50 % и более); при 100 °С
усадка протекает достаточно медленно во времени, при бо¬
лее высоких температурах скорость усадочных деформаций
увеличивается в несколько раз;-	при нагреве пенополистирола до 230-240 °С в основ¬
ном происходит деполимеризация его основного компонен¬
та - полистирола с выделением стирола. Но, учитывая, что
для придания пенополистиролу более высоких термических
свойств исходный полистирол может быть изготовлен
с использованием добавок (сополимеризация), совместно
со стиролом могут выделяться из пенополистирола сопутст¬
вующие стиролу органические соединения;-	при нагреве пенополистирола при более высоких
температурах, начиная с 240-300 °С, происходит интенсив¬
ная термодеструкция полистирола с выделением в основном
стирола, окиси углерода, галогенных соединений и бензола;-	пенополистирол может поглощать относительно
большое количество воды из бетона в течение 28 суток; это
количество различно для отечественного и зарубежного по¬
листирола; кроме того, полистирол может выделять воду
при деполимеризации или термической деструкции.Общий характер процесса термической деструкции пе¬
нополистирола подтверждает данные термогравиметриче¬
ского анализа пенополистирола (рис. 3.10).Из этих данных следует, что потеря массы пенополи¬
стирола при его нагреве до 100 °С не превышает l-о %, при
200 °С — 3—7 %, а начиная с 300 °С резко возрастает, при
400 °С - составляет 40-94 %.
163Рис. 3.10. Результаты
термогравиметриче¬
ского анализа пенополи¬
стирола:1	- скорость нагрева2,5 °С - мин1;2	- скорость нагрева20 °С - мин1Температура Т,°СПотеря массы пенополистирола, по приведенным дан¬
ным, по нашему мнению, несколько занижена при темпера¬
турах менее 300 °С, так как при использованной навеске
(50 мг), возможно, необходимо было время для ее прогрева.Замеры количественного содержания компонентов газовой
среды для условий огневых испытаний приведены в табл. 3.3.Наиболее опасным для жизни человека компонентом
при пожаре является оксид углерода. Воздействие на чело¬
века 0,15 % СО, содержащегося в воздухе или газах, в тече¬
ние 1 ч или 0,05 % в течение 3 ч опасно для жизни. Воздей¬
ствие 0,4 % СО за период менее одного часа фатально для
человека. При содержании в среде 1,3 % СО человек теряет
сознание после 2-3 глотков воздуха или газа и умирает че¬
рез несколько минут.Предельное содержание оксида углерода в среде по¬
мещений во время эвакуации людей при пожаре составляет
0,15-0,20 %. При этом следует отметить, что для условий
пожара нормируется только содержание в газах или воздухе
СО, СО2 и О2.а:5О0СОФФ6
со
а:
л101
СЛТаблица 3.3 ^Состав продуктов газовой среды в различных точках фрагмента
в процессе огневых испытаний (проба № 1 - в очаге пожара, № 2 - в перекрытии над очагом пожара,№ 3 - в комнате над очагом пожара)КомпонентНомер пробы1.11.21.31.41.51.61.72.12.22.32.43.13.23.33.4Время от начала эксперимента, мин14162833576886202741702141567202, %1,440,720,720,720,720,720,720,240,720,720,720,220,660,660,66со2, %1,020,640,740,981,281,280,840,230,510,960,960,660,900,990,99СО, ppm3641802161922642641803611522824477118180250Пары Н20, %13,21818181818251217242812141724Зола, г • м*11,21,61,41,41,31,61,90,200,510,831,20,200,520,891,4СН4, ppm1109080604045203038384030454550N20, ppm3,03,54,04,55,05,35,51,01,02,03,02,03,03,55,0С2Н2, ppm343028331510101015151513151517С2Н4, ppm253045208911011025386614010105584С'гНб, ppm1010255770707010385294551525С3Нб, ppm35454035201010510202010222825СН3ОН, ppm1101201801408060102035407080804030C2H4O, ppm252520151010101010101010101010С4Нб, ppm3035301510101055555555С4НЮ, ppm1515151055555555555С3Н60, ppm5570130806030101030555010254530Циклопента¬
диен, ppm14515988643830Y010358016028456042
Окончание табл. 3.3КомпонентНомер пробы1.11.21.31.41.51.61.72.12.22.32.43.13.23.33.4Время от начала эксперимента, мин141628335768862027417021415672СбНб,ррт260280220200220290340155240330360110190260340СбНбСНз, ррт11013015024020028028018022028032098110280380СбНДСНзЬ ррт140160190220200360330190260350410110140280340Стирол, ррт8011018026038055058028034056071080160420580Бензоль-
дегид, ррт50668013018029031016021035039085130280360Примечание. 104 ppm = 1 %; СН4 - метан; С2Н2 - ацетилен; С2Н4 - этилен; С2Н6 - этан; СзН6 - пропилен; СНОН -
метиловый спирт (метанол, карбинол); С2Н40 - уксусный альдегид (ацетальдегид); С4Н6 - бутадиен 1,3 (дивинил, эритрен);
С4Н30 - бутановый альдегид; СзН60 - ацетон (диметилкетон, пропанол); С6Н6 - бензол; С6Н5СНз - метилбензол (толуол);
С6Н4(СНз)2 - диметилбензол (ксилол); С6Н5С(0)Н - бензальдегид (бензойный альдегид).СТ\
166В нашем случае наибольшее содержание СО за первые
21-28 мин в среде очага пожара было 0,0364 %, перекрытия -
0,015 % и контрольной комнаты - 0,0077 %, т. е. значи¬
тельно меньше 0,15 %. В дальнейшем за все время отбо¬
ра проб содержание СО также было меньше допустимого
уровня.Возможно, что если бы замеряли СО в среде очага по¬
жара до вскрытия окна, то было бы зафиксировано большее
содержание оксида углерода. Это, очевидно, относится так¬
же к дефициту кислорода и содержанию диоксида углерода.В комнату над очагом пожара, возможно, через пере¬
крытие, из очага пожара оксид углерода стал фильтроваться
не ранее чем через 41 мин от начала пожара.Менее опасным, чем СО, для жизни человека при по¬
жаре является диоксид углерода. Содержание 1-3 % СО2
в воздухе вызывает учащение его дыхания, при 5 % СО2
дыхание становится трудным, 10 % может привести к смер¬
ти человека менее чем за 5 мин.В качестве критерия допустимой концентрации диок¬
сида углерода в среде помещений при пожаре во время эва¬
куации людей принято 5 %.За все время огневых испытаний фрагмента здания
из конструкций системы “Пластбау” содержание СО2 в заме¬
ряемых точках было не более 1,28 %.Уменьшение содержания кислорода в атмосфере зда¬
ния при пожаре может также представлять серьезную угро¬
зу здоровью и жизни человека при его эвакуации. При
уменьшении содержания кислорода в газах или воздухе
помещений здания при пожаре с 21 % (обычное содержание
кислорода в атмосфере воздуха) до 15 % у человека наблю¬
дается сокращение ткани кожи (так называемое состояние
anoxia). При снижении содержания кислорода до 14-10 %
167человек начинает плохо соображать, быстро устает, а при
10-6 % О2 теряет сознание, но легко может быть приведен
в нормальное состояние на свежем воздухе.Критическое нормируемое значение содержания кисло¬
рода в атмосфере внутри здания при пожаре составляет 15 %.В нашем случае наибольший дефицит кислорода
в очаге пожара был ра^вен 1,44 %, а в комнате под очагом
пожара - 0,66 %.При анализе количественного состава компонентов
среды во фрагменте при огневых испытаниях следует обра¬
тить внимание на содержание в ней очень большого коли¬
чества паров воды.Смесь газа и воздуха (золь) во фрагменте, естественно,
содержала: в очаге пожара - 1,6 г • м'3, в перекрытии -3	30,51 г • м“ , в комнате над очагом - 0,2 г • м' на 16-21-й мин
от начала эксперимента. Далее количество золя увеличива¬
лось в изучаемой среде во всех точках замера.Из органических соединений, как и следовало ожи¬
дать, в атмосфере помещений фрагмента на 70-86-й мин
от начала пожара наибольшее количество было стирола:
в очаге пожара - 0,0580 %, в перекрытии - 0,0710 % и
в комнате над очагом - 0,0360 %. В начальной стадии экс¬
перимента (на 21-27-й мин) стирола было соответственно
0,0180; 0,0340 и 0,0080 %.Рассмотрим, какое содержание стирола в среде фраг¬
мента во время эвакуации (за 10-15 мин от начала экспери¬
мента) можно принять безопасным для жизни людей.По данным работы [25], вдыхание человеком газов сти¬
рола при их концентрации в воздухе до 2 мг • л’1 (0,155 %)
в течение 10 мин вызывает легкое раздражение в горле,
а в дальнейшем - сонливость. При 3,4 мг • л’1 - немедленное
168раздражение слизистых оболочек глаз, носа, горла, метал¬
лический привкус, апатию, сонливость.Белые мыши гибнут при концентрации паров стиролав воздухе, равной 10 мг • л'1 и более.Если принять допустимую концентрацию стирола при
пожаре 0,155 %, то замеренная его максимальная концен¬
трация во фрагменте была в 2,67 раза, а в комнате над оча¬
гом за 21-27 мин от начала пожара в 19,4 раза, меньше
допустимой.Следующим по количественному содержанию во фраг¬
менте компонентом среды после стирола был ксилол (диме-
тилбензол). Его наибольшее содержание было в среде пере¬
крытия на 70-й мин и составляло 0,0410 %. На 21-28-й мин
содержание ксилола составляло: в очаге пожара - 0,0190;
в перекрытии - 0,0260 и в комнате над очагом - 0,0110 %.Концентрация ксилола в воздухе 0,87 мг • л’1 в течение
3-5 мин вызывает у человека только раздражение слизистой
глаз, носа и горла.При вдыхании воздуха, содержащего 10 мг • л"1 и более
ксилола, в течение 55 дней почти все животные (мыши,
кролики, кошки) погибают [25].Даже максимальное количество ксилола во фрагментев течение 86 мин было значительно меньше 0,87 мг • л'1
(0,0674 %).Концентрация толуола в среде фрагмента здания
составляла: за 72 мин максимальная - 0,0380 %, максималь¬
ная за 21 мин в комнате под очагом - 0,0110 %.По данным работы [25], толуол с концентрацией в воз¬
духе 0,15 мг • л'1 вызывает раздражение глаз и горла у лю¬
дей в течение 3—5 мин, а при экспозиции 8ч — легкое нару¬
шение координации движений и изменение времени реак¬
ции. При 1,3 и 1,5 мг • л 1 и том же сроке действия — жалобы
169на слабость, головную боль, тошноту, бессонницу. При
2,25 мг • л'1 уже к концу третьего часа - умственная скован¬
ность, головная боль, головокружение, тошнота и опьянение.У крыс многодневные отравления толуолом при его
концентрациях в воздухе 0,75-8 мг • л"1 не вызывали суще¬
ственных изменений в крови и костном мозге.Если принять предельную концентрацию толуола
в среде здания при пожаре 1,3 мг • л'1 (0,1008 %), то можно
сделать вывод, что замеренные во время испытания концен¬
трации содержания толуола в среде фрагмента являются
безопасными для людей.По данным работы [25], наркотические и смертельные
концентрации для белых мышей при двухчасовом воздейст¬
вии: толуола - 10-30 мг • л"1, бензола - 15-45 мг • л'1, ксило¬
ла (смесь изомеров) - 15-50 мг • л'1.Концентрация бензола в среде фрагмента во время испы¬
таний составляла: максимальная за 21-28 мин - 0,0240 мг • л’1.Пребывание человека в течение 20 мин в воздухе с со¬
держанием бензола более 10-15 мг • л’1 становится небезо¬
пасным [25]. Концентрация бензола при огневых испытани¬
ях в комнате над очагом на 21-й мин составляла 0,0110 %
(0,14 мг • л’1), что значительно меньше концентрации, до¬
пустимой для человека при пожаре.Содержание ацетона в среде фрагмента во время ис¬
пытания (за 72 мин) в комнате над очагом было не более
0,0030 % (0,0387 мг • л'1).При вдыхании человеком воздуха с содержанием
1,2 мг • л’1 ацетона в течение 3-5 мин у него раздражаются
слизистые оболочки глаз, носа и горла.Смерть животных (белых мышей) наступает при кон¬
центрации в воздухе 150 мг • л’1 ацетона после двухчасовой
170экспозиции, наркологическое действие (боковое положе¬
ние) - при 40 мг • л’1.Можно принять допустимую концентрацию ацетона
во фрагменте здания во время испытаний 1,2 мг • л’1 (0,0930 %).Концентрация циклопентадиена в воздухе, изме¬
няющая у крыс порог нервно-мышечной возбудимости
при однократном вдыхании, - 0,8 мг • л"1. Десятикратное
вдыхание крысами по 6 ч в день воздуха, содержащего
1,35 мг • л"1, сопровождается раздражением слизистых
оболочек, одышкой, сонливостью или возбуждением, час¬
тичной гибелью; концентрация 0,54 мг • л'1 переносится
без изменения физиологических данных. У человека кон¬
центрация 0,016-0,023 мг • л'1 вызывает неприятный вкус
во рту и головную боль.Концентрация циклопентадиена в комнате над очагом
была на 21-й мин испытаний 0,0028 % (0,036 мг • л’1),
а на 56-й мин - 0,0060 % (0,0774 мг • л'1).Концентрация бензальдегида в воздухе комнаты над
очагом на 21-й мин от начала эксперимента была 0,0085 %,
а на 72-й мин - 0,0360 %.По данным работы [25], при вдыхании белыми мыша¬
ми в течение 2 ч воздуха с бензальдегидом насыщенной
концентрации (10-15 %) приводит к тому, что они впадают
в состояние наркоза (боковое положение), отдельные мыши
погибают.У человека наблюдается легкое раздражение слизи¬
стой оболочки при первом вдохе воздуха с концентрацией
0,1 мг • л'1 бензальдегида.Ацетилен при его концентрации в воздухе 20 %
и более у животных вызывает рвоту, затруднение дыхания
и в дальнейшем - смерть.
171На человека ацетилен в смеси с кислородом оказывает
наркотическое действие [25].По данным огневых испытаний, ацетилена в атмосфе¬
ре контрольной комнаты было не более 0,0013-0,0017 %,
что значительно меньше, чем ПДК для производственных
помещений (0,0388 %).Метан, этилен, пропилен, этан имеют очень высокие кри¬
терии как по воздействию на человека, так и на животных [25].Например, вдыхание смеси метана с 6 % кислорода
у белых крыс вызывает возбуждение, учащение дыхания,
а через 1-2 ч - боковое положение, судороги и смерть.
В то же время они безболезненно переносят смесь метана
с воздухом в пропорции 1:1 в течение 20-40 мин.У человека серьезные расстройства могут появляться
при содержании метана в воздухе 25-30 % и выше. Человек
может в течение 3 ч дышать без последствий смесью метана
60 %, кислорода 21 % и азота 14 %.Этилен концентрации 350 мг • л'1 в смеси с воздухом
оказывает на мышей за 2 ч только наркотическое действие.Человек может выдержать в течение 2 ч содержание
25-30 % этилена в воздухе.Наркотическая концентрация пропилена в воздухе со¬
ставляет для животных 40-50 %; вдыхание воздуха с его
концентрацией 10 мг • л’1 по 6 ч в день 3,5 месяца не вызы¬
вает никаких побочных эффектов.Человек в течение 30 мин может выдержать концен¬
трацию пропилена в воздухе 5-10 %.Содержание этана в воздухе в количестве 40-50 мг • л’1
(3,1-3,87 %) действует на животных и человека наркотически.Учитывая приведенные критические концентрации
метана, этилена, пропилена и этана, содержание этих газов
в среде фрагмента при огневых испытаниях является ни¬
172чтожно малым и не оказывает влияния на здоровье и жизнь
человека при его эвакуации во время пожара.Ацетальдегид в концентрации 0,5 мг • л 1 в воздухе
в течение 7 ч не оказывает влияния на животных; при кон¬
центрации 2 мг • л’1 вызывает у них сильное раздражение,
а при 20 мг • л"1 и более - смерть за 1-2 ч.Человек при концентрациях ацетальдегида в воздухе
0,1-0,4 мг • л'1 и длительном воздействии испытывает легкое
раздражение слизистых оболочек. При больших концентра¬
циях у него учащается пульс; при высоких (5-10 мг • л’1) -
появляются удушье, резкий кашель, головные боли, бронхиты.Содержание ацетальдегида в среде фрагмента во вре¬
мя огневых испытаний было незначительным: в комнате
над очагом - 0,0010 %.Бутадиен вызывает смерть белых мышей при концентра¬
ции 259 мг • л'1, а сдвиги в функциональном состоянии нервной
системы происходят при концентрации 8,2-12,5 мг • л"1.Человек после 5 мин вдыхания воздуха, содержащего1	% бутадиена, испытывает сухость во рту и учащение
пульса. При содержании в воздухе 4,4 мг • л’1 у него нет фи¬
зиологических отклонений от нормы, если он находится 8 ч
в этой среде.Содержание бутадиена в комнате над очагом во время
огневых испытаний было ничтожно малым (0,0005 %).Бутановый альдегид является неустойчивым химиче¬
ским соединением и нетоксичным.При двухчасовой экспозиции белых мышей в воздухе
с содержанием 120 мг • л’1 метанола мыши заняли “боковую
позицию” (наркотическое действие), но они могут погиб¬
нуть в дальнейшем даже после двухчасовой экспозиции
вереде с 50-60 мг • л'1 метанола. При 1,3 мг • л"1 и более
часть мышей погибает.
173Содержание в среде фрагмента во время испытаний
оксида азота не превышает ПДК для производственных по¬
мещений.Замеры содержания О2; СО2 и СО в среде фрагмента
в точках, расположенных в проемах выходов с этажей на лест¬
ничную клетку на высоте 1500 мм, показали, что наибольшее
количество СО2 и СО соответственно 0,84 и 0,0326 %.В табл. 3.4 приведены критерии воздействия рассмат¬
риваемых компонентов на белых мышей (наркотическое
действие или смерть) в период не менее 2 ч. Эта оценка
очень близка к принятой в пожарных исследованиях.
В табл. 3.4 приведены также некоторые данные по наиболее
допустимым концентрациям компонентов для людей, исходя
из тех сведений, которые имеются в справочной литературе.Таблица 3.4Максимально замеренные концентрации компонентов среды во фрагменте
при огневых испытаниях (через 28 мин в очаге пожара и через 21
и 56-72 мин в комнате над очагом)КомпонентМаксималь¬
ное содер¬
жание в очаге
пожара
на 28-й мин,
ppmМаксимальное содержание
в комнате над очагом,
ppmПолученное по литера¬
турным данным макси¬
мально допустимое
содержание, ppmчерез
21 минчерез
56-72 минпо воздей¬
ствию на
человекапо воздей¬
ствию на
животныхМетан80305025 • 10450- 104Ацетилен281317-20 • 104Этилен45108425 • 104оооо■Ь.Этан25525-3,1 • ю4Пропилен40102810- ю4оо■Ь.Метанол1808040-3,9- 104Ацетальдегид2055781600Бутадиен-1,3305534006400Ацетон130104593031 000Бензол22011034078011 600
174Окончание табл. 3.4КомпонентМакси¬
мальное
содержание
в очаге
пожара
на 28-й мин,
ppmМаксимальное содержание
в комнате над очагом,
ppmПолученное по литера¬
турным данным макси¬
мально допустимое
содержание, ppmчерез
21 минчерез 56-
72 минпо воздей¬
ствию на
человекапо воздей¬
ствию на
животныхТолуол1509838010006200Ксилол1901103406747750Стирол1808058026007750Циклопентадиен8828601781050Бензальдегид80855-оо■UПредставляет интерес распределение относительного
суммарного содержания углеводородов во времени в очаге
пожара, в перекрытии и в комнате над очагом (рис. 3.11).t, минРис. 3.11. Зависимость относительного содержания
тяжелых углеводородов от времени развития пожара:1 — в очаге пожара: 2 — в перекрытии:3	- в контрольной комнате
175Эти данные показывают, что уже на 18-й мин от начала экс¬
перимента углеводородов было больше в перекрытии, чем
в очаге пожара и в комнате над очагом. Значительно воз¬
росло их количество на 26-й мин в перекрытии, и они нача¬
ли фильтроваться в комнату над очагом на 41-й мин.3.3. Продукты сгорания древесиныПродукты сгорания горючих веществ и материалов
представляют собой в общем случае довольно сложную
многокомпонентную гетерогенную систему. Расчет состава
и термодинамических функций таких систем является зада¬
чей химической термодинамики, которая решается на осно¬
ве метода термодинамических потенциалов Гиббса с при¬
влечением необходимых данных по свойствам отдельных
компонентов [1]. В результате решения рассматриваемой
задачи находится состав системы, включая фазовое состоя¬
ние (или распределение компонентов по фазам), а также
термодинамические функции и свойства переноса, соответ¬
ствующие найденному составу и распределению.Необходимо отметить, что в основе метода лежит
предположение о локальном термодинамическом равнове¬
сии. Имеется в виду предположение о том, что хотя в сис¬
теме в целом протекают необратимые процессы переноса и,
следовательно, она не находится в состоянии равновесия,
в малой окрестности каждой точки этой системы в каждый
момент времени успевает установиться химически и термо¬
динамически равновесный состав. Благодаря значительным
скоростям химических и диффузионных процессов при
температурах пожара это предположение можно считать
достаточно обоснованным. Оно позволяет при расчете со¬
става и термодинамических свойств химически реагирую¬
щих систем использовать методы равновесной термодина¬
176мики, не учитывая конечных скоростей установления тер¬
модинамического равновесия в системах.3.3.1.	Состав продуктов сгорания древесиныСостав органической массы древесины разных пород ма¬
ло отличается друг от друга и может характеризоваться сле¬
дующими данными: С° = 50 %, Н° = 6 %, 0° = 43 %, № = 1 %.В древесине практически отсутствует сера. Зольность
сухой массы древесного топлива незначительна (Ас = 1-2 %).
Содержание влаги у растущего дерева колеблется от 40
до 60 %. При хранении древесины на воздухе в течение 1,5-2 лет
влажность ее снижается до 15-20 %.В пересчете на рабочую массу состав древесины имеет
вид: Ср = 42 %, Нр = 5,04 %, Ор - 36,12 %, Np = 0,84 % при
Wp = 15%, Ар = 1 %.В ряде работ приводится состав рабочей массы дре¬
весных отходов: Ср = 25,2 %, Нр = 3,02 %, Ор = 20,9 %, Np =
= 0,297 % при Wp = 50 %, Ар = 0,5 %, что соответствует сле¬
дующему составу в пересчете на органическую массу: С° =
= 50,9 %, Н° = 6,050 %, 0° = 42,4 %, № = 0,6 %.Ниже приводятся некоторые результаты расчета состава
и свойств продуктов сгорания древесины и древесных отхо¬
дов. В качестве окислителя используется воздух. Коэффици¬
ент избытка окислителя а принимается равным 1 при сгора¬
нии древесных отходов. Для древесины значение а меняется
от 0 до 2. Следует отметить, что среднее значение а для на¬
чальной стадии пожара можно принять 0,5; для развитой ста¬
дии 0,75, во время возможной “общей вспышки” а приближа¬
ется к 1. Эти данные получены из анализа многочисленных
огневых испытаний, проведенных во ВНИИПО. Влажность
древесины W9 = 15 %. Для древесных отходов расчеты прове¬
дены при двух значениях влажности: W9 = 15 % и W9 = 50 %.
177Исходный элементарный состав систем древесина + воз¬
дух и древесные отходы + воздух приведен в табл. 3.5.Таблица 3.5Исходный элементарный состав систем:
а) древесина + воздухВеществоКоэффициент избытка воздуха а00,50,751Н0,50210,21790,16990,1393С0,2620,11430,08920,073100,23140,21940,21720,2158N0,00450,44830,52370,5712б) древесные отходы + воздухВлажностьВеществоИ*,%НСОN150,13950,072270,21410,5742500,23960,05860,2370,4648Как видно из табл. 3.5, исходный элементарный состав
в системе существенно зависит от коэффициента а и от влаж¬
ности.Расчет состава и свойств продуктов сгорания древеси¬
ны и древесных отходов проводился в приближении двух¬
фазной идеальной системы. При расчете учитывались сле¬
дующие компоненты (образованные атомами Н, С, О, N):Н,	С, О, N, CN, CHN, CHNO, СНО, СН2, СН20, СН3,
СН4, СН, CN2, СО, С02, С2, С2Н, С2Н2, С2Н40, C2N, C2N2, С20,
Сз, С302, С4, С2Н4, C4N2, С5, HN, HNO, HN03, НО, Н02, HN02,
Н2, H2N, H2N2, Н20, Н202, H3N, H4N2, NO, N02, N03, N2, N203,N205, N3, 02,03, c\ H4N*(e), N20 J (c), N20 J (e), N204(* означает, что вещество рассматривается в конденсирован¬
ном состоянии).Кинетические коэффициенты рассчитывались только
для газовой фазы. При расчете коэффициентов переноса
учитывалось 12 компонентов:СО, С02, Н2, N2, 02, Н20, Н, N0, НО, СОН, О, N.
178Вся необходимая исходная информация по термоди¬
намическим свойствам индивидуальных веществ бралась
из работы [26], а по интегралам столкновений различных
частиц - из работы [27].Расчеты показали, что конденсированная фаза (твер¬
дый углерод С ) присутствует в продуктах сгорания древе¬
сины только при значении коэффициента избытка воздуха а
меньше единицы. В табл. 3.6 приводятся величины мольных
долей газовой и конденсированной фаз. Мольные доли вы¬
числялись по следующим формулам:Х	ДГгаз + дгконд ’дгКОНД^.конд _		“ дггаз + дгконд ’газ	~ 1	кондгде х - мольная доля газовой фазы; х - мольная доля
конденсированной фазы; М33 - общее число молей газовой
фазы; Л^онд - общее число молей конденсированной фазы.Таблица 3.6Мольные доли газовой и конденсированной фаз
в продуктах сгорания древесиныТемпера¬а =0,75а =0,5а= 0тура Г, КX™2кондxni*конлД.КОНД3000,95070,04930,8740,1260,52080,47934000,9610,0390,88970,1100,55280,44715000,9730,0260,90780,0920,58240,41766000,9870,01300,92410,0750,60530,39487001,000,94060,0590,62650,3734800--0,97180,0280,65950,3406900--1,000,73120,26881000----0,84210,15781100----0,91330,08661200----0,93410,06581300----0,93920,06091400----0,94040,05961500----0,94080,05932
179На рис. 3.12-3.17 приведены зависимости мольных
долей газообразных компонентов продуктов сгорания дре¬
весины и древесных отходов от температуры при различных
значениях а. Из этих рисунков видно, что при а = 1 в про¬
дуктах сгорания древесины и древесных отходов присутст¬
вуют компоненты N2, Н2О, СО2 в интервале температур
300-1200 К. В дальнейшем с ростом температуры в резуль¬
тате диссоциации основных компонентов образуются веще¬
ства СО, О2, ОН, Н2 и др. С увеличением значений а в числе
основных компонентов продуктов сгорания начинают появ¬
ляться компоненты О2 и N0.Более интересная ситуация наблюдается при значени¬
ях а < 1. В связи с недостатком кислорода в продуктах сго¬
рания древесины в интервале температур 300-1200 К при¬
сутствуют компоненты N2, Н2О, СО2, СН4, Н2, NH3, СО.Из рис. 3.12-3.17 видно, что с ростом значения а в сис¬
теме возрастает содержание молекулярного азота N2, кото¬
рый является балластом окислителя. Так, при температуре
Т= 1200 К мольная доля азота N2 возрастает от значениял0,47 • 10" при а = 0 до 0,695 при а = 1, т. е. на 2 порядка.Существенно меняется с изменением а содержание
и других основных компонентов в газовой фазе продуктов
сгорания древесины (рис. 3.18-3.20). Например, при тем¬
пературе Т = 400 К величина мольной доли паров Н2О убы¬
вает от значения 0,719 при ос = 0 до значения 0,0882 при
а = 2,0, т. е. на порядок. В интервале значений а от 1 до 2
мольная доля Н2О уменьшается от 0,148 до 0,088, т. е.
на 40 %.
300 700 1100 1500 1900 2300 2700 3000Температура Т, КРис. 3.12. Зависимость мольных долей компонентов продуктов сгорания
древесных отходов от температуры при а = 1; W = 50%:I	- N2; 2 - СО2,• 3 - Н20; 4 - СО; 5 - 02; б - ОН; 7 - Н2; 8 - NО; 9-Н; 10- О;II	- Н02; 12 - т2; 13-N; 14- Ы20; 15 - NOH; 16 - HN; 17 - СОН; 18 - Н202
181300 700 1100 1500 1900Температура Т, К23002700 3000Рис. 3.13. Зависимость мольных долей компонентов газовой фазы
продуктов сгорания древесных отходов от температурыпри а = /; W = 15 %:I	- N2; 2 - СО2; 3 - Н20; 4 - СО; 5 - 02; 6 - ОН; 7 - Н2; 8 - NO; 9-Н; 10- О;II	- Н02; 12 - N02; 13 - N; 14- N20; 15 - NOH; 16-HN; 17- СОН; 18 - H202
182		1	*Z-	L it	1	E- 73S*	1/ / U		300 700 1100 1500 1900 2300 2700 3000Температура T, КРис. 3.14. Зависимость мольных долей компонентов газовой фазы
продуктов сгорания древесины от температуры при а = 0:1 -N2;2-C02; 3-Н20; 4 - СО; 7-Н2; 9-Н; 10-0; 17-СОН; 19-СН4;
20 -NH}; 22 - CHN; 23 - С2Н2; 24 - С2Н; 25 - СН3; 26- С.2Н4; 27- СН20;
28 - CN; 29 - С; 30 - C2N; 31 - C2N2; 32 - С20; 33 - СН; 34 - СН2
300 700 1100 1500 1900 2300 2700 3000Температура Т, КРис. 3.15. Зависимость мольных долей компонентов газовой фазы
продуктов сгорания древесины от температуры при а = 0,5:1 - N2: 2 - С02; 3 - Н20; 4 - СО; 5 - 02; 6 - ОН; 7 - Н2; 8 - N0; 9 - Н;
10-0; 11- Н02; 13 - N; 15 - NOH; 16 - HN;17 - СОН; 19 - СН4; 20 - NH}; 22 - CHN
Мольные доли х,184Температура Т, КРис. 3.16. Зависимость мольных долей компонентов газовой фазы
продуктов сгорания древесины от температуры при а = 0,75:1 - N2; 2 - СО2, 3 - Н20; 4 - СО; 5 - 02; 6 - ОН; 7 - Н2; 8 - NO; 9 - Н;
10-0; И- Н02; 12 - N02; 13-N; 14- N20; 15 - NOH; 16- HN;17 - СОН; 18 - H202; 19 - СН4; 20 - NH3; 21 - H2N
185Температура Т, КРис. 3.17. Зависимость мольных долей компонентов газовой фазы
продуктов сгорания древесины от температуры при а = 1:1 - N2; 2 - С02; 3 - Н20; 4 - СО; 5 - 02; 6 - ОН; 7 - Н2;8 - N0; 9 - И; 10-0; 11 - Н02; 12-N02; 13-NПри значениях а < 1 мольные доли С02, Н20, СН4
проходят через экстремум. При температуре Т - 800 К
мольная доля С02 уменьшается от величины 0,21 при а = 0
до 0,092 при а = 2, т. е. больше чем в 2 раза. В интервале
значений а от 1 до 2 мольная доля двуокиси углерода
уменьшается от 0,16 до 0,092, то есть на 42 %.
Мольная доля хСо.1860,220,20 -0,18 -0,160,14 =0,120,10 -0,08 -0,060,04 -0,02 -300415/”\ 7
\ /“/ 1 8
/ 1 \- 11 9Г	- .—500 700 900 1100
Температура Т, К_L1300 1500 1700Рис. 3.18. Зависимость мольной доли СО2 в продуктах сгорания
древесины от температуры при различных значениях
коэффициента избытка воздуха а:1	-а = 0; 2-а = 0,5; 3- а = 0,75; 4- а= 1,0; 5- а= 1,25;6 - литературные данные [28]; 7 - а = 1,5; 8 - а = 1,75; 9 - а = 2,0
187Температура Т, КРис. 3.19. Зависимость мольной доли Н2О в продуктах сгорания
древесины от температуры при различных значениях а:1 - а = 0; 2 - а = 0,5; 3 - а = 0,75; 4 - а = 1,0; 5 - а = 1,25;6 - а = 1,5; 7 - литературные данные [28]; 8 - а = 1,75; 9 - а = 2,0На рис. 3.18 и 3.19 пунктиром нанесены данные по со¬
держанию СО2 и Н2О, приведенные в литературных источ¬
никах для дымовых газов, что соответствует значениям
а > 1,25 для продуктов сгорания древесины.
Мольная доля хСн188Температура Т, КРис. 3.20. Зависимость мольной доли СН4 в продуктах сгорания
древесины от температуры при различных значениях а:1 - а = 0; 2 - а = 0,5; 3 - а = 0,75
189Таким образом, содержание основных компонентов
в системе зависит от величины коэффициента окислителя а,
что существенно может сказаться на параметрах, характери¬
зующих развитие пожара, особенно в его начальной стадии.3.3.2.	Термодинамические свойства
продуктов сгоранияНа рис. 3.21-3.25 приведены расчетные зависимости
термодинамических свойств газовой фазы продуктов сгора¬
ния древесины и древесных отходов - молекулярного веса ц
(кг • кмоль'1); энтальпии Я (кДж • кг'1); теплоемкости11	3ср (кДж - кг" • К' ); плотности р (кг • м' ) - от температуры
при различных значениях а.Из рис. 3.21-3.22 видно, что с ростом влажности сис¬
темы молекулярный вес и плотность газовой фазы умень¬
шаются, так как в системе увеличивается содержание па¬
ров Н2О с меньшим молекулярным весом по отношению
к соответствующим весам молекулярного азота N2 и дву¬
окиси уг лерода СО2. С ростом влажности полная энтальпия
системы уменьшается. Теплоемкость же возрастает, так как
кривая энтальпии с ростом температуры идет круче для со¬
става смеси с большей влажностью, что приводит
к увеличению производной, равной теплоемкости ср. Так, при
температуре Т= 1100 К энтальпия Н для продуктов сгорания
древесины с влажностью W9 = 50 % равна -3590 кДж • кг'1,
а для древесины с влажностью W9 = 15 % Н = -2664 кДж • кг .
Расхождение составляет 926 кДж • кг’1, или 26 %.
Энтальпия Н, кДж ■ кг'500250030001000 1500 2000
Температура Т, КРис. 3.21. Зависимость теплофизических свойств газовой фазы
продуктов сгорания древесных отходов от температуры при W = 15 %, а1 - ju; 2 - Н; 3 - ср; 4- р= 1.чОО
Энтальпия Н, кДж ■ кгп<V)V:ci■Д£ооа:ЕоТемпература Т, КРис. 3.22. Зависимость теплофизических свойств газовой фазы
продуктов сгорания древесных отходов от температуры при W = 50 %, а = 1.1 - р; 2- Н; 3 - ср ; 4- рЧО
300025002000150010005000-500-1000-1500-2000-2500-3000-3500500250030001000 1500 2000
Температура Т, К
Рис. 3.23. Зависимость теплофизических свойств газовой фазыупродуктов сгорания древесины от температуры при а = 1:Н; 3 - ср; 4- р; 5 — табличные данные по плотности р, приведенные в работе [28];
6 - табличные данные по теплоемкости ср, приведенные в работе [28]
Энтальпия И, кДж ■ кг2500
2000150010005000-500-1000-1500-2000-2500-3000-3500-4000
-4500500 1000 1500 2000 2500 3000
Температура Т, КРис. 3.24. Зависимость термодинамических свойств газовой фазы
продуктов сгорания древесины от температуры при а = 0,5:чО1 - ц; 2 - Н; 3 - ср; 4- рСОd-о5ооз:S
Энтальпия Н, кДж • кг~500250030001000 1500 2000
Температура Т, КРис. 3.25. Зависимость теплофизических свойств газовой фазы
продуктов сгорания древесины от температуры при а — 0,75:1 - ц; 2- Н; 3 - ср; 4 - р404^Плотность р, кг ■
195При этой же температуре теплоемкости соответствен¬
но равны 1,42 и 1,31 кДж • кг'1 • К"1, что дает отличие в 8 %.
Пики в поведении молекулярного веса ц и теплоемкости ср
при а < 1 (рис. 3.24—3.26) в интервале температур 300-1100 К
объясняются сложным поведением состава газовой фазы,
и наличием конденсированной фазы в этом интервале тем¬
ператур (диссоциация паров воды с образованием водорода
и кислорода, возгонка твердого углерода, образование ме¬
тана и аммиака, рост содержания двуокиси углерода).На рис. 3.23 пунктиром нанесены данные по плотно¬
сти и теплоемкости, приведенные в литературных источни¬
ках для дымовых газов. Различие по теплоемкости объясня¬
ется отличным от расчетного составом дымовых газов(*С02 — 0,13, хН2о“ 0,11, xN2 — 0,76).Из рис. 3.23-3.26 видно, что с ростом значения а теп¬
лоемкость газовой фазы продуктов сгорания древесины
уменьшается, а энтальпия возрастает. Так, при температуре
Т - 1100 К значение теплоемкости меняется от величины1,58 кДж • кг"1 • К"1 при а = 0,5 до величины 1,25 кДж • кг'1 • К*1,
или на 20 %. При этой же температуре полная энтальпия
меняется от величины Н= -2474 кДж • кг"1 до Н= -1160 кДж • кг"1
соответственно, или на 50 %.Таким образом, отличие в составе газовой фазы про¬
дуктов сгорания, обусловленное изменением влажности
л коэффициента избытка окислителя, приводит к значи¬
тельному различию в термодинамических свойствах про¬
ектов сгорания древесины.
Теплоемкость ср, кДж • кг196Температура Т, КРис. 3.26. Зависимость теплоемкости газовой фазы
продуктов сгорания древесины от температуры
при различных значениях а:1 - а = 0,5; 2 - а = 0,75; 3 - а = 1; 4 - а = У,5; 5 - а = 2;
пунктир - литературные данные [28]
1973.3.3.	Свойства переноса продуктов сгоранияВ данном разделе приведены результаты расчета
свойств переноса продуктов сгорания древесины.На рис. 3.27-3.32 представлены коэффициенты вязко¬
сти г| (Н • с • м'2) и теплопроводности X (Вт • м'1 • К'1), а так¬
же составляющие коэффициента теплопроводности газовой
фазы продуктов сгорания древесины и древесных отходов
в зависимости от температуры при разных значениях а.
На рис. 3.29 и 3.32 пунктиром нанесены данные по коэффи¬
циентам вязкости и теплопроводности для дымовых газов,
приведенные в различных источниках.Из рисунков видно, что коэффициент вязкости - вели¬
чина довольно консервативная для данных систем и прак¬
тически не меняется с изменением коэффициента избытка
воздуха а и влажности W. Например, при температуре
Т = 1100 К величина коэффициента вязкости г| составляет
0,000043-0,000044 Н • с • м'2 при всех значениях а и W.Из рис. 3.32 видно, что в интервале температур
300-1700 К, характерных для пожара, величина коэффициента
теплопроводности уменьшается с ростом коэффициента избытка
воздуха а. Например, при температуре Т= 1100 К величина X
равна 0,117 Вт • м"1 • К'1 при а = 0,5; 0,083 Вт • м'1 • К'1 при а = 1,0
и 0,079 Вт • м'1 • К’1 при а = 2,0, что составляет расхождение
в 30 % для значений X при а = 0,5 и а = 2,0 и в 5 % - при а = 1,0
и а = 2,0.На рис. 3.33-3.36 представлены величины коэффициен¬
тов взаимной диффузии Д, (м2 * с"1) в зависимости от темпе¬
ратуры при различных значениях а для газовой фазы про¬
дуктов сгорания древесины и древесных отходов. Значения
Djj приведены для следующих взаимных пар: N2 - Н2О;N2 - С02; С02 - N2; С02 - Н20; Н20 - N2; Н20 - С02, т. е.
для молекул N2, СО2, Н2О.
19870011001500 1900
Температура Т, К23002700Рис. 3.27. Зависимость коэффициентов вязкости, теплопроводности
и составляющих коэффициента теплопроводности газовой фазы
продуктов сгорания древесины от температуры при а = 0,5:1 Л'нтн’ 2 — btocm ’10 , 3 XвНутр "10,4 TJ, 5 •Яхю»
199Температура Т, КРис. 3.28. Зависимость коэффициентов вязкости, теплопроводности
и составляющих коэффициента теплопроводности газовой фазы
продуктов сгорания древесины от температуры при а = 0,75:1 ^полн' 2 /1пост '10 , 3 Двнутр ‘10,4 TJ,5 ^xt/.u
2001412<м510 о
£86420300 700 1100 1500 1900 2300 2700 3000Температура Т, КРис. 3.29. Зависимость коэффициентов вязкости, теплопроводности
и составляющих коэффициента теплопроводности газовой фазы
продуктов сгорания древесины от температуры при а = 1:tam> 2 Ьюст ' № » 3 — ^-вНутр '10,4 Т],5 ^хим>6 - табличные данные для дымовых газов [28]Коэффициент вязкости г\ -105,
201300 700 1100 1500 1900Температура Т, К230027003000Рис. 3.30. Зависимость коэффициентов вязкости,
теплопроводности и составляющих коэффициента теплопроводности
газовой фазы продуктов сгорания древесных отходов
от температуры при а = 1 и W = 50 %:101; 3 - тР ■ 10*; 4 - tj; 5 -1 -) ' 2-)1 '*гнпн> * 'чюст
20211001500 1900
Температура Т, К230027003000Рис. 3.31. Зависимость коэффициентов вязкости,
теплопроводности и составляющих коэффициента теплопроводности
газовой фазы продуктов сгорания древесных отходов
от температуры при а = 1 и W = 15 %:1 ~ ^1юлн> 2 — Л,10Ст • 10 ', 3 — Лвнутр • 10 , 4 — TJ, 5 — Луим
Коэффициент теплопроводности X, Вт ■203Температура Т, КРис. 3.32. Зависимость коэффициента теплопроводности
газовой фазы продуктов сгорания древесины от температурыпри различных значениях а:1	- а = 0,5; 2 - а = 0,75; 3 - а = 1,0; 4 - а = 1,5; 5- а = 2,0;
		 табличные значения для дымовых газов [28]
300 700 1100 1500 1900 2300 2700 3000Температура Т, КРис. 3.33. Зависимость коэффициентов взаимной диффузии
газовой фазы продуктов сгорания древесных отходов
от температуры при а = 1 и W = 50 %:1-N2- Н20; 2 - Н20 - N2; 3 - СО2- Н20;4 - Н20 - С02; 5-СО 2- N2; 6 -N2- С02
300 700 1100 1500 1900 2300 2700Температура Т, КРис. 3.34. Зависимость коэффициентов взаимной диффузии
газовой фазы продуктов сгорания древесных отходов
от температуры при а = 1 и W = 15 %:1-N2-Н20; 2 - Н20 - N2; 3 - СО 2- Н20;4 - Н20 - С02; 5 - С02 - N2; 6-N2~ СО23000
Коэффициент взаимной диффузии Dy 10*. м2 ■206Температура Т, КРис. 3.35. Зависимость коэффициентов взаимной диффузии
газовой фазы продуктов сгорания древесины
от температуры при а = 0,5:1-N2- Н20; 2 - Н20 - N2; 3-С02- Н20;4 - Н20- С02; 5-СО 2- N2; 6-N2- С02
300 700 1100 1500 1900 2300 2700 3000Температура Т, КРис. 3.36. Зависимость коэффициентов взаимной диффузии
газовой фазы продуктов сгорания древесины
от температуры при а = 1,0:1-N2- Н20; 2 - Н20 - N2; 3-С02- Н20;4 - Н20 - С02; 5-СО 2- N2; 6-N2- С02В табл. 3.5 приведены значения коэффициентов вза¬
имной диффузии Dy для пар: СО2 - Н2О и СО2 - N2.
208Таблица 3.5Коэффициенты взаимной диффузии для пар,
образованных молекулами С02, Н20, N2Влажность W, %Коэффициент избытка воздуха аТемпера¬
тура Т, К50150,51,01,52,0Коэффициент взаимной диффузии Д:о2-н2о • Ю4, м2 •с17001,01,01,01,01,11,111002,72,42,32,42,42,515004,64,24,14,04,14,2Коэффициент взаимной диффузии A;o2-n2 ' Ю4, м2 • с'17000,750,740,720,720,750,7611001,71,61,51,61,61,015003,12,92,72,72,72,8Из рисунков и таблицы видно, что с увеличением влаж¬
ности коэффициенты взаимной диффузии увеличиваются
на 5-10 %. С ростом коэффициента избытка воздуха коэффи¬
циенты взаимной диффузии незначительно увеличиваются.Таким образом, с изменением влажности и коэффици¬
ента избытка воздуха происходит изменение коэффициентов
переноса газовой фазы продуктов сгорания древесины, кото¬
рые необходимо учитывать при соответствующих расчетах.В табл. 3.6 и 3.7 приведены литературные данные,
которые могут быть полезны для решения практических
нормативных задач.Таблица 3.6Удельный выход (потребление) газов при горении веществ и материаловВещество или материалУдельный выход (потребление) газов
L„ кг • кг'1"соLсо.L^НС1Хлопок0,00520,572,3-Лен0,00390,361,83-Хлопок + капрон (3:1)0,0121,0453,55-Турбинное масло ТП-220,1220,70,282-Кабели АВВГ0,11--0,123Кабели АПВГ0,150--0,016
209Окончание табл. 3.6Вещество или материалУдельный выход (потребление) газов
L„ кг • кг'1LcoоооLо2LHClДревесина0,0241,511,15-Керосин0,1482,923,34-Древесина, огнезащищенная препара-
гом СДФ-5520,121,961,42_Таблица 3.7Дымообразующая способность веществ и материаловВещество или материалДымообразующая
способность Д
Нп • м2 • кг'1ТлениеГорениеБутиловый спирт-80Бензин А-76-256Этилацетат-330Циклогексан-470Толуол-562Дизельное топливо-620Древесина34523Древесное волокно (береза, осина)323104ДСП, ГОСТ 10632-7776090Фанера, ГОСТ 3916-65700140Сосна .759145Береза756160Древесно-волокнистая плита (ДВП)879130Линолеум ПВХ, ТУ 21-29-76-79200270Стеклопластик, ТУ 6-II-10-62-81640340Полиэтилен, ГОСТ 16337-701290890Табак “Юбилейный”, 1 сорт, W = 13 %240120Пенопласт ПВХ-9, СТУ 14-07-41-6420901290Пенопласт ПС-1-20020501000Резина, ТУ 38-5-12-06-681680850Полиэтилен высокого давления ПЭВФ1930790Пленка ПВХ марки ПДО-15640400Пленка марка ПДСО-12820470Турбинное масло-243
210ГЛАВА 4ТЕПЛООБМЕН ОЧАГА ПОЖАРА
СО СТРОИТЕЛЬНЫМИ КОНСТРУКЦИЯМИПо качественному характеру и количественным вели
чинам сложный теплообмен очага пожара со строительны
ми конструкциями различной ориентации можно разделит]
на два вида: при локальных и при объемных пожарах.При локальных пожарах (в начальной стадии пожара
сложный теплообмен носит аддитивный характер. При объ
емных пожарах - неаддитивный характер. Переходный ре
жим сложного теплообмена от аддитивного к неаддитивном]
характеру при пожарах, переходящих из локальньп
в объемные, начинается с окончанием начальной стадии по
жара /нсп и заканчивается при значении Bu = 1, что соответ
ствует значению среднеобъемной температуры Т « 400 °С.Тепловое взаимодействие очага локального пожар<
с горизонтальными конструкциями покрытий подчиняется
общей схеме взаимодействия неизотермической струь
с преградой. Причем это взаимодействие, в силу аддитивно
сти сложного теплообмена, рассматривается отдельно
от лучистого теплообмена очага пожара с этими конструк
циями. При объемном пожаре в развитой его стадии эта за
кономерность продолжает работать, но уже с учетом неад¬
211дитивности сложного теплообмена до условного времени
развития пожара tn, определяемого по формуле (2.43) и
соответствующего началу затухающей стадии пожара.
В затухающей стадии пожара тепловое воздействие очага
пожара с горизонтальными и вертикальными конструкциями
имеет качественный характер, свойственный процессу теп¬
лообмена очага пожара с вертикальными конструкциями.Для горизонтальных конструкций очевидно, что кон¬
вективная составляющая сложного теплообмена носит вы¬
нужденный характер (вынужденная конвекция), за исклю¬
чением затухающей стадии пожара.Для вертикальных конструкций необходимо оценить
вклад вынужденной и естественной конвекции в сложный
теплообмен. Чтобы определить вид конвективной состав¬
ляющей сложного теплообмена очага пожара с вертикаль¬
ными строительными конструкциями, найдем величину от¬
ношения максимальной скорости потока жидкости в погра¬
ничном слое, вызванного естественной конвекцией Umax,
к максимальной скорости вынужденного потока опускного
течения на вертикальной поверхности UmaXs, образующегосявследствие взаимодействия конвективной колонки со строи¬
тельными конструкциями.Величину (Ущах для условий естественной конвекции
можно определить из соотношения [10]. По данным диффе¬
ренциального метода моделирования динамики пожара
[2-4], величина максимальной скорости опускного течениядля адиабатических условий составляет UmdL4 ~ 0,1 д/gZ.С использованием данных исследований взаимодействия
струи с изотермической поверхностью ее можно определитьиз соотношения итаХв ~ 0,05 ^JgL .
212В диапазоне изменения высоты помещения L от 3
до 12 м при значениях средней температуры газовой среды
в очаге пожара Т = 500-1000 °С величина Umax/UmaXB ~ 6-10.Отношение чисел Нуссельта, определенных по законам
естественной (Nu) и вынужденной (NuB) конвекции, со¬
ставляет примерно 8,5-12,5 при Т = 500 °С и 6-8 при
Т= 1000 °С.Величины отношений Um2iX/UmaXB и Nu/NuB позволяютпринять модель сложного теплообмена с естественной кон¬
векцией при определении тепловых нагрузок для верти¬
кальных конструкций в условиях пожара.Анализ характерных времен процесса прогрева основ
ных строительных конструкций tK = А2/а и процесса тепло-лобмена t = 5 /v позволяет определить диапазон изменения
отношений этих характерных времен tjt = 5-100 при изме¬
нении Т= 50-1000 °С, что дает основание использовать при
решении нестационарных задач прогрева строительных
конструкций при пожаре законы теплообмена, полученные
из решения стационарных задач.4.1.	Теплообмен строительных конструкций
в условиях начальной стадии погкара
и при локальных погкарахДля негорючих вертикальных конструкций, а также
строительных конструкций, изготовленных из сгораемых
материалов и нагретых до температур ниже температуры их
термического разложения, средний коэффициент теплоот¬
дачи конвекцией определяется по традиционным методам
естественной конвекции [1] из соотношенияacp = (^/tf)0,135(GrHPr)l/3,	(4.1)
213где Я- высота конструкции, м; X - коэффициент теплопро¬
водности газовой среды, Вт • м'1 • К'1; GrH = #Р(Г- Tw)H3/v2 -
число Грасгофа; g - ускорение свободного падения, м • с'2;
Р а \/Т - коэффициент термического расширения, К'1;
Т - средняя температура газовой среды в объеме помеще¬
ния, К; Tw - температура поверхности, К; v - вязкость
газовой среды, м2 • с’1.Определяющей температурой, по которой по справочным
данным находятся значения X и v, является Тощ> = (Т+ Tw)/2.Для конструкции пола, находящейся за пределами очага
пожара, асрп = 1,3 аср. В качестве определяющего размера дляконструкции пола принимается меньшая его сторона.Соотношение (4.1) справедливо для значений (GrHPr) > 108.Плотность конвективного теплового потока можно
определить из соотношенияqK=a CPi(T-T„),	(4.2)где аср< - коэффициент теплоотдачи /-й конструкции (сте¬
ны или пола).При значении (Т - Tw) > 0 конструкция нагревается га¬
зовой средой, при (T-Tw)< 0 - охлаждается.В начальной стадии пожара конструкция пола охлаж¬
дается за счет конвективного теплообмена, так же как
и конструкция стен ниже тепловой подушки, образующейся
от взаимодействия очага пожара с конструкциями покрытий
(перекрытий). В зоне тепловой подушки конструкция стены
нагревается.Границы применения традиционных методов конвек¬
тивной теплоотдачи по времени развития пожара для конст¬
рукций, выполненных из горючих и трудногорючих мате¬
риалов, определены из решения нестационарного уравнения
214Фурье с использованием экспериментально полученных за-
висимостей qw =flj) и T=J[t) для НСП. Время tn.K, в течение
которого для конструкций, выполненных из горючих или
трудногорючих материалов, справедлива зависимость естест¬
венной конвекции (4.1), определяется из выраженияTn.*=^(Tnw-T0)2\avK(0,0105ЛVТ,+о у+ 0,0118/ \ 2
<тп-т0лт,о у0,006'ТП-Т0ЛVТг+о УГ+ 0,04Т„ -Т(\п0\Т,оУ-](4.3)где ТПц;, Тп - значения температур соответственно поверхности
конструкции и среднеобъемной, при которых начинается тер¬
мическое разложение материала, К; Xw, aw - теплопроводность,11	2 1
Вт • м’ • К', и температуропроводность, м • с', материала кон-Нструкции при (Т„п + Т0)/2- к = cpTuGJFw\ G, = рВ, — (gH)0’5; В, =2= 4/тУПп; Fw - общая поверхность конструкций, м , F— площадь
пола, м ; Пп - периметр помещения в плане, м.Если при расчете по соотношению (4.3) значение
времени получается больше, чем продолжительность
НСП, за время tn K принимают значение продолжительно¬
сти НСП, tn.K = /Нсп.Для строительных конструкций, выполненных из го¬
рючих и трудногорючих материалов, после начала их тер¬
215мического разложения (t > tn к) необходимо учитывать мас¬
сообменные процессы, происходящие на поверхности (по¬
ток продуктов термического разложения) [10].Тепломассообмен в условиях естественной конвекции
на вертикальных конструкциях при наличии горения в по¬
граничном слое описывается системой интегральных урав¬
нений, в которую входят уравнения движения, энергии и
диффузии кислорода в пограничном слое, при наличии “сто¬
ка” кислорода, идущего на горение продуктов термического
разложения материала конструкции.Решение системы этих интегральных уравнений [10] при
допущении, что перенос энергии за счет изотермической
диффузии, бародиффузионный перенос тепла, диффузионная
теплопроводность пренебрежимо малы по сравнению с кон¬
вективным переносом тепла и тепловым эффектом реакции
горения, и допущении об оптически тонком пограничном слое
имеет вид с учетом, что при пожаре можно принять
£=l,Pr=l,Sc=l,Nu = 0,2Gri/з1 +X1HTn-Tw)i/з(1 + KT)>1/32,14(1 + kt) + 1где безразмерный параметр кт(4.4)mK-mwс оха¬рактеризует влияние процесса горения в пограничном слое
на теплообмен; Nu = аН/Х - число Нуссельта; рт =М2/Мх	концентрационный коэффициент рас-\ + (М2/ А/, -1)тширения; m^ - концентрация окислителя газовой среды
216m^ = 0,23); mw - концентрация окислителя на поверхности;г| - коэффициент полноты сгорания; Q„ - низшая тепло¬
творная способность продуктов термического разложения
сгораемого материала конструкции, кДж • кг'1; ср - тепло¬
емкость газовой среды пограничного слоя при постоянном
давлении, кДж • кг'1 • К'1; - температура сгорания газовой
среды в пограничном слое, = 1273 К.Скорость распространения продуктов горения в по¬
граничном слое, влияющая на скорость переноса газообраз¬
ных продуктов в объеме помещения, определяется из соот¬
ношенияU = 1,591 +Pm ~ Щ,
В Т -ТК х оо w1/2X1-3,15 + 2,15- mwЛбн 	с„ (Тх -TJ(\-mw)X-11/2Я1/2(4.5)Для определения лучистой составляющей сложного теп¬
лообмена используется модель лучистого теплообмена между
плоскопараллельными бесконечными пластинами [10]Я nR =11 1— + —ао1/ТV00V100ут лWV100//1где 8Г, - степень черноты соответственно газовой среды
пограничного слоя и поверхности конструкции, определяе¬
мая согласно закону Бугера-Ламберта ег =1 - е'к/.Приведенная длина / = 1,85/, где dt- толщина теплово¬
го пограничного слоя
217PmKo-”QWr.-rj-i/б6, = 2,93Gr;l/6 1 +X1-1/6X2,14(1+ kt) + 1x .(4.6)Значения плотности теплового потока, полученные
на основе приведенных выше соотношений, отличаются
на 6 % от максимального экспериментального значениямент проводился на вертикальной деревянной конструкции
высотой Н= 2,5 м, при этом концентрация О2 на поверхно¬
сти mw = 0,01. Как показали проведенные расчеты, доля лу¬
чистой составляющей от суммарной плотности теплового
потока составила 60 %, доля плотности теплового потока
за счет процесса горения в пограничном слое - 30 % и доля
конвективной составляющей - 10 %.При анализе лучистого теплообмена в условиях ло¬
кального пожара или в его начальной стадии необходимо
учитывать неоднородности по температуре и оптическим
свойствам излучающей газовой среды (факела пламени).Излучение от локального очага горения в произвольную
точку пространства складывается из излучений всех элемен¬
тарных его объемов. Распределение температуры по оси сво¬
бодного факела хорошо описывается соотношениеми на 9 % от минимального при qcp = 30 кВт • м'2. Экспери-max0,3 + 3,35е(4.7)\ У max )где Гтах - можно определить из табл. 4.1; >>тах - определяет¬
ся по приближенному соотношению утах = (Р ~ Диа_
метр очага).
218Таблица 4.1Значения максимальной температуры Г,,,,,Материал
пожарной нагрузкиTmax, КМатериал
пожарной нагрузкиТmax, КАцетон1420Изопентол1380Керосин1360Изопрен1340Бензин1370Пропанбутол1340Бутиловый спирт1370Изопропанбензол1350Бензол1380Древесина1370Трансформаторное масло1380Торф1380Машинное масло1360Антрацит1570Мазут1330Распределение температуры вдоль радиуса факела
пламени согласно экспериментальным данным= 2,5 гу-5 г? + 5 гу4-\,5гу\	(4.8)где г = 2Ry/D - относительный радиус; Т/- температурана внешней вертикальной границе пламени, при h <2,3 7} =
= 0,82Tmax и при h > 2,3 Т/- 0,4Го.Коэффициент ослабления газовой среды определялся
из выраженийк = 1,6 • ШгТ{х,у, Z) - 0,5 для Т> 773 К;
к = 1,54 • 10'3Т(х,у, z) - 0,45 для 293 К < Т < 773 К. (4.9)
Расчет излучения от локального очага с учетом рас¬
пределений (4.7)-(4.9) позволяет определять с помощью
ЭВМ плотность падающего лучистого теплового потока
в произвольную точку пространства.Плотность лучистого теплового потока, поглощенного
объемом произвольной ориентации относительно локально¬
го очага пожара, определяется из соотношенияЯпR = sw(qR-aT4w),	(4.10)
219где zw - степень черноты поверхности; qR - плотность па-Степень воздействия очага локального пожара на вер¬
тикальные конструкции и различные объекты, приводящегок усилению пожарной опасности и нежелательным послед¬ствиям, связанным с потерей устойчивости конструкций,
загоранием соседних с очагом предметов и т. п., главным
образом зависит от максимальной величины плотности па¬
дающего лучистого потока, которую можно выразить для
случая, когда вертикальная конструкция находится за факе¬
лом, в виде следующего уравнения:где А и В являются сложными функциями от Bu = kD; Т/ -
эффективная температура пламени, характеризующая сово¬
купное излучение всех его элементов по направлениям из¬
лучения.Для значений Bu < 1 по данным численных экспери¬
ментовВ интервале значений 1 < Bu < 14 величину мож¬
но определить из выражения (4.11), используя для нахожде¬
ния коэффициентов А и В данные рис. 4.1.С использованием соотношений (4.11)—(4.13) были по¬
лучены данные для нахождения предельных значений разры¬
вов между размещениями пожарных нагрузок при определе-дающего лучистого потока, кВт • м’2.(4.11)/ \1,6Ви-3,5
[ X )(4.12)а для Bu > 14/ 1,65(4.13)
220нии категорий помещений, зданий и наружных установок
по взрывопожарной и пожарной опасности (НПБ 105-03).Рис. 4.1. Зависимость коэффициента А и показателя степени В,
используемых в уравнении (4.74) от величины Ви для определения
падающих лучистых потоков в плоскость пола:1 - показатель степени В; 2 - коэффициент АВ зависимости от величины критической плотности
подающих лучистых потоков qKp (кВт • м"2) для пожарной
нагрузки, состоящей из горючих твердых материалов, зна¬
чение предельных расстояний /пр (м) для категории В4 мож¬
но найти из табл. 4.2.Таблица 4.2Зависимость предельных расстояний /пр от величины
критической плотности подающих лучистых потоков ^крq,ф, кВт • м'25101520253040501286543,83,22,8
221Значения /пр, приведенные в табл. 4.2, рекомендуются при
минимальном расстоянии от поверхности пожарной нагрузки
до нижнего пояса ферм перекрытий (покрытий) Н> 11 м.При значениях Н < 11 м предельное расстояние можноопределить как /* = /пр + (11 -Н).Значение qKp для некоторых горючих материалов по¬
жарной нагрузки приведены в табл. 4.3.Таблица 4.3Минимальная интенсивность облучения для твердых сгораемыхматериалов qKpМатеРиалq*p, кВт • м'2, пРи прюдолжи-
тельности облучения, мин3515Древесина (сосна влажностью 12 %)18,816,913,9Древесно-стружечные плиты, р = 417 кг - м'213,911,98,3Торф брикетный31,524,413,2Торф кусковой16,614,359,8Хлопок (волокно)11.09,77,5Слоистый пластик21,619,115,4Стеклопластик19.418,615,3Пергамин22.019,7517.4Резина22,619,214,8Уголь-35,035,0Рулонная кровля22,019,7517,4Сено, солома (при минимальной влажности до 8 %)10,58,47,0Если пожарная нагрузка состоит из различных горю¬
чих материалов, то значение qKp определяется по материалу
с минимальным значением qKp.Для пожарной нагрузки, состоящей из ЛВЖ или ГЖ,
рекомендуемое расстояние /пр между соседними участками
размещения (разлива) пожарной нагрузки можно опреде¬
лить из соотношений при Н> 11 м /пр > 15 м, при Н < 11м
/пр> (26-Я) м.
222Величину максимальной плотности падающего лучи¬
стого потока в элемент конструкции, нормаль к которой на¬
правлена к оси пламени в области изменения расстояния
О < х < 0,5D, можно представить в виде уравненияг\\0,88—D/^Mmax = ]’55 еХРПри значении Bu > 144адта* = °>78ст7тах expf-0,88^-V	и JAuTJ(0,5)~B.(4.14)(4.15)Плотность максимального падающего теплового потока
на элемент вертикальной конструкции с нормалью, направ¬
ленной от оси факела, может быть определена из соотношения?*(-,)гаах =!’55 ехрл-0,88VDуAgTj (0,5)~в х/2-ехрл1,39VD(4.16)Для факела со значением Bu > 14 соотношение (4.16)
принимает вид= °’78стГтах ехрг\-0,88VD2-ехр^ х ^1,39 —DV/(4.17)Тепловое воздействие очага пожара с горизонтальными
конструкциями покрытий в неаддитивной постановке рас¬
смотрено в разд. 4.2, посвященном теплообмену при объем¬
ных пожарах. Для такого вида пожаров принято распреде¬
ление температуры по толщине пограничного слоя, соот¬
ветствующее значениям Re* > 105.
223В отличие от объемных, при локальных пожарах кон¬
вективный и лучистый теплообмен являются аддитивными,
значение Re* может быть меньше 105, что отражается на ха¬
рактере теплового и гидродинамического взаимодействия.В основу исследований этих процессов в НСП (или
при локальных пожарах) был положен модельный экспери¬
мент с последующей проверкой полученных результатов
на крупномасштабных фрагментах [10]. Эти эксперимен¬
тальные исследования показали, что существует достаточно
хорошая сходимость общих закономерностей взаимодейст¬
вия потока над очагом горения и вынужденной струи с нор¬
мально расположенной поверхностью, несмотря на сущест¬
венные качественные различия в структуре этих потоков.
Верхняя граница переходного течения для конвективной
колонки г = 2,4 больше, чем полученная для вынужденной
струи, что указывает на большую устойчивость потока в по¬
граничном слое при движении высокотемпературных неизо¬
термических газов.Профиль температур в пристенном пограничном слое
для области ускоренного течения, полученный эксперимен¬
тально, хорошо описывается соотношениемТ-Тw -1,5( \ ( л3Т - Ту8,-0,5У
\8ij(4.18)m w	\ t /Распределение (4.18) является менее заполненным,
чем принятое для модели развитой стадии пожара. Решение
для конвективного теплообмена получено как частное
из общего решения для условий объемного пожара, с уче¬
том выражения (4.18) и при значениях N = 0, Pr = 1.Для области ускоренного течения
224Nuar= 0,835 Re?’5 1 I (1 + Ff0’62. (4.19)кV JВ критической точке (г = 0) значение числа Нуссельта
определяетсяВ области основного течения соответствующая крите¬
риальная зависимость определяется из выражения (4.68)
при NT = 0. В области переходного течения безразмерный
коэффициент теплообмена определяется из уравнения
(4.70), где Nui* соответствует выражению (4.19), при г = 1и Nu2,4* - из выражения (4.68) при г = 2,4 и iVT = 0.При разработке инженерных методов расчета падаю¬
щих лучистых потоков в нормально расположенную гори¬
зонтальную поверхность следует рассматривать два харак¬
терных случая:светящаяся зона факела пламени достигает перекры-тия: h >Н!утш<2Хвысота светящейся зоны ниже перекрытия h >2,3.
Плотность падающего лучистого потока в лобовую
точку перекрытия при h < 2,3 определяется с точностью
до 4 % из выражениягде 8ф - степень черноты факела, рассчитанная по излуче¬
нию на центр основания цилиндра; То - температура набе¬
гающего потока, определяемая из уравнения (4.7).При значении 6 > h >2,3 экспериментальные данные
с точностью до 6 % аппроксимируются зависимостьюNuK> = 0,835 Re°’5.(4.20)Чк=г^Т0\0№°'63),(4.21)qR = 0,78еф aTmaxh4	Г-1,65(4.22)
225Находим плотность падающих лучистых потоков
в перекрытие на расстоянии 0 < г < 6 от лобовой точки:9«г->0) = <7я ехр(-0,28 И~°лг),	(4.23)где qR определяют из выражения (4.21) или (4.22).Средняя плотность падающих лучистых потоков
в пределах характерных зон течения под горизонтальной
поверхностью перекрытия может быть найдена из следую¬
щих соотношений:область ускоренного течения (0 < г = г!г* < 1)=9я-(1-е~а);	(4.24)аобласть переходного течения (1 < г < 2,4)qRc=qR^—(\-e-lAa)-,	(4.25)ср 1,4 аобласть основного течения (г >2,4).-2,4а1_е-а(?-2,4)= 4r —~(4.26)'max*ср а(г- 2,4)В выражениях (4.24)-(4.26) а = 0,28 h ~0,2, где h = Н/угПри расчете прогрева горизонтальных стержневых
конструкций, попавших в зону факела, необходимо учиты¬
вать несимметричное тепловое воздействие факела на эти
конструкции. Очевидно, что нижняя поверхность стержне¬
вой конструкции испытывает более интенсивное тепловое
воздействие от очага пожара, чем верхняя.Для горизонтальных стержневых конструкций прямо¬
угольного сечения с высотой сечения А « Н плотность па¬
дающего лучистого потока в верхнюю поверхность опреде¬
ляется из выражения<7я(верх) = <7Л^°'57 •	(4’27)
Плотность падающих лучистых потоков в боковые по¬
верхности стержневых конструкций прямоугольного сече¬
ния можно определить какЯR(верх) ЯR(4.28)В работе [29] приведены результаты обобщения экс¬
периментальных данных о теплоотдаче в лобовую точку го¬
ризонтально расположенного круглого цилиндра, находя¬
щегося на оси факела пламени,£пра0ГТ Лг\100т\IVV100+X+ 0,7 — (Т - rw)vRe ,
К(4.29)к-4-где 8пр - приведенная степень черноты системы цилиндр
факел пламени (для стали snp = 0,35); Go = 5,67 Вт • м'
коэффициент излучения абсолютно черного тела;
Т = Гтах{0,3 + 235(tf/jw)U2expH,21(tf/jw)]} при0,1 < (Н/утах) < 2,6 - температура на оси факела пламени на
высоте размещения цилиндра относительно зеркала горения Я,
К; j’max = 1,1 Акв - координата на оси факела пламени, где Т =
Tmax; Tw - температура поверхности цилиндра, К; X - коэф¬
фициент теплопроводности газа при температуре Г,Вт • м'1 • К-1; R - радиус цилиндра, м; Re = (2RUH)/v - число
Рейнольдса; v - коэффициент кинематической вязкости газа
при температуре Т, м2 • с'1; Uu = t/max{ 1,58(Я/>’тги)|,32ехр х
х [-0,69(///утах)]} - скорость набегающего потока приФ	/	0,1 < Я/утах < 3,5, м • с*1; Umax = 2,15^jgD3KB - максимальная
скорость газового потока, м • с"1; D3Kв = л/(4 FJn) - эквива--1
227лентный диаметр очага пожара, м; Fn - поверхность зеркалагорения, м .При локальных пожарах и в начальной их стадии, ко¬
гда значения среднеобъемных температур сравнительно не¬
велики, решающим в процессе теплообмена между очагом
пожара и поверхностью материала пожарной нагрузки (по¬
верхностью пола) является лучистый теплообмен между
факелом и поверхностью этой нагрузки (или поверхностью
пола).Обработка экспериментальных данных этого процесса
теплообмена проведена в виде зависимости (4.11) с погреш¬
ностью, не превышающей 8 %.Анализ характера зависимостей А =ДВи) и В =у(Ви)
позволяет получить аналитические выражения для харак¬
терных величин Bu:для 0 < Bu < 1В целях проверки достоверности полученных резуль¬
татов по сложному теплообмену в условиях локальных
пожаров и в начальной их стадии, сходимости с реальными
условиями развития пожара проведено сравнение результа¬
тов с данными огневых испытаний на крупномасштабных
полигонных установках [10].Огневые испытания охватывают наиболее представи¬
тельные ситуации в диапазоне изменения величины h от 1,2
до 5,66.qR = О/ИВист^ —\U J(4.30)шахдля Bu > 14(4.31)
228Разница в значениях чисел Нуссельта, полученных
по экспериментальным данным, теоретически не превышает 6 %
в области лобовой точки и 12 % в зоне основного течения.Выше приведены выражения, позволяющие опреде¬
лять локальные максимальные значения плотностей па¬
дающих лучистых потоков от неоднородного факела пла¬
мени на конструкции различной ориентации.Средний по поверхностям коэффициент лучистой теп¬
лоотдачи в конструкции стен пола и перекрытия, находя¬
щиеся за пределами локального очага пожара, можно опре¬
делить по соотношениюоaR, -8пртV100\4у\Wj\100Jт-т.Vid,2V(4.32)И',где Т = Ттах при значениях Bu = kD < 6(D < 2,5 м) и Т =
= 0,9057’тах при Bu > 6(Z) > 2,5 м); i|/,(i,2) - диффузионный
средний по поверхности коэффициент облученности факела
пламени на строительные конструкции /-й ориентации.Величину коэффициента v|//(i,2) можно определить
из соотношенияW,2)= Hj/(L$D),	(4.33)где Hj - взаимно излучающая поверхность системы факел -
/-я поверхность, м , Ьф - высота факела, м; D - приведенный
диаметр факела, м.Взаимную излучающую поверхность системы факел -
i-я поверхность строительной конструкции можно опреде¬
лить по известным методам [1, 11].В частном случае при круговом развитии пожара D\ =
= Д> = 2Ut. Высоту факела принимают равной Ьф = 2,53D.
229При характерных размерах основания факела, соизмеримыхмежду собой, D = JDvD2 . Если один из размеров намногобольше другого, то в качестве размера D принимается
меньший из них.Плотность теплового лучистого потока в элементы
конструкции /-й ориентации (стена, пол, потолок) определя¬
ется из следующих выражений:для элементов поверхностей, расположенных соосно
напротив соответствующих поверхностей факела и равных
по площади,~ аr, (Т ~ Тщ);	(4.34)для других элементов поверхностей
Qr, = (а Rn + aRl2 )(Т ~ TWj),(4.35)где а д и aR - коэффициенты теплообмена, определяемые'2по соотношению (4.32).Средняя для всех поверхностей плотность лучистого
теплового потока может быть определена из соотношения11 ^ф— + —-■фп\-1ухаоvlOOy4 (т1Wrср_■100Faфп>Х(4.36)
230Если площадь факела мала по сравнению с суммарной
поверхностью облучаемых поверхностей F$ « (Fw. - Fn) =п= 1F.ТО<7яср - ефа0f j1 ЛvlOOyW.срV100yFaФп(4.37)1F.,пгде ^ Fw - суммарная поверхность всех тепловоспринима-iющих конструкций за вычетом площади очага пожара Fn.Средняя температура поверхностей определяется
из соотношенияпYf т/ J Wj WjТ =-1'vcpп(4.38)IXгде F - площади поверхностей стен, потолков и полов-л(за исключением площади очага), м ; Т - температура соот¬
ветствующих поверхностей, К.4.2.	СдоЯшый теплообмен в условиях
объемных погкаровПри анализе лучистой составляющей сложного тепло¬
обмена принято, что перенос лучистой энергии по газовой
среде пограничного слоя происходит по диффузионным за¬
конам (приближение оптически толстого слоя).
231Сложный теплообмен в условиях турбулентной естест¬
венной конвекции для объемных пожаров и негорючих
строительных конструкций описывается системой инте-Турбулентное касательное напряжение, конвективная
составляющая эффективной плотности теплового потока,
распределение скорости и температуры по толщине погра¬
ничного слоя приняты характерными для турбулентной
естественной конвекции [1]. Влияние переноса лучистой энер¬
гии сказывается на значении толщины пограничного слоя.В работе [10] приведено решение системы интеграль¬
ных уравнений (4.39) и (4.40) для модели оптически плот¬
ного пограничного слоя с оптически прозрачным подслоем
(по аналогии с моделью турбулентного пограничного слоя
с ламинарным подслоем).Радиационно-кондуктивное число для данной моделипограничного слоя N = (16я2а/ЗкДт)(7)3 -Т*) отражает вы¬
бранную модель: в выражении присутствует структурный
вид диффузионного характера переноса лучистой энергии
в оптически плотном пограничном слое и характера перено¬
са лучистой энергии в оптически прозрачном подслое, вы-3 3 граженного в определяющей температуре (7) -Tw). Темпе¬
ратура 7) является температурой газового потока в погра¬гральных уравнении, в которую входят:
интегральное уравнение движения(4.39)интегральное уравнение энергии(4.40)
232ничном слое на расстоянии приведенной эффективной дли¬
ны пути луча от поверхности (толщины оптически прозрач¬
ного подслоя). Решение, приведенное в работе [10], можно
упростить, практически не уменьшая его точности, исполь¬
зовав модель полностью оптически плотного пограничного
слоя. Такое решение позволяет определять плотность слож¬
ного теплового потока на вертикальной поверхности при
объемном пожаре. Ниже приведены основные соотношения.Критериальное уравнение для безразмерного суммар¬
ного коэффициента теплоотдачи при Pr = 1 имеет видi/зNu* = 0,2Gr*i/зэф12,14(1 + ЛМ + 1(1 + AU (4.41)g$(T-Tw)x3 аГ,3
	z-z	критерии Грасгофа; NT = 5,33(——V	чК.3.= 5,33 - —^ - турбулентное радиационно-кондуктивное
ВиХтчисло, отражающее модель полностью оптически плотного
пограничного слоя и уменьшающее температуру излучения
с Т до Tw.Турбулентный коэффициент теплопроводности можно
определить из соотношенияХт = 0,242/^GrfX,	(4.42)где кх - коэффициент, учитывающий влияние процесса лу¬
чистого теплообмена на профиль температуры у внешней
границы вязкого подслоя:кх = (»о - 1)е-°’,24(Ви'1)+1,	(4.43)где ко - коэффициент, учитывающий влияние лучистого теп¬
лообмена на турбулентный коэффициент теплопроводности
для газовой среды при Bu = 1, определяемый из уравнения
233где а(4.44)с - <28,8s [(Г/ЮО)4 -(Г /100)4х]\ 	—	гтг	 >Gr'l\T-Tw)\Коэффициент ослабления пограничного слоя /с6о для
газовой среды при Bu = 1 можно вычислить по формулеНа рис. 4.2 показана зависимость значений Bu, NT
и коэффициента ослабления газовой среды пограничного
слоя /с§ для вертикальных конструкций от значений средне¬
объемной температуры в очаге пожара для развитых стадий
объемного пожара.Значение Bu для горизонтальных строительных конст¬рукции при различных режимах течения можно определить
из выражениягде Bu - определяется по данным рис. 4.2; 5, - средняяVnтолщина теплового пограничного слоя для соответствую¬щих режимов течения, определяемая из соотношении, при-ничного слоя для вертикальной поверхности, определяемая
по формуле для Рг = 1:(4.45)Bu. = Bu	,5,(4.46)срведенных ниже, м; 5,ср - средняя толщина теплового погра-
234Ч = 1’75(14,7-x1,5) gm-TJ(6-x)1-1/6-1/6l + ;VT3[2,14(l + jVT) + l]
где л: = 103 [ 0,1 v2/g$(T - Tw)]1/3,(4.47)Значение NT для соответствующих режимов течения
у горизонтальной строительной конструкции находим
из соотношенияN, = NT^-
X.(4.48)где NT - число, определяемое по рис. 4.2; Хт - турбулентный
коэффициент теплопроводности для вертикальной поверх¬
ности (4.42), Вт • м'1 • К'1; Xj - коэффициент теплопро¬
водности жидкости у горизонтальной поверхности для раз¬
личных режимов течения, Вт • м'1 • К'1.В критической области течения, в ускоренной и пере¬
ходной областях Xj соответствует физическому значению те¬
плопроводности жидкости для определяющей температуры.Для автомодельного течения X= Хт и определяется
из выражения (4.69). В настоящей модели коэффициент
ослабления жидкости в пограничном слое, определяемый
из выражения = Ви,-/1,8 5, , значения которого для усло¬
вий объемного пожара приведены на рис. 4.2, можно вы¬
числить по формулек& = 0,14 + 3,5 • Ю'3?’.(4.49)
756050§ 40
а:Q>э-<0IO')3020108Средняя температура в очаге пожара Т,°СРис. 4.2. Зависимость коэффициента поглощения Kg, Nr и Ви
от средней температуры в очаге пожара для вертикальной конструкции:аппроксимация расчетных данных: 1 - для к$; 2 - для Ви = 1,8 KsS,; 3 - для NT;
х - значения к$, определенные по формуле (4.49) с использованием экспериментальных данных;А - значения Ви, определенные по выражению (4.46); □ - значения NT, определенные по формуле (4.48)ю
236Решения для гидродинамической задачи взаимодейст¬
вия очага пожара с горизонтальными конструкциями полу¬
чены из уравнения импульсов для осесимметричного погра¬
ничного слоя [10]. **иdb**	dUm | б тт + (25 + o)Um
dr	drWm(4.50)гдеS** =J гг1-U\иdy - толщина потери импульса; 8* =ишdy - толщина вытеснения; Um - скорость газо-0	V ~ т )вого потока на внешней границе пристенного пограничного
слоя, м • с’1; г - текущий радиус, м.Законы изменения скорости на внешней границе при¬
стенного пограничного слоя получены из анализа экспери¬
ментальных данных в следующем виде:для области ускоренного течения (0 < г = г/г* < 1)т( \г \У*з'и.1,5Г-0,5Г(4.51)для области переходного течения (1 < г < 2,4)2ит=и.чЗ/21-0,15--1
Vr. У(4.52)для области основного течения (2,4 < г < 6)
1,36г.т *	>(4.53)
237где U* - максимальная скорость на внешней границе погра¬
ничного слоя, м • с’1; г* — расстояние от критической точки
до точки, где Um = (Л, м; г = г!г*.Экспериментальные исследования позволили полу¬
чить выражения для (/* и г*( н V0,08\ -Углах )f Л0,63	(4-54)/ Я ЛU, = 0,92 U0г, = 0,51 у,шахV-Углах Jгде д^тах - координата точки на оси потока, в которой темпе¬
ратура максимальна, м; Uo - скорость набегающего потока,
м • с'1; //-высотаперекрытия, м.Скорость набегающего потока можно определить
из следующих соотношений:для 0,2 < Н - —— < 4,5•Углахгт _i ZQTT 771,32 -0,69#.СУ0 - 1,эосУтахг/ е >	(4.55)для4,5 < Н <6U0 =1,53-10”42оПЯ“3’33,	(4.56)где t/max = 2,5(gD)0,s - максимальная скорость в конвектив-1 2
ной колонке, м • с’ , с диаметром очага D = 2 Utucn, м ; U -скорость распространения пламени по поверхности мате¬
риала пожарной нагрузки, м • с"1;Q0=y\Mn^Qlгде Qo - тепловыделение очага пожара, Вт; г| - коэффици¬
ент полноты сгорания; М - скорость потери массы материа-
238^ 1да пожарной нагрузки, кг • м" • с' ; Q £ - низшая теплотвор¬
ная способность материала пожарной нагрузки, Дж • кг’1;.Ушах = 1 ? 1£), М.Решение уравнения (4.50) дает следующие выражения
для толщины гидродинамического пограничного слоя:
в области ускоренного течения1,84г.5 =(Re0,5*1--2 %\
Г1.2(4.57)Vув области переходного течения
1,68г,(1 + 0,78г) .Re?’5в области основного течения(4.58)0,038 Re-2/13 -15/13++ 8,9где Re* =6,15
Re,°>576
U,rt0,105ЛVRe0,154-2,5J13/15(4.59)Тепловое воздействие очага пожара с горизонтальны¬
ми конструкциями в области ускоренного течения с учетом
диффузионной модели передачи лучистой энергии описы¬
вается следующим уравнением:-Тт — г \udy + -—Г [UTdy = - а(1 + N)—
г т dr I г dr I у	dyо(4.60)
239Уравнение (4.60) решалось при температурном про¬
филе, характерном для затопленной, осесимметричной
струи, набегающей перпендикулярно на пластину,Т-ТWТ„-Т= 2,5mw-5+ 5f ^4
zv6/y-1,5r \5
У8,(4.61)Jи найденном экспериментально законе затухания темпера¬
туры по координате г, в диапазоне 0 < г <6:Tm - Т„ = (То - Tw)( 1 + г f162,	(4.62)где Го - температура набегающего потока.Решением уравнения (4.60) с учетом выражений (4.61)
и (4.62) и при значении Рг = 1 является критериальная зави¬
симость для определения безразмерного суммарного коэф¬
фициента теплоотдачи' Л	Re?’5Nu, =Т -Т
Vo w у= 1,4Х(Т0) (1 + 0,23//)(1-г2/3)'а(1 + N),(1 + г)0’62где N - радиационно-кондуктивное число.’3	грЗ= 5,33^5,;(4.63)аГN=533 wBuA,51 = 0,97(1 + 0,237V)5 - толщина теплового пограничного
слоя; 5 - толщина гидродинамического пограничного слоя,
определенная по уравнению (4.57).При решении вопроса о тепловом воздействии очага
пожара на горизонтальные перекрытия определяющей явля¬
ется критическая точка, в которой тепловой поток имеет
максимальное значение. Для критической точки критери¬
альное уравнение имеет вид
240Nu* = l,4Re*,5+ 2,5Bu(4.64)ctTгде N,=5,33—^r,.AТепловое взаимодействие очага пожара с горизон¬
тальными конструкциями в области автомодельного тече¬
ния при диффузионной модели переноса лучистой энергии
описывается уравнением-Тя-—г \lJcty + ——r \UTdy = ^(\ + NT). (4.65)
г dr ' г dr J	ср рПри решении уравнения (4.65) приняты следующие
распределения скоростей. Профиль скорости в пограничном
слое для>> < 5 по закону 1/12, в струйном течении при у > 5,
где справедливы законы свободных затопленных струй, ис¬
пользован профиль ШлихтингаUUm1-у-Ьл3/2VУ(4.66)где b = (В - 5) - толщина струйного пограничного слоя; В -
суммарная толщина пристенного и струйного пограничных
слоев.Анализ экспериментальных исследований позволил
получить зависимость суммарной толщины ВВ/утах = 0,24(Я/у™*)0-18 г °'46.	(4.67)Изменение скорости на границе пристенного погра¬
ничного слоя определяется по формуле (4.53), интенсив¬
ность затухания температуры вдоль радиуса - по уравнению
(4.62). При данных условиях решение уравнения (4.65) для
2,4 < г < 6 имеет следующий вид для суммарного безраз¬
мерного коэффициента теплоотдачи и при Pr = 1:
2410,0109Re°'85 РгГ1 «Г1/12 (1 + r)~°-62
Nu*=	=оХ5ё2/13 	*	О + Л^т). (4-68)62/l3где 5 = 51 г, - определяется из формулы (4.59); Рг, -турбулентное число Прандтля (Рг,« 0,5);С,= — = \Мент~2Л){\ + 0,005jVt);Ъ = -ОД 45 + 0,085 lg Re,при iVT = от 2 до 40, 7 — от 2,4 до 6, Re, - от 103 до 107.Турбулентный коэффициент теплопроводности, вхо¬
дящий в выражение для турбулентного радиационно-кон-
цуктивного числа, находим из соотношенияRe0,85Pr-1C1/12 6
=0,007*, *-0,85^3 И	(4-69)где значение кх определяется из уравнения (4.43);су 7^з/с0=14,6—-(Tm-Tw); quR - плотность результирующегоЯпRизлучения, определяемая в соответствии с законами излуче-
шя через прозрачные газовые среды [ 1, 10]; Тт- определя¬
ется из выражения (4.62); 5, - из уравнения (4.63).В области переходного течения критериальная зави¬
симость для локального значения Nu* имеет видNu* = Nui * - 0,71 4(Nu2,4* - Nuj *) ++ 0,714(Nu2,4*-Nui*)r ,	(4.70)де Nuu - значение критерия Нуссельта, определяемое□ выражения (4.63) при г = 1; Nu2,4*~ то же в точке г = 2,4,пределяемое по формуле (4.68).Экспериментальные исследования теплообмена очага
ожара со строительными конструкциями были проведены
а фрагментах зданий, различающихся между собой разме¬
242рами и характером расположения оконных и дверных про¬
емов в следующих диапазонах изменения основных парамет¬
ров: объем помещения 1,7-216 м3; площадь пола 1,44—36 м2;
отношение площади проемов к площади пола 0-33 %. В ка
честве пожарной нагрузки использовали древесину разных
пород с влажностью 15-18 %, органическое стекло и керо¬
син. Диапазон изменения удельного количества пожарной
нагрузки (qK - отношение общего количества пожарной на¬
грузки к суммарной площади тепловоспринимающих по¬
верхностей), состоящей из твердого горючего материала,
составил 0,8-14,4 кг • м'2.Результаты экспериментальных исследований приве¬
дены в разд. 4.4.4.3.	Тепловое воздействие погкара
на наружные стены с внешней стороныТребования федеральной программы “Энергосбереже¬
ния” вызвали необходимость применения новых конструк¬
тивных систем в области наружной теплоизоляции зданий,
в том числе применения горючих материалов в качестве
утеплителей (пенополистирола, пенополиуретана и др.),
а следовательно, и решения вопросов, связанных с конст¬
руктивной пожарной опасностью.С этой целью были проведены испытания ЦНИИСК
им В.А. Кучеренко и ВНИИПО МЧС России на открытом
полигоне ВИТУ км. М.О. Комаровского (Санкт-Петербург)
и в закрытом отапливаемом корпусе комбината железобе¬
тонных изделий ЗАО “Златоустметаллургстрой” (г. Злато¬
уст Челябинской области).Полученные исходные результаты крупномасштабных
испытаний позволили сформулировать метод прогноза про¬
грева горючего утеплителя, покрытого негорючим защит¬
243ным слоем [30], что является в данном случае важным эле¬
ментом для последующего определения пожарной опасно¬
сти рассматриваемой строительной конструкции.Испытания в г. Златоусте проводились на фрагменте
трехэтажного элемента здания. Фрагмент здания представ¬
ляет собой прямоугольное сооружение размером в плане
3,2x3,2 м, общей высотой 8,5 м.Очаг пожара моделировался на первом этаже. Нагрузка
состояла из деревянных брусков сечением не более 50x80 мм
в количестве G = 50 кг • м' , что составило 450 кг древесины
при условной продолжительности пожара tn = 0,3 ч, опреде¬
ленной по соотношениям разд. 2.3.2.Принятые параметры q и tn позволяют переносить ре¬
зультаты испытаний на жилые здания и подавляющее
большинство общественных зданий.Перед началом испытания деревянные бруски высу¬
шивались до эксплуатационной влажности. Для исключения
начальной стадии пожара воспламенение производилось
практически одновременно в пяти точках (по углам и в цен¬
тре) с использованием керосина.На этом фрагменте была проведена серия из 10 испы¬
таний. Анализ результатов этих испытаний позволил вывести
: средние величины характеристик, необходимые для опре-I	деления граничных условий и отличающиеся от соответст¬
вующих значений для каждого испытания в пределах до-
шустимых требований [31]. В первые 15 мин испытаний от¬
личие средних по 10 испытаниям значений температуры
выходящих из проема очага пожара газов не превышало
! 10 % от этих значений для отдельных испытаний. При вре-
► мени испытаний более 15 мин это отличие не превышало 5 %.Схема экспериментального фрагмента и места расста¬
новки термопар и тепломеров приведены на рис. 4.3.
244Датчик тепловых потоков,з.к,зQJ1 |z Датчик тепловых потоков
ЦК К^2Датчик тепловых потоков0=К ?|.т<,1Рис. 4.3. Схема размещения термодатчиков по высоте фасада:ql...q3 - датчики теплового потока; • - термопары (01 ...010) на отвесе;
Tql(2, 3) - термопара вместе расположения датчика теплового потока ql(2, 3);
Kql(2, 3) - термопара корпуса датчика теплового потока
245Измерение температурных и тепловых режимов обес¬
печивалось следующей системой измерения.Измерения температуры газовой среды в области фа¬
кела пламени (на расстоянии 300 мм от наружной поверх¬
ности конструкции) осуществлялись термопарами типа
ХА 0 1,2 мм. Измерения температур на поверхности конст¬
рукций - термопарами ХА 0 0,45 мм, в сечениях конструк¬
ций - термопарами ХА 0 0,22 мм.В качестве датчиков теплового потока применялись
тепломеры ФОА-О32 (разработаны “ИПО ИТ”, г. Королев).
Погрешность измерения данных датчиков около 15 %.В качестве вторичных преобразователей применялись
многоканальные (60 каналов) измерительные преобразова¬
тели Ш 711 (г. Омск, завод “Тогэлектроприбор”) и модули
ICP-7018 и ICP-7033 Таствинской фирмы ICP-DAC с выхо¬
дом на персональный компьютер.Визуализация измерительных параметров и вторичная
их обработка выполнялись на персональном компьютере,
применяемом при испытаниях систем измерения (СИ). СИ
проверена метрологической службой ИЦ, ГРЦ, КБ им. Ака¬
демика В.П. Макеева.На рис. 4.4 приведены результаты замеров и экстрапо¬
ляции изменения плотностей поглощенных тепловых пото¬
ков при огневых испытаниях.Кривые 3, 4, 5 представляют результаты прямых изме¬
рений плотности поглощенных тепловых потоков.Кривые 1 и 2 получены путем математического моде¬
лирования.На рис. 4.5 приведен пример записи прямого измере¬
ния плотностей поглощенных тепловых потоков при огне¬
вых испытаниях.Отчетливо видны турбулентная структура факела
и его изменения по высоте фрагмента.
q„ кВт •t, минРис. 4.4. Изменение плотностей поглощенных тепловых потоков
в конструкции наружного утепления q, в различных координатах (х)при огневых испытаниях:1 -ql при х = 0; 2 - q2 при х = 200 мм; 3 -q3 при х = 1270 мм;4 - q4 при х = 2630 мм; 5 - q5 при х = 3970 мм246
247На рис. 4.6 представлены результаты расчета макси¬
мальных плотностей тепловых потоков излучением через
открытые оконные проемы в зависимости от продолжи¬
тельности пожара и величины удельной пожарной нагрузки.Сравнение данных рис. 4.6 и 4.4, 4.5 позволяет сделать
вывод о том, что доля максимальной плотности поглощен¬
ного теплового потока в конструкцию составляет около 20 %
от максимальной плотности теплового потока с радиацией
через проемы помещения. Среднее значение этого парамет¬
ра по поверхности конструкции от очага пожара до второго
проема составит около 50 %.В практике решения вопросов пожарной профилакти¬
ки в подавляющем большинстве используются граничные
условия III рода. Это связано с тем, что условия III рода
консервативны относительно характеристик поверхностей,
а в ряде случаев искомыми параметрами могут являться
значения плотностей потоков в конструкцию или темпера¬
тура поверхности. Для таких случаев использование гра¬
ничных условий I и II рода некорректно.Ниже сформулированы граничные условия III рода
для практического применения их в инженерных задачах.Среднее изменение температуры газовой среды
на расстоянии 300 мм от наружной поверхности конструк¬
ции и среднее изменение температуры на поверхности кон¬
струкции приведены на рис. 4.7 и 4.8.Расстояние 300 мм совпадает с центром формирую¬
щейся струи (при х = 0) горящих газов, выходящих из про¬
ема, х > 0 - расстояние от центра формирования струи вверх
параллельно конструкции стены.
Тепловой поток, кВт •Время, минРис. 4.5. Изменение плотностей тепловых потоков в характерных зонахпри проведении огневых испытаний:—•— - показания датчика ql (рис. 4.3);
показания датчика q2\	 - показания датчика q3248
249Удельная пожарная нагрузкаg, кг ■ м2Рис. 4.6. Номограмма для определения максимальной плотности тепло¬
вого потока с радиацией через проемы помещения в зависимости
от удельной пожарной нагрузки и времени tn (ч):1 -tn = 0,2; 2-tn = 0,25; 3 - tn = 0,3; 4 - t„ = 0,4; 5-tn = 0,5;6 - tn = 0,6; 7 - tn = 0,7; 8-tn = 0,8; 9 - tn= I; 10 - tn = 1,2
/, минРис. 4.7. Изменение температуры газовой среды Т на расстоянии 300 мм
от наружной поверхности стены при огневых испытаниях:1 - в координате х = 0; 2 - х = 1270 мм;3 -х = 2630мм; 4-х = 3970мм250
6000	5	10	15 20 25 30 35 40 45 50t, минРис. 4.8. Изменение температуры на поверхности конструкции Twпри огневых испытаниях:1 - в координате х = 0; 2 -х = 1270 мм:3 — х — 2630 мм; 4 -х = 3970мм
252В табл. 4.4 приведены средние данные огневых испы¬
таний, необходимые для определения эффективного коэф¬
фициента теплоотдачи, и значения этого коэффициента
на выходе из оконного проема в координате х = 0.Данные, приведенные на рис. 4.7 (кривая 1), и данные
по эффективному коэффициенту теплоотдачи (табл. 4.4) яв¬
ляются граничными условиями III рода, которые можно ис¬
пользовать при решении задач прогрева защиты горючего
утеплителя в системе наружного утепления.Таблица 4.4Изменение средних параметров при огневых испытаниях
и эффективного коэффициента теплоотдачи в координате л: = 0Время огне¬
вых испыта¬
ний /, минПлотность
поглощенного
теплового
потока q, кВт • м'2Температура
газовой средыг»,°сТемпература
поверхности
Г,, °СЭффективный
коэффициент
теплоотдачи а,
Вт - м'2- 1C151046050241017650125321519750250382021800420552529850500833030860550973530850550100402984053094452581047575При проведении расчетов принятые теплотехнические
характеристики, соответствующие цементно-песчаной шту¬
катурке:р = 1800 кг • м'2; X = 1,2 Вт • м"1 • 1C1; ср = 0,84 кДж • кг’1 • К’1;
0 = 0,8- 10’6 м2 • с’1.Результаты расчетов приведены на рис. 4.9.
t, минРис. 4.9. Изменение температуры необогреваемой поверхности защитного слоя ТЛ
при тепловом воздействии на конструкцию (получено различными методами):1 - Л = 8 мм (расчетным путем); 2 - Л = 8 мм (огневые испытания);3 - Л = 30 мм (расчетным путем); 4 - А = 30 мм (численный эксперимент [30])юU>
254Разница в значениях температур необогреваемой
поверхности толщиной А = 8 мм составила для различных
времен нагрева: время нагрева 15 мин - а = 9%;/ = 30 мин -
а = 9 %; t = 45 мин - совпадают.Для конструкции толщиной А = 30 мм эти значения
составили: /=15 мин - совпадают; t = 30 мин - а = 20 %; t =
= 45 мин - а = 17 %.На рис. 4.10 приведены результаты расчета зависимо¬
стей температур на необогреваемой поверхности защитного
слоя из цементно-песчаной штукатурки от ее толщины при
различных временах теплового воздействия (15, 30, 45) мин.Толщина защитного слоя из негорючих строительных
теплоизоляционных материалов толщиной А = 25-30 мм
соответствует пределу распространения огня, равному 0,
т. е. классу пожарной опасности конструкций КО.Эти данные получены на основе многочисленных
стандартных испытаний по определению предела распро¬
странения огня, которые проводились в течение 15 мин.При толщине защиты 30 мм необогреваемая ее поверх¬
ность прогреется до 90 °С и при толщине 25 мм до 120 °С
(кривая 3, рис. 4.10), что для известных утеплителей (ППУ,
ПСБ-С и др.) не представляет опасности. Это совпадает
с выводами стандартных испытаний на предел распростра¬
нения огня.Анализируя данные рис. 4.10, следует заметить, что
качественные изменения зависимости А = Д7) для кривой 1
(t = 45 мин) связано с характером изменения температуры
газовой среды, выходящей из очага пожара.
т,°сРис. 4.10. Зависимость температуры прогрева необогреваемой поверхности защитного сдоя
от его толщины Л при разной продолжительности теплового воздействия (G = 50 кг •м'2, t„ = 0,3 ч):1 - в течение 45 мин; 2 — 30 мин; 3-15 мин255
256При значении t > 35 мин температура газовой среды
начинает уменьшаться, что влечет за собой уменьшение
температуры необогреваемой поверхности при малых ее
толщинах (в данном случае А < 8 мм). При больших толщи¬
нах этого снижения не происходит в результате инерцион¬
ности процесса прогрева.При наличии данных по теплофизическим характери¬
стикам материала защитной конструкции данные, анало¬
гичные рис. 4.10, можно уточнить. Но даже в приведенном
виде они могут служить для оценки толщины защитного
слоя при эскизной проработке конструкций наружного уте¬
пления с учетом данных по поведению горючего утеплителя
при различных значениях температур его нагрева, либо ли¬
тературных, либо определенных по методам изложенным
в работе [30]. Таким образом, определив термоаналитиче¬
ские характеристики материала горючего утеплителя (тем¬
пература начала разложения, температура максимума ско¬
рости потери массы, температура начала тепловыделения
и т. д.) и выбрав необходимую температуру, можно опреде¬
лить эффективную толщину защитного слоя горючего утеп¬
лителя по критерию прогрева. Толщина защитного слоя вы¬
бирается в зависимости от времени теплового воздействия
на конструкцию, в соответствии с классом ее пожарной
опасности.На рис. 4.11 приведены результаты измерения плотности
тепловых потоков, образующихся при горении наиболее рас¬
пространенных источников зажигания; было установлено, что
в светящейся зоне пламени и на поверхности тлеющей сигаре¬
ты величина удельного теплового потока колеблется в диапа-
зоне 14-65 кВт • м' . Этот диапазон плотностей тепловых
потоков реализуется от источников зажигания в реальных
условиях эксплуатации помещения.
Тепловой поток, кВт7 0,0Время, мин.сРис. 4.11. Зависимость во времени плотности удельного теплового потокаот различных источников зажигания:1 - сигарета с фильтром; 2 - сигарета без фильтра; 3 - спичка;4 - таблетка уротропина по ИСО 6925-82; 5 - зажигалка газовая;6 - горелка газовая по EN ISO 11925-2; 7 - горелка газовая по ГОСТ 50810-95to
258На рис. 4.12 приведены плотности тепловых потоков
от открытого дверного проема на противоположную стену
коридора шириной 2 м, полученные при огневых испытани¬
ях [32], которые могут быть использованы при разработке
условий безопасного применения облицовочных и отделоч¬
ных материалов.Время, минРис. 4.12. Изменение плотности падающего теплового потока
на поверхности стены испытательного отсекавысотой 2,5 м
2594.4.	Результаты моделирования температурного
и теплового регкимов поЖара
в помещенияхРазработанные общие принципы математического мо¬
делирования пожаров на уровне усредненных термодина¬
мических характеристик [1, 10] позволили использовать ме¬
тоды численного эксперимента для задач прогнозирования
динамики пожаров в помещениях различного назначения.
Методы численных экспериментов для данных задач имеют
целый ряд преимуществ по сравнению с физическим экспе¬
риментом. Численные эксперименты, основанные на научно
обоснованной математической модели, позволяют получать
достоверные научные данные с меньшими затратами
в кратчайшие сроки. Для решения целого ряда задач, свя¬
занных с разработкой мероприятий пожарной профилакти¬
ки в помещениях большого объема, численный эксперимент
является единственным способом получения достоверных
научных данных и в полном их объеме.Прогнозирование динамики развитой стадии пожара
на уровне интегральных характеристик актуально в первую
очередь для помещений небольших размеров, в которых
продолжительность НСП много меньше продолжительно¬
сти объемного пожара. К таким помещениям прежде всего
относятся помещения жилых, административно-хозяйствен¬
ных зданий, помещения лечебных учреждений, гостинич¬
ных комплексов и им подобных. Для помещений больших
объемов (зальные помещения общественных зданий, произ¬
водственные цеха и т. д.), где существенным может оказать¬
ся НСП, необходимо метод моделирования на уровне инте¬
гральных характеристик сочетать с методами дифференци¬
ального моделирования.
Максимальная среднеобъемная
температура Тmax, °сВремя tn, чРис. 4.13. Зависимость максимальной средне объемной температуры
от продолжительности пожара t„ и удельного количества пожарной нагрузки g:У	1	9	7О- g = 60 кг м ; + - g = 50 кг ■ м ; Д - g = 40 кг • м ; 4 —g = 30 кг м' ;
ф - значения для пожаров, регулируемых нагрузкой260
261Ниже приводятся основные результаты численного
моделирования теплового и температурного режимов пожа¬
ра в помещениях с диапазоном изменения основных пара¬
метров: /п = 0,15-1,22 ч; g = 30-60 кг • м*2; П = 8-33 %.
На рис. 4.13 приведены результаты численного эксперимен¬
та по определению максимального значения среднеобъем-нои температуры в помещении, в указанном выше диапазо¬
не изменения основных параметров.При изменении времени пожара в диапазоне 0,15 < /п ^ 1,22,
со средним доверительным интервалом 8 %, для пожаров, ре¬
гулируемых вентиляцией, при свободном горении твердых
органических топлив максимальное значение среднеобъемной
температуры равно 1000 °С. На рис. 4.14 приведено значение
средних максимальных температур поверхности перекрытия
(а) и поверхностей стен (б). При среднем доверительном интер¬
вале 8,5 % максимальное значение температуры поверхностей
перекрытия составляет 980 °С. Максимальное значение темпе¬
ратуры поверхности стен в диапазоне изменения 1,22 > tn > 0,8
составляет 850 °С, со средним доверительным интервалом 3,5 %.
В диапазоне изменения 0,15 < tn < 0,8, с точностью до 10 %,
среднее максимальное значение температуры поверхности
стен можно определить из соотношенияНа рис. 4.15 приведена зависимость максимальной
среднеобъемной температуры и температуры поверхности
перекрытия от удельного количества пожарной нагрузки.
В диапазоне проведенных численных экспериментов, с точ¬
ностью до 5 %, максимальное значение среднеобъемной
температуры определено из выраженияи максимальное значение температуры поверхностей пере¬
крытияTWct = 250 + 1750/л - 1250 .(4.71)(4.72)(4.73)
Максимальная температура
поверхности перекрытия Тп п, °С
бВремя tn, чРис. 4.14. Значение максимальной температуры поверхности перекрытия (а) и поверхности стен (б)
от продолжительности пожара t„ и удельного количества пожарной нагрузки:О- g = 60 кг • м'2; + - g = 50 кг • м’2; А - g = 40 кг • м'2; 4 - g = 30 кг • м'2;1	- кривая, построенная с учетом зависимости (4.71); ® - значения для пожаров, регулируемых нагрузкой toOsu>
264Удельное количество пожарной нагрузки,
приведенное к “стандартной" древесине, g, кг ■ м2Рис. 4.15. Зависимость максимальных значений температуры
от удельного количества пожарной нагрузки:1 -максимальное значение среднеобъемной температуры, определенное
по уравнению (4.72); 2 - максимальное значение поверхности перекрытия, опре¬
деленное по уравнению (4.73)Значение максимальной среднеобъемной температу¬
ры, определенное экспериментально для gK = 10 кг • м"2
и П = 4,5 % (что соответствует tn = 0,62), дает величину,
превышающую на 3,7 % величину, определенную по фор¬
муле (4.72). Для gK = 6 кг • м"2 и П = 4,5 % (/п = 0,37) значе¬
ние Ттах на 9,7 % ниже полученного по уравнению (4.72).
Разница в величинах максимальных температур лежит
в диапазоне точности проведенных экспериментальных ис¬
следований и говорит об удовлетворительном соответствии
численного и физического экспериментов. Следует отме¬
тить, что значение отношения максимальной температуры
поверхностей стены к максимальному значению температу¬
ры поверхности перекрытия при ПРВ изменяется от 0,5 при
/п = 0,2 до значения 0,85 при tn = 0,8, что указывает на более
интенсивные процессы теплообмена в результате струйного
265.течения при малых значениях продолжительности пожара.
Для ПРН это отношение сохраняется постоянным и в соот¬
ветствии с данными экспериментальных исследований со¬
ставляет 0,88. На рис. 4.16 приведены результаты численно¬
го эксперимента по расчету максимальных плотностей теп¬
лового потока в конструкции перекрытия и стен, в зависи¬
мости от продолжительности пожара и количества пожар¬
ной нагрузки, приведенной к “стандартной” древесине.
Данные для конструкций перекрытий приведены для облас¬
ти критической точки, определяющей характер теплового
.воздействия очага на горизонтальные конструкции пере¬
крытия. Средние значения плотностей теплового потока
в области ускоренного течения составляют 0,69 от плотно¬
сти теплового потока в области критической точки.В диапазоне изменения 1,22 > tn > 0,8 максимальное
значение плотности теплового потока в критической точке,
: доверительным интервалом 12 %, составляет qmaXn == 25 кВт • м'2, и для конструкции стен <7таХст = кВт • м'2,: доверительным интервалом 20 %.В диапазоне изменения 0,8 > tn > 0,15 для конструкции
терекрытия, с доверительным интервалом 18 %, макси¬
мальная плотность теплового потока в критической точке
ложет быть определена из соотношения<7тахп =94-197,3/п+139гп2.	(4.74)
266Время tn, чРис. 4.16. Зависимость максимальной плотности теплового потока
от продолжительности пожара и удельной пожарной нагрузки:0	- g = 60 кг ■ м2; + - g = 50 кг • м2; Д - g = 40 кг • м'2; А - g = 30 кг • м'2;О... (Г) - для конструкции перекрытия; о ф- для конструкции стен;1	- кривая, построенная с учетом выражения (4.74); 2 - кривая, построенная
с учетом уравнения (4.75); Q) - значения для пожаров, регулируемых нагрузкойДля конструкций стен в интервале 0,8 > tn > 0,15, с до¬
верительным интервалом 14,5 %, максимальная плотность
теплового потока может быть определена из соотношения= 43 - 75/п + 50/п2.	(4.75)Результаты численного эксперимента позволяют устано¬
вить границы изменения максимальных плотностей тепловых
потоков для ПРВ. При интенсивном пожаре и /п —> 0 значения
265течения при малых значениях продолжительности пожара.
Для ПРН это отношение сохраняется постоянным и в соот¬
ветствии с данными экспериментальных исследований со¬
ставляет 0,88. На рис. 4.16 приведены результаты численно¬
го эксперимента по расчету максимальных плотностей теп¬
лового потока в конструкции перекрытия и стен, в зависи¬
мости от продолжительности пожара и количества пожар¬
ной нагрузки, приведенной к “стандартной” древесине.
Данные для конструкций перекрытий приведены для облас¬
ти критической точки, определяющей характер теплового
воздействия очага на горизонтальные конструкции пере¬
крытия. Средние значения плотностей теплового потока
в области ускоренного течения составляют 0,69 от плотно¬
сти теплового потока в области критической точки.В диапазоне изменения 1,22 > tn > 0,8 максимальное
значение плотности теплового потока в критической точке,
с доверительным интервалом 12 %, составляет qmaXn =2	2
= 25 кВт • м' , и для конструкции стен дтаХст = кВт • м' ,с доверительным интервалом 20 %.В диапазоне изменения 0,8 > tn > 0,15 для конструкции
перекрытия, с доверительным интервалом 18 %, макси¬
мальная плотность теплового потока в критической точке
может быть определена из соотношения9тахп = 94-197,3/п +139?п .	(4.74)
266Время tn, чРис. 4.16. Зависимость максимальной плотности теплового потока
от продолжительности пожара и удельной пожарной нагрузки:О -g = 60 кг • м'2; + -g = 50 кг • м2; Д -g = 40 кг • м2; 1 -g = 30 кг ■ м2:0	• ф- для конструкции перекрытия; О••• (£)- <3ля конструкции стен:1	- кривая, построенная с учетом выражения (4.74); 2 - кривая, построенная
с учетом уравнения (4.75); Q) - значения для пожаров, регулируемых нагрузкойДля конструкций стен в интервале 0,8 > /п > 0,15, с до¬
верительным интервалом 14,5 %, максимальная плотность
теплового потока может быть определена из соотношенияЗтахет =43-75/п+50/„.	(4.75)Результаты численного эксперимента позволяют устано¬
вить границы изменения максимальных плотностей тепловых
потоков для ПРВ. При интенсивном пожаре и /п -> 0 значения
269Продолжительность пожара /п, чРис. 4.18. Зависимость максимальной плотности теплового потока,
выделяемого при горении “стандартной ” древесины:О-g = 60 кг -м'2; + - g = 50 кг • м2; Д - g = 40 кг ■ м'2; А - g = 30 кг -м'2;——— - обобщающие кривые;Q) - значения для пожаров, регулируемых нагрузкойНа рис. 4.19 приведена зависимость безразмерной
;реднеобъемной температуры от безразмерного времени
развития пожара, которая может быть описана уравнением/Т-Тсо _Т -Тmax О= 115,6Ч^тах j(4.77)\*тах Jправедливым как при ПРН, так и при ПРВ.
2703IгоaЕсоQ.ФС5ф£§а:5
фгОЮофа:'Оф6
со
а:
Q.
Ф5
«о
со6
физ0,5	1,0Безразмерное время t/tmaxРис. 4.19. Зависимость безразмерной среднеобъемной температурыот безразмерного времени:+ -gK = 0,8 кг -л*'2;© -gK = 1,2 кг -м'2; О - gK = 1,6 кг •м2; D-gK = 2,0 кг ■м2:В - gK = 2,4 кг -м'2; А - gK = 4,0 кг -м'2; D - g* = 4,8 кг -м’2; © - gK = 5,6 кг -л/'*;2 2 ? ^0	- gK = 8,4 кг •м' / x-gK = 9,6 кг •м~; ■ -gK = 11,2 кг -м~; # -gK = 14,4 кг -м~~;'	- кривая, построенная по уравнению (4.11)
271Для ПРН значение максимальной среднеобъемной
температуры и время ее достижения определяются из соот¬
ношений:= 32-8,lg^V0'92g“;.0,528max(4.78)Гтах -Т0 = 224g%Согласно численным экспериментам, максимальное
значение среднеобъемной температуры для ПРВ можно
определить также из выражения (4.72). Численные экспери¬
менты, как и физические, говорят о слабой зависимости Гтах
от проемности.Таким образом, для ПРВ, как и для ПРН, значение
максимальной среднеобьемной температуры главным обра¬
зом зависит от количества пожарной нагрузки Tmax =flgK)‘Время достижения максимального значения средне¬
объемной температуры для ПРВ определяется из выраже¬
ния (2.43) и равно tn.Соотношение (4.77) позволяет сформулировать усло¬
вия моделирования среднеобъемной температуры при со¬
блюдении геометрического подобия для ПРН и ПРВ.Согласно уравнению (4.77):А ( у 	J \	f + \ ( *■ ^приТ-ТгоТ - тV max 0 J0мТ - тV max 0 J нV^max Jгде индекс “м” относится к модели и индекс ”н" - к натуре.
Тм = Тн при условиимV^rnax УнГt\V^max J(tмV^max ) нДля объемных ПРН Гтах =J[gк) и fmax =J[g*) и> следова¬
тельно, условиями моделирования для среднеобъемной тем-
272температуры при соблюдении геометрического подобия
модели, объема и размещения пожарной нагрузки являются(£к)м = (Як)н-	(4-79)Общее количество пожарной нагрузки в модели связано
с общим ее количеством в натурном объекте соотношением
GM = /2G„,	(4.80)где / - фактор геометрического условия моделирования, ко¬
эффициент пропорциональности.На рис. 4.20 приведены результаты моделирования i
среднеобъемной температуры при пожаре в помещении раз¬
мером 6x6x6 м и П = 25 % при наличии в нем пожарной на-лгрузки, состоящей из древесины в количестве gK = 2,4 кг • м' .
Исследование процесса осуществлялось на модели геомет¬
рически подобного помещения с коэффициентом пропор-7 L 1
циональности / = — = —.5Как видно из данных рис. 4.20, в начальной стадии
пожара при Т < 250 °С разница в значениях среднеобъем¬
ных температур достигает 60 %. В развитой стадии пожара
разница в значениях максимальных среднеобъемных темпе¬
ратур составляет 6,5 %. Разница во времени до снижения
максимальных значений температур составляет 5 %. Эти |
результаты говорят о хорошем соответствии модели для
объемных ПРН. Для начальной стадии пожара условия
(4.79) и (4.80) недостаточны для моделирования, так как !
не учитывается распространение пламени в НС П. Дополни¬
тельные условия для моделирования среднеобъемной тем¬
пературы в НСП заключаются в идентичности теплообмена
между очагом пожара и негорящей частью пожарной на¬
грузки.
273Время t, минРис. 4.20. Зависимость среднеобъемной температуры
от времени пожара при gK = 2,4 кг • м'2:1 - изменение температуры в модельном помещении размером 1,2x1,2x1,2 м,П = 25 %; 2 - изменение температуры в натурном объекте
размером 6x6x6 м, П = 25 %Рассмотрим условия моделирования среднеобъемной
температуры для объемных ПРВ.Из равенства значений Гтах = Гтах вытекают требо-м	нвания (4.79) и (4.80).Из требования равенства (t/tmах)м = (^шах)н вытекает второе
требование к общему количеству пожарной нагрузки для ПРВ:
Gm = /5/2Gh,	(4-81)которое отличается от требования (4.80).Сохранив требование по равенству значений макси¬
мальных температур (4.80), определим сходственные вре-
274мена для значений среднеобъемных температур в модели
и натуре для ПРВ:/„ =	(4.82)На рис. 4.21 приведена зависимость безразмерной
средней температуры поверхности перекрытия при объем¬ных пожарах, которая описывается уравнениемГ ^ Л6’95 -6,95Т., -ТWот., - т,= 1043шах0V^rnax J/Ч^тах J(4.83)Для ПРН значение максимальной температуры перекры¬
тия и время ее достижения определяются из соотношений:/max = 40-17,3 g1/2 e~°'4g«;^•Wix “To -	.Для ПРВ при значении 0,15 > /п < 0,8 максимальное
значение температуры перекрытия определяется из уравне¬
ния (4.73) и при значении 1,22 > /п > 0,8 значение макси¬
мальной температуры перекрытия Т « 988 °С.Время достижения максимального значения темпера¬
туры перекрытия для конструкций, изготовленных из бето¬
на или кирпича (или им подобных), с точностью до 10 %,
можно принять /щах = Лт- Для конструкций, изготовленных
из металла, ошибка этого равенства меньше 10 %.Зависимость безразмерной средней температуры по¬
верхности стены от безразмерного времени, приведенная
на рис. 4.22, имеет следующий вид:Twc ~ Т0
-Тгг\5,45= 233-5,45w,шах0V ^rnax J(4.85)
275Безразмерное время -L—^maxРис. 4.21. Зависимость безразмерной температуры
на поверхности потолка от безразмерного времени:+ “£к = 0,8 кг м'2;ф-gK = 1,2 кг •м 2; О - gK = /,б кг -л*'2; □-£* = 2,0 кг -л< V
□ - gK = 2,4 кг м2; А - gK = 4,0 кг -м'2; D - gK = кг ’м"2> ® - g* = кг м ;
Ш - = 8,4 кг - м2; х - = 9,6 кг -м2; ■ -gK = 11,2 кг -м2; # - gK= 14,4 кг -м2;■■■■■■ -кривая, построенная по уравнению (4.83)
276Безразмерное времяlmaxРис. 4.22. Зависимость безразмерной температуры
на поверхности стен от безразмерного времени:+ ~g* = 0,8 кг jw'2, ©-gK = 1,2 кг -м2; О -gK = 1,6 кг ■м2; □ -#* = 2,0 кг •м':
0 ~ёк = 2,4 кг •м~2; A -gk = 4,0 кг -м'2; D - gK = 4,8 кг -м'2; © - gK = 5,6 кг ■м'2;
ЕВ - ёк = 8,4 кг •м'2, x-gK = 9,6 кг -м~; ■ - gK = 9,6 кг -м'2; # - gK = 14,4 кг ■м'2;———— - кривая, построенная по формуле (4.85)
277Максимальное значение температуры поверхностистены, изготовленной из неметаллических материалов, при
ПРВ определяется из соотношения (4.71) для значений
0,15 < /п < 0,8.При значениях 0,8 < tn < 1,22 максимальное значение
температуры поверхности стен, с точностью 3,5 %, можно
принять 850 °С.Время достижения максимального значения Tw по¬
верхности стен из бетона или кирпича, с точностью до 10 %,
можно определить из равенства tmax = 1,1 tn, для металличе¬
ских конструкций tmax = tn.Для ПРН значение максимальной температуры стен
и время ее достижения определяются из соотношений:Эмпирические соотношения (4.77)-(4.86) получены
из анализа физических и численных экспериментов и не со¬
держат в себе в явном виде теплофизические свойства мате¬
риала ограждающих конструкций. Следовательно, они спра¬
ведливы для конструкций, которые использовались в экспе¬
риментах: железобетонных, конструкций из шамотного
и огнеупорного кирпича.Соотношения (4.77)-(4.86) будут справедливы для
конструкций, процесс теплообмена которых определяется
главным образом внешними условиями, т. е. для конструк¬
ций, удовлетворяющих неравенству Вг < Вгкр.На рис. 4.23 приведены результаты сравнения экспе¬
риментальных данных по исследованию среднеобъемных
температур при пожаре с данными расчетов.Как следует из рис. 4.23, использование в математиче¬
ской модели закона теплообмена, для определения предела(4.86)35 -9,3 gi е1,55 „-0,445gmax
278огнестойкости, приводит к существенному снижению рас¬
четных значений Г, по сравнению с экспериментальными
данными.Время t, минРис. 4.23. Изменение среднеобъемной температуры
при пожаре в помещении размером 6x6x3 м, П = 25 %,
пожарная нагрузка из древесины gK = 13,3 кг • м'2:1 - экспериментальные данные; 2 - данные, полученные расчетом по методу,
изложенному в гл. 4; 3 - то же, с использованием закона теплообмена
применительно к определению предела огнестойкости;4 - стандартная кривая “температура - время ”Для условий развития пожара, приведенных на рис. 4.23,
эта разница по максимальным значениям температур со¬
ставляет 25 %. Использование закона теплообмена, разрабо¬
танного в гл. 4, уменьшило эту разницу до 10 %.На рис. 4.24 приведено сравнение расчетных и экспе¬
риментальных данных для локального пожара.
Время t, минРис. 4.24. Изменение среднеобъемной температуры при пожаре в помещении размером бхбхб м,П = 25 %, gK = 0,7 кг • м'2:1 - данные, полученные методом расчета для ПРВ; 2 — стандартная кривая “температура - время ”;3 - данные, полученные методом расчета для ПРИ; 4 — экспериментальные данныеычо
280В случае, когда в модели использован закон тепловы¬
деления, характерный для ПРВ, расчетное значение макси¬
мальной температуры превысило соответствующее экспе¬
риментальное значение в 1,83 раза. Расчетное время дости¬
жения максимального значения температуры в 2,1 раза
меньше, чем экспериментальное значение. Использование
закона скорости выгорания (закона тепловыделения) для
ПРН снизило разницу расчетного и экспериментального
значений Гтах и tmax соответственно до 8 и 5 %.Сходимость с реальными условиями разработанного
метода математического моделирования пожаров [1, 10]
проверялась на ряде натурных объектов.На рис. 4.25-4.28 приведены результаты огневого ис¬
пытания фрагмента инвентарного жилого здания и резуль¬
таты численного моделирования. Фрагмент жилого дома
представлял собой часть сборно-разборного здания и вклю¬
чал жилую комнату размером 6x3,5x2,75 м и поэтажный
коридор длиной 6 м. Поэтажный коридор связан с комнатой
и окружающей средой дверными проемами, размеры двер¬
ных проемов 2,0x0,8 м. Жилая комната имела оконный про¬
ем размером 1,24x1,4 м с тройным остеклением. В качестве
пожарной нагрузки использовались: два стола, шкафы,
установленные вдоль боковой стены помещения, деревян¬
ные бруски, уложенные в виде штабелей. Общий вес горю¬
чих материалов составлял 1050 кг (50 кг на 1 м2 пола).В ходе проведения огневого испытания решались част¬
ные задачи, и по ходу развития пожара изменялся газообмен
очага с окружающей средой. Машинный эксперимент прово¬
дился для трех различных вариантов газообмена. Кривая 1
соответствует самому жесткому режиму, когда пожар начи¬
нается при открытых дверном и оконном проемах П = 16 %.
О	10	20	30	40	50П2
ПЗРис. 4.25. Изменение среднеобъемной температуры при пожаре
во фрагменте помещения жилого здания размером 6x3,5*2,75 м,g = 50 кг- м2:1	-результаты расчета при П = 16%; 2- то же при переменном значении П;
3-то же при П = 7,6 %; 4 - экстраполяция экспериментальных данныхзакрыт открыт~Тзакрытоткрыт| открыт 0,97 м	открыт 1,2 мзакрытВремя t, мин
282Кривая 3 отражает режим при открытом дверном проеме
без вскрытия остекления П = 7,6 %. Кривая 2 моделирует
развитие процесса при ступенчатом вскрытии оконного
проема и приближенно соответствует работе проема при
огневых испытаниях.Результаты, приведенные на рисунках 4.25-4.28, по¬
зволяют сделать вывод об удовлетворительном совпадении
результатов численного и физического экспериментов. Раз¬
ница между максимальными значениями среднеобъемной
температуры, температуры поверхности перекрытия, меж-
квартирной перегородки и поверхности ограждающих вер¬
тикальных конструкций, полученными расчетом и экспери¬
ментально, составляет соответственно 11, 12, 4 и 11 %.
Времена достижения максимальных значений температур
практически совпадают.Исследование температурного режима пожара в поме¬
щении жилого дома в г. Иркутске проводилось на 6-10-этаж-
ном блоке здания в 10-этажной части. В плане 10-этажная
часть здания имеет размер 84x12,6 м. На расстоянии 60 м
друг от друга в здании расположены две светлые лестнич¬
ные клетки. Огневые испытания проводились в целях изу¬
чения процесса задымления здания при пожаре. Очаг пожа¬
ра создавался в однокомнатной квартире размером 5х4х2,3 м
и на 1-ми 4-м этажах. Отношение площади проемов к пло¬
щади пола составляло 27 %. Огневые испытания начина¬
лись при закрытых оконных проемах.Во всех опытах в качестве пожарной нагрузки использо¬
вались бруски из древесины размером 5x5x80 см, влажностью
не более 10 %, в количестве 37,5 кг на 1 м2 площади пола.
Среднее значение максимальной среднеобъемной температуры
для этих опытов составляет 870 °С. Значение максимальной
среднеобъемной температуры, определенной по формуле(4.72)	составляет 974 °С, что отличается на 12 % от экспери¬
283ментального ее значения. Экспериментально определенные
максимальные значения температур поверхностей стен и пе¬
рекрытия соответственно 675 и 850 °С. Значения этих темпе¬
ратур, определенные расчетом по уравнениям (4.71) и (4.73),
составляют 663 и 950 °С, что отличается от эксперименталь¬
но найденных соответственно на 2 и 12%.На рис. 4.29 представлены обобщенные данные числен¬
ных и физических экспериментов по определению среднеобъ¬
емной температуры при пожаре в помещениях жилых зданий.Для сравнения на этом рисунке приведена стандартная
кривая “температура - время”, которая используется при
определении пределов огнестойкости строительных конст¬
рукций. Подробно огнестойкость строительных конструк¬
ций рассмотрена в гл. 6. Данные, приведенные на рис. 4.29,
позволяют сделать общие предварительные выводы об ог¬
нестойкости конструкций различного назначения. При ПРН
значения среднеобъемной температуры лежат ниже стан¬
дартной кривой “температура - время”. Это дает основание
предполагать, что для помещений, где продолжительность
начальной стадии пожара /нсп < /п, при ПРН огнестойкость
строительных конструкций будет не ниже, чем при стан¬
дартных испытаниях, и нормативные требования по тре¬
буемым пределам огнестойкости будут хорошо удовлетво¬
рять пожарной безопасности объекта.При ПРВ значения среднеобъемной температуры лежат
выше, чем значения стандартной кривой 4‘температура - время”.
Для помещений, где /нсп < *п, и при ПРВ огнестойкость конст¬
рукций может быть ниже, чем при стандартных испытаниях.И в ряде случаев, особенно для “уникальных” зданий,
необходимо корректировать нормативные требования
по требуемым пределам огнестойкости в сторону их увели¬
чения. Такое уточнение требований возможно через опре¬
деление эквивалентной продолжительности пожара, о чем
подробно изложено в гл. 6.
13001200-E-f 1000-800 -600400 -273	20	30Время t, минРис. 4.26. Изменение температуры на поверхности
междуэтажного перекрытия:-результаты расчета при П = 16%; 2-то же при переменном значении П;
3 - то же при П = 7,6 %о; 4- экстраполяция экспериментальных данных
Среднеобъемная температура Т,Время /, минРис. 4.29. Изменение среднеобъемной температуры в помещениях жилых зданий:1,1- соответственно максимальные и минимальные значения среднеобъемной температуры в помещениях
с параметрами: F = 36 м2, g = 30—60 кг • м~2 (ПРВ); 2, 2 - то же для F = 19 м2; 3,3 - то же для F = 12 м2;4 - то же для F = 19 м2 (ПРН); 5 - то же для F = 12 м2 (ПРИ); 6 - стандартная кривая “температура - время ”287
288Полученная экспериментально зависимость безраз¬
мерного среднеинтегрального теплового потока в конструк¬
ции стен и потолка, выполненных из бетона, огнеупорного
и шамотного кирпича, от безразмерного времени развития
пожара описывается следующим уравнением:где q - плотность теплового потока в момент времени /;
#тах - максимальная плотность теплового потока за время
развития пожара; t - время; tmax - время достижения макси¬
мального теплового потока.Максимальную плотность теплового потока qmax для
конструкций стен и tmax, мин, для ПРИ можно определитьДля ПРВ значения qmax определяют из уравнения(4.74)	или (4.75).Относительная (средняя) погрешность определения
суммарной плотности теплового потока составляла 20 %,
суммарного коэффициента теплоотдачи - 25 %.Максимальные средние плотности тепловых потоков,
полученные при огневых испытаниях на фрагментах, прилПРВ достигали величин 30-35 кВт • м" , а их локальные зна¬
чения 40-45 кВт • м'2.V1 max У(4.87)из выражении:(4.88)и для конструкции перекрытии и покрытии(4.89)
Среднеобъемная температура Т,Время t, минРис. 4.29. Изменение среднеобъемной температуры в помещениях жилых зданий:1,1- соответственно максимальные и минимальные значения среднеобъемной температуры в помещенияхс параметрами: F = 36 м2, g = 30-60 кг • м'2 (ПРВ); 2, 2' -то же для F = 19 м2; 3, З' - то же для F = 12 м2;4 - то же для F = 19 м2 (ПРИ); 5 - то же для F = 12 м2 (ПРИ); 6 - стандартная кривая “температура - время ”287
288Полученная экспериментально зависимость безраз¬
мерного среднеинтегрального теплового потока в конструк¬
ции стен и потолка, выполненных из бетона, огнеупорного
и шамотного кирпича, от безразмерного времени развития
пожара описывается следующим уравнением:где q - плотность теплового потока в момент времени t\
#max - максимальная плотность теплового потока за время
развития пожара; t - время; tmax - время достижения макси¬
мального теплового потока.Максимальную плотность теплового потока #тах для
конструкций стен и tmax, мин, для ПРИ можно определить
из выражений:Для ПРВ значения qmax определяют из уравнения(4.74)	или (4.75).суммарной плотности теплового потока составляла 20 %,
суммарного коэффициента теплоотдачи - 25 %.Максимальные средние плотности тепловых потоков,
полученные при огневых испытаниях на фрагментах, приV’6 -3,6 -
/V max у(4.87)и для конструкции перекрытии и покрытии(4.89)Относительная (средняя) погрешность определениялПРВ достигали величин 30-35 кВт • м’ , а их локальные зна¬
чения 40-45 кВт • м‘2.
289Удельное количество теплоты, поглощенной конст¬
рукциями за время развития пожара, описывается следую-
цими соотношениями:
для стенЗа время развития пожара принимают момент време-
и, когда температуры поверхностей и газовой среды вы-
авниваются.Отношение количества теплоты, поглощенной строп¬
ильными конструкциями за время пожара, к теоретически воз-
ожному количеству теплоты, выделяемой при пожаре, имеет
юдующие значения: для локальных пожаров - 45-25 %; для
Зъемных пожаров (ПРН) - 25-18 %; для пожаров, регули¬
руемых условиями газообмена (ПРВ), - среднее значение
> %, при закрытых проемах - до 65 %.Сравнение экспериментальных и теоретических исследо-
ний процесса теплообмена строительных конструкций в ус-
|виях объемных пожаров показало их хорошую сходимость.Анализ экспериментальных данных средних плотно-
ей тепловых потоков в конструкции, средних значений
мператур поверхностей этих конструкций и среднеобъем-
й температуры показал одинаковый характер их измене-
я, выраженный в безразмерном виде fl/тзх = F(t/tmax)- Эти
нкции имеют общий вид для параметров/= ахпе'пх и отли-
ются значениями постоянных величин а и п, что позволяет
разить величину плотности теплового потока в /-ю конст-
щию при объемных пожарах следующей зависимостью:(4.90)для перекрытия(4.91)—	ОДе бет, Qn ~ количество теплоты МДж • м' ; gK - удельная
южарная нагрузка, кг • м'2.
290Я,Ц)"='Чтт‘ [Т«)-Тй].	(4.92)^max ^0__ $В выражении (4.92) комплекс qmax/(Tmax - То) = а
имеет размерность коэффициента теплоотдачи и характери¬
зует отношение средней максимальной плотности теплово¬
го потока в соответствующую конструкцию к максималь¬
ному прогреву газовой среды в очаге пожара.Коэффициент а является функцией максимальных
тепловых параметров пожара и целиком определяете*
граничными условиями развития пожара.Для помещений с фиксированной пожарной нагрузкой
♦коэффициент а является постоянной величиной, характе¬
ризующей функциональную пожарную опасность этих по-
мещений. Связь коэффициента а с коэффициентом тепло¬
отдачи выражается соотношениемП0-тщ(0
ПО-т0где T(t) - среднеобъемная температура в очаге пожара в мо¬
мент времени t, К; Т (t) - средняя температура поверхно¬
сти /-й конструкции, К.Использование соотношения (4.92) в эксперименталь¬
ных исследованиях условий теплообмена очага объемного
пожара со строительными конструкциями упрощает про¬
цесс исследования, так как максимальные значения соответ¬
ствующих параметров достигаются в условиях стационар¬
ного режима и исключаются известные сложности учета
нестационарности при измерениях. Кроме того, использо¬
вание соотношения (4.92) в ряде математических моделей
сокращает затраты машинного времени без снижения точ¬
ности определения изменения среднеобъемной температуры
в очаге пожара.а* = а,(4.93)
ГЛАВА 5291РАСПРОСТРАНЕНИЕ ОГНЯ ПО ПОВЕРХНОСТИ
СТРОИТЕЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
В УСЛОВИЯХ ПОЖАРА
5.1.	Математическая модель процесса
распространения огняРассмотрим процесс распространения огня по поверх¬
ности термически тонкой конструкции (материала). Под
термически тонкой конструкцией будем понимать конст¬
рукцию толщиной А, меньшей, чем возможная глубина ее
прогрева. Иными словами, у термически тонкой конструк¬
ции при нагреве изменяется температура как обогреваемой,
так и необогреваемой поверхности. Практически важным
является то, что большинство облицовочных и отделочных
материалов (в данном случае - элементы конструкций)
наносятся на сравнительно массивное основание - главным
образом из негорючих материалов или ДСП и ДВП.Решение поставленной задачи подробно рассмотрено
в работе [10] при следующих основных допущениях:-	теплофизические свойства материала приняты по¬
стоянными, независимыми от температуры в исследуемом
диапазоне ее изменения;-	тепловой поток от пламени загоревшегося материала
постоянен на участке / = a/U перед фронтом пламени;
ООО-	потери тепла с поверхности материала характеризу¬
ются эффективным коэффициентом теплоотдачи, учиты¬
вающим конвекцию и излучение;-	перенос тепла в массиве твердого горючего происхо¬
дит по двум координатам (хну);-	критерием положения фронта пламени является тем¬
пература воспламенения материала.Схема принятой модели приведена на рис. 5.1.Рис. 5.1. Схема рассматриваемого процесса:I = аШ - длина зоны прогрева (реакционная зона);
TW[ - температура обогреваемой поверхности облицо¬
вочного материала; ТА - температура в месте
соединения облицовочного материала и материала
основания; Т„2 - температура непрогретой части ос¬
нования; Т\(у, Ъ) - текущая температура облицовоч¬
ного материала; Т2(у, Е) - текущая температура
основания; Д - толщина облицовочного материала;Решением сформулированной задачи является соот¬
ношение [10]f5 - глубина прогрева конструкции*71эф Тв Т2(5.1)
293или в безразмерном видеD #1эф Т —Т2 1Ре=1		~т—г"П?	’	<5-2)-ЧГ.-Г,) в — 1 — —^ +1Д в 1	2 Л.где Ре = - аналог критерия Пекле, построенный по зна-
а1чению А (толщина облицовочного материала); а\ - коэффи¬
циент температуропроводности материала облицовки;
» hR0 = — - термическое сопротивление материала основы;
Х2Алм =	термическое сопротивление материала облицовки;«?£эф = y\MQl + q3 ф.Глубина прогрева основы определяется по следующе¬
му соотношению:h =2 a{TB-T2)t
Т.Уг-А.	(5.3)2В уравнении (5.3) t = t\ + ^ - время прогрева конст¬
рукции, где t\ - время прогрева конструкции до ее воспла¬
менения и t2 - время прогрева конструкции при распростра¬
нении по ее поверхности пламени на расстоянии / со скоро¬
стью U, t2 = Cl\/U2-Коэффициент температуропроводности конструкции
определяется из соотношенияа =			.	(5-4)(RM +^o)(PlAS| +Р2/гСР2)
294Уравнение (5.2) решается методом последовательных
приближений.Для термически толстых материалов второй член
уравнения (5.2) равен 1 и соотношение (5.2) преобразуется
в выражение для определения скорости распространения
пламени по термически толстым материалам:По физическому смыслу критерий к\ похож на показа¬
тель горючести. Но показатель горючести, определяемый
по известным методикам, является функцией состояния ма¬
териала при фиксированном процессе горения. Критерий к\
в формуле (5.5) является функцией как состояния, так и про¬
цесса. В сильной степени от процесса горения зависит ско¬
рость потери массы материала М и коэффициент недожога г|.Если зафиксировать тепловое воздействие очага
пожара на материал (q3ф = const), как это делается в стан¬
дартных методах испытаний по определению коэффициента
горючести Г, с точностью до постоянной величины/	ЛВторой критерий К2 является также функцией как со¬
стояния, так и процесса.Зависимость К2 от процесса определяется главным об¬
разом условиями теплообмена между окружающей средой(5.5)где Ре = Ub/a - аналог числа Пекле;TlM?H .	_	?Эфr _ 1 nMQpHV О/+ const.
295и поверхностью. Величина плотности эффективного тепло¬
вого потока <7эф зависит от температуры газовой среды и
температуры поверхности, от ориентации образца и от ха¬
рактеристики пламени, образующегося при горении.Уравнение (5.5) позволяет сформулировать условие,
при котором распространения огня по поверхности термиче¬
ски толстого материала не будет, т. е. U= 0:^(*1+к*)<1.	(5.6)Значение параметра — (ki + К2), на основании которогоконструкции разделяют на распространяющие и не распро¬
страняющие огонь по своей поверхности, совпадает
с принятой классификацией материалов при определении
индекса распространения пламени [18].Полученная зависимость (5.5) позволяет ответить
на вопрос о переходе от лабораторных испытаний к натур¬
ным. Для того чтобы безразмерная скорость распростране¬
ния огня, полученная в лабораторных условиях (на модели),
Рем, была равна безразмерной скорости распространения
горения в натурных условиях Рен, необходимо следующее:
определяющие критерии, полученные по данным лабора¬
торных испытаний и в условиях натурного опыта, должны
быть равны между собойМг] MQI + д,фj('г.-тоО(5.7)При соблюдении равенства (5.7) можно записать Рем =
Рен, что позволяет скорость распространения горения в на¬
турных условиях определить как
296С/н = и»Г.\ГЬ\ан\ам JмV^h J(5.8)Эффективная плотность теплового потока на поверх¬
ность материала определяется по соотношениюпЯэф=±дк+^ (5*9)
/=1где qK - конвективная плотность теплового потока, кВт • м'2;
qn - лучистая плотность теплового потока, кВт • м"2.Значения qK и qn определяются с учетом ориентации
поверхности, характеристик факела пламени, возникающего
при горении поверхности, и значений температуры газовой
среды и поверхности. При распространении огня по гори¬
зонтальной поверхности в начальной стадии пожара глав¬
ным в плотности эффективного теплового потока будет
плотность лучистого теплового потока от пламени горящего
материала в зону горения на расстоянии х = 0,5D от центра
факела, что соответствует координатам на поверхности у = 0;4	= 0 (рис. 5.1).Подробно лучистый теплообмен между очагом пожара
и произвольно ориентированной поверхностью рассмотрен
в гл. 4. В соответствии с данными, приведенными в гл. 4,
и принимая температуру поверхности у фронта пламени
(у = 0; £ = 0) равной температуре воспламенения, эффектив¬
ную плотность теплового потока можно представить в зави¬
симости от размера факела:для 0 < Bu < 1<?Эф = е,„(60Ви - о0 Гв4 • 10'3) - qK;	(5.10)для 14 > Bu > 1д,Ф = £„[(58,86 + 1,14Ви) - ст0Гв4 • 10'3] -дк; (5.11)
297для Bu > 14|?эф “ ew(7 5 - а0 Гв4 • 10'3)-^к.	(5.12)Плотность конвективного теплового потока в выраже¬
нии (5.10) определяется как0,7(Gr •	^Як =	—	<Т.-Т0),	(5.13)а в выражениях (5.11) и (5.12)0,176(Gr ■ Pr)^XjcЯ К=	—	(Тв-Т0).	(5.14)В уравнениях (5.13) и (5.14) определяющим размером
является диаметр очага пожара. Плотность конвективной
составляющей теплового потока не превышает 5 % от сум¬
марной (эффективной) плотности теплового потока, и в ин¬
женерных расчетах ее можно принимать равной 0. Значение
коэффициента поглощения к определяется по соотношению
к = 1,6Гтах *10" - 0,5, a Bu = kD, где D - диаметр очага.При распространении огня по вертикальной поверхно¬
сти сверху вниз также определяющим в условиях НСП яв¬
ляется процесс лучистого переноса тепла от очага к поверх¬
ности в области фронта пламени. Процессы передачи тепла
за счет излучения от факела к поверхности при горизон¬
тальном распространении огня и при вертикальном направ¬
лении сверху вниз качественно не отличаются.В обоих случаях лучистый теплообмен можно предста¬
вить как процесс переноса лучистой энергии между двумя
взаимно перпендикулярными поверхностями, имеющими
общую сторону. В количественном отношении разница
в плотностях эффективных лучистых потоков для одного
и того же материала будет зависеть от величины средних ко¬
эффициентов взаимной облученности. Для двух взаимно
298перпендикулярных поверхностей, имеющих общую сторону
длиной W, высоту излучающей поверхности /2 и ширину по¬
глощающей /], коэффициенты взаимной облученности зави¬
сят от величин h/W и l\!W [11]. При распространении огня
по горизонтальной поверхности значение hiW имеет порядок
единицы и более, значение l\!W « 1. При распространении
огня по вертикальной поверхности сверху вниз высота излу¬
чающей поверхности имеет порядок толщины теплового по¬
граничного слоя /2 ~ б/ и значение IjjW « 1, так как и значе¬
ние l\/W « 1. Таким образом, отношение плотности эффек¬
тивного лучистого теплового потока при горизонтальном
распространении огня qr к плотности потока при вертикаль¬
ном распространении в направлении сверху вниз qB будет
пропорционально отношению соответствующих коэффици¬
ентов взаимной облученности (<qjqv) ~ (увЛ|/г).Учитывая, что значения критериев jq и К2, входящих
в соотношение (5.5), имеют один порядок, скорость распро¬
странения огня по вертикальной поверхности сверху вниз будет
меньше скорости распространения огня по горизонтальной по¬
верхности в среднем на 20 %, а плотность эффективного лучи¬
стого потока в вертикальные конструкции qB = 0,64дг, где qv
определяется из соотношений (5.10)—(5.12) при значении qK = 0.Рассмотрим порядок отношения скорости распростра¬
нения огня по конденсированной фазе вертикальной по¬
верхности в направлении снизу вверх и скорости распро¬
странения огня по горизонтальной поверхности. Для опре¬
деления плотности теплового потока, поступающего в кон¬
денсированную фазу, воспользуемся результатами исследо¬
вания процесса теплообмена при наличии горения в погра¬
ничном слое, приведенными в гл. 4. Доля плотностей теп¬
лового потока за счет процесса горения и конвективной со¬
ставляющей может доходить до 40 % от плотности суммар¬
299ного теплового потока, следовательно, их необходимо учи¬
тывать совместно с лучистой составляющей суммарного
теплового потока.Плотность эффективного теплового потока можно за¬
писать как9,ф = 0,2 (Gr, • Рг)^1 +Mwoo-mw) 1-Т.) %VРг/з2,14(1 + к i/2) + Рг^(\ + KAy2)j(Tmm-TB) ++ £пр°(\т ^max/100У71\V100(5.15)Анализ значений максимальных плотностей лучистых
тепловых потоков от очага пожара в нормальном к оси очаганаправлении q*B на расстоянии 0,5D от оси пламени
и плотностей тепловых потоков к основанию пламени qr
на расстоянии 0,5D от оси показывает, что (#*/gv) ~ 1,4. Учи¬
тывая соотношения между плотностями лучистых тепловых
потоков и влияние конвективных составляющих, скорость
распространения огня по конденсированной фазе вертикаль¬
ной конструкции снизу вверх в среднем на 40 % больше, чем
эта скорость по горизонтальной поверхности. Однако следу¬
ет иметь в виду, что при распространении огня по вертикаль¬
ным поверхностям снизу вверх пожарную опасность создает
как процесс распространения огня по конденсированной фазе
материала, так и распространение продуктов горения (огня)
в газовой фазе. Процесс распространения огня в газовой фазе
происходит со скоростями порядка (м • с’1), что может быть
300больше скоростей распространения огня по конденсирован¬
ной фазе на два и более порядка.При отсутствии основы для термически тонкого мате¬
риала в выражении (5.2) Ro = а"1, где а - коэффициент теп¬
лоотдачи от необогреваемой поверхности термически тон¬
кого материала.Анализ уравнения (5.2) позволяет сделать вывод, что
использование в качестве основы металлических конструк¬
ций не приводит к снижению пожарной опасности облицо¬
вочных материалов. В этом случае второй член правой час¬
ти уравнения (5.2) стремится к 1, так как Ro « RM и значе¬
ние (Тв-Т2)/(Тв-Т\)-> 1.Поведение облицовочного материала в случае приме¬
нения в качестве основы массивных металлических конст¬
рукций подобно поведению их, как термически толстых ма- ,
териалов с глубиной прогрева, равной их толщине.	|В общем случае термическое сопротивление основа¬
ния из металла определяется двумя величинами (при усло¬
вии, если металлическое основание прогревается на всю
глубину): термическим сопротивлением металлической ос¬
новы Ro и термическим сопротивлением теплового погра¬
ничного слоя RT у свободной металлической поверхности.
При массивных металлических конструкциях с толщиной
8 > 8, • 10’ (где 8/ - толщина теплового пограничного слоя)Ro » Rr и действие металлической основы аналогично опи¬
санному выше. При уменьшении толщины металлической
основы до значений порядка 8/ • 10'3 термические сопротив-оления соизмеримы и при 8 < 8/ • 10’ Ro « Rt При значени¬
ях Ro « RT эффект металлической основы будет противопо¬
ложен описанному выше. Скорость распространения пла¬
мени в этом случае может несколько уменьшиться, а терми¬
301ческое сопротивление теплового пограничного слоя будет
действовать аналогично основе из бетона с толщиной про¬
грева порядка 0,1$/. Эффект уменьшения скорости распро¬
странения пламени при тонкой металлической основе воз¬
можен при толщине ее порядка 0,1 мм или порядка 1 мм при
нанесении конструкции на бетонное основание.Очевидно, что наибольший эффект уменьшения пожар¬
ной опасности достигается при наименьшем значении Rq/Rm.Рис. 5.2. Значение сум¬
марного термического
сопротивления:1 - дэф= 2 кВт ■ м2;-2 .2	- Йэф~ 5 кВт • м3	~ йэф~ Ю кВт •м4	- ц.эф= 14 кВт •м5	~ й-*р= ^5 кВт • м-21-2-2Если принять значение Ре = 0, что соответствует зна¬
чению U = 0, и при этих условиях решить соотношение (5.2)
относительно термического сопротивления облицовочного
материала RM, то в результате этого получим значение тер-
302мического сопротивления ^мпр> ПРИ котором пламя по по¬
верхности распространяться не будет*«ПР=^Ц*°-	(5Л6>^,ф 2Таким образом, если значение RM < ЯМпр, распростра¬
нения пламени до поверхности облицовочного материала
происходить не будет, при RM > RMnp пламя по поверхностибудет распространяться со скоростью, определяемой соот¬
ношением (5.2). На рис. 5.2 приведена зависимость (RMl +’пр+ \/2Rq) от значений (Гв - Т2) и ф.5.2.	Температура газовой среды
в коридоре эта>ка поЖараРазработка методических основ оценки горючести ма¬
териалов, позволяющих прогнозировать их пожарную опас¬
ность в условиях эксплуатации, требует достоверных данныхо	динамике температурного режима пожара в помещениях,
где эти материалы используются. Во ВНИИПО МВД СССР
были проведены серии экспериментов на фрагменте высот¬
ного здания [33, 34], которые послужили основой для по¬
строения математической модели, описывающей изменение
средних температур по длине коридора при пожаре
в помещении.При построении математической модели, описываю¬
щей изменение средней по сечению температуры по длине
поэтажного коридора, был исследован ряд зависимостей.Данные дисперсионного анализа позволили выбрать вид
зависимости, наилучшим образом описывающей изменение
Гфу от длины поэтажного коридора в диапазоне 0 < ПН < 4,1ё(Гср/Гсро) = 9,7 • 10'3 - 0,8/ + 0,41/2.	(5.17)
303Верхний доверительный предел описывается соотно¬
шениемlg<Tcp//7’cp0) = 6,13 • 10'2 -0,55/ +0,64/ 2,	(5.18)а нижний доверительный пределIgCT’cp/T’cpo) = -4,19 • 10'2-1,04/ +0,17/2.	(5.19)В соотношениях (5.17)—(5.19):ГСр/ - среднее значение температуры газовой среды
в сечении на расстоянии / от дверного проема; Гсро - то жев сечении дверного проема; I = ПН - безразмерное расстоя¬
ние от дверного проема до исследуемого сечения.Уравнения регрессии получены при значении вероят¬
ности Р = 0,95, остаточная дисперсия составила 2,42 • 10'3.На рис. 5.3 приведены экспериментальные данные
по исследованию температуры газовой среды в испытатель¬
ном объеме установки “туннельная печь” [31], полученные
при холостых испытаниях. Как видно из рис. 5.3, экспери¬
ментальные данные хорошо согласуются с полученными
зависимостями, что дает полное основание переносить ре¬
зультаты испытаний на установке “туннельная печь” [32]
в реальные условия. За значение Гсро в опытах на установке“туннельная печь” принято значение средней температуры.На рис. 5.3 приведен характер изменения температуры
поверхности потолка и пола. Сравнение характера измене¬
ния безразмерной температуры потолка и пола от длины
коридора позволяет сделать вывод, что влияние лучистого
теплового потока от очага пожара в большей степени ска¬
зывается на конструкции пола. Это объясняется главным
образом существенной разницей характеров конвективных
потоков и оптических характеристик дымовых газов и воз¬
духа. Определяющее влияние лучистого теплового потока
304от очага пожара на конструкции пола сказывается на рас¬
стоянии порядка 0,6#, и при расстоянии порядка Н от очага
пожара это влияние незначительное.оClоQ.оIсоа<ис5аз50)3з:<и3оа:5ОБезразмерная длина коридора I , //13
Рис. 5.3. Изменение средних по сечению температур по длине коридора:изменение средней по сечению температуры газовой среды: I - верхний
доверительный предел; 2 - статистика; 3 - нижний доверительный предел;
4 - температура поверхности потолка; 5 — температура поверхности пола,
• - экспериментальные значения средних по сечению температур газовой
среды на установке "туннельная печь ”; + — то же на фрагменте высотного
здания; Тсро - среднее значение температур в сечении дверного проемаНа рис. 5.4 представлена зависимость средней темпера¬
туры в сечении дверного проема от высоты сечения, которая
удовлетворительно описывается следующим соотношением:
305Т/Г» = 0,094 + 0,69(h/H) + 1,32(h/H)2 -1,104(h/H)\ (5.20)
где Th - средняя температура в сечении на высоте h от уров¬
ня пола, °С; Th = 0,6Г - средняя температура в сечении
дверного проема; h - высота сечения от уровня пола, для
которой определяется 7/,, м; Н- общая высота сечения, м; Т -
среднеобъемная температура в очаге пожара. Как показы¬
вают многочисленные экспериментальные исследования,
характер движения газовых потоков в очаге пожара в пери¬
од начальной его стадии хорошо описывается закономерно¬
стями струйного течения. Для путей эвакуации эта законо¬
мерность сохраняется и за пределами начальной стадии по¬
жара в достаточно больших диапазонах длин [34].Рис. 5.4. Зависи¬
мость средней
температуры
в сечении двер¬
ного проема
от высоты
сеченияНа рис. 5.5 приведен общий характер распределения
температуры по высоте помещения при наличии в нем
струйного течения горячих газов от очага пожара. Толщина
теплового пограничного слоя 5/ « Н, поэтому с достаточной
306Рис. 5.5. Характер изменения тем¬
пературы по высоте помещения
в начальной стадии пожара:S, - толщина пограничного слоя;Н - высота помещения;
h = 1,5 м- контрольное сечениестепенью точности для опре¬
деления средней температуры
по высоте Н зададимся рас¬
пределением температуры
по высоте в виде полинома
третьей степени без учета
уменьшения температуры
в пограничном слое:Тх = а + вх + су? + dx3. (5.21)Значения коэффициен¬
тов полинома (5.21) можно
определить, используя сле¬
дующие граничные условия:при х = 0: Тх = TWn -температура поверхности
конструкции пола;-x*Ldx *=°при х = Н (высота по-Я*w'мещения): Тх = Тт - значение максимальной температуры
в искомом сечении струйного течения.С учетом приведенных граничных условий коэффици¬
енты полинома (5.21) определяются из соотношений:а = Т%„ : Ь=-ЯкWXс =як„ , 3(7; - т )хн+d = -2(Тт - Tw ) qK
	=	—+wH'\H‘(5.22)
307Полином (5.21) совместно с (5.22) описывает распре¬
деление температуры по высоте в НСП в помещении очага
пожара, за пределами этого очага и в поэтажном коридоре.Значение Тт определяется в зависимости от расстоя¬
ния сечения от очага пожара по законам струйного течения
(Тт - Tw) = (То - Tw) (1 + г )'0,62. Для помещений очага пожа¬
ра значение температуры набегающего потока То определя¬
ется по соотношениям, полученным в гл. 4 в зависимости
от величины безразмерной высоты перекрытия. Для по¬
этажного коридора температура То принимается равной
температуре горючих газов, выходящих из очага пожара,
То = 0,8 Г, где Т - значение среднеобъемной температуры
в очаге. Безразмерное расстояние г для поэтажного кори¬
дора определяется как отношение расстояния от дверного
проема очага пожара до сечения к высоте поэтажного кори¬
дора г = ПН.Для относительно малых времен, характерных для за¬
дач, связанных с эвакуацией людей, когда qKw = 0 и TWu = 7оп,на расстоянии от очага, которое больше высоты этого очага,
и для поэтажного коридора, для расстояний, превышающих
высоту дверного проема, распределение температуры
по высоте можно найти из соотношенияДля анализа полей термодинамических параметров
в поэтажном коридоре, смежном с очагом пожара, был ис¬
пользован метод дифференциального математического мо¬
делирования, позволяющий получать данные о локальных
значениях температур, концентраций и скоростей газовых
потоков [2-9]. В данном случае целью исследования являет¬
308ся изучение температурного режима в поэтажном коридоре
и влияние на него очага пожара в смежном помещении.Связь полученных полей температур и скоростей с ре¬
альным временем процесса устанавливается по средней
температуре горячих газов Тг = То + /ДГ, выходящих из про¬
ема смежного помещения в коридор. Эта температура свя¬
зана со среднеобъемной температурой в смежном помеще¬
нии (в очаге пожара) соотношением [33]Тг = 0,8Г + 273.	(5.24)Изменение среднеобъемной температуры в очаге по¬
жара и ее связь с реальным масштабом времени определяет¬
ся в соответствии с методами [ 1, 10] для объемных пожаров
в различных их стадиях.Для сравнения математической модели с эксперимен¬
том использованы данные ВНИИПО, полученные на фраг¬
менте высотного здания при исследовании распространения
продуктов горения в коридоре в условиях естественной вен¬
тиляции. Общая длина пути эвакуации (коридора) 13 м, вы¬
сота 3 м. Описание фрагмента приведено в работе [33].Для апробации расчетной модели использованы экс¬
периментальные данные опыта с величиной пожарной на¬
грузки из древесины 50 кг • м’2 в смежном помещении в мо¬
мент времени t = 0,7 (t = 3000 с), когда средняя температу¬
ра выбрасываемых в коридор горячих газов по данным экс¬
периментальных исследований составляла около 1000 К.Сопоставление численного и физического экспери¬
ментов представлено на рис. 5.6.Относительное среднеквадратичное отклонение для
поля температур а = 0,040.Характерные экспериментальные и теоретические ско¬
рости потоков в эвакуационном проеме коридора также нахо¬
309дятся в хорошем соответствии. Относительные ошибки
не превышают значений 100 % (1,2 - 0,96)/1,2 = 20 % на выхо¬
де из коридора и 100 % (0,91 - 0,8)/0,8 = 14 % на его входе.Длина х/НРис. 5.6. Изолинии температур в сечении размером 13,0x3,0 м
при Т0- 1000 К (адиабатические условия):1 -Т = 870К; 2 - Т = 750 К; 3 - Т = 629 К;4-Т = 508К; 5 - Т = 383 К; х - экспериментальные значенияУдовлетворительное согласие теоретических и экспе¬
риментальных результатов в развитой стадии пожара по¬
лучено при использовании математической модели
с адиабатическими граничными условиями на ограждаю¬
щих конструкциях.В условиях начальной стадии пожара в помещениях
с ограждающими конструкциями из неметаллических ма¬
териалов лучшими граничными условиями являются
изотермические.На основе разработанной математической модели бы¬
ли проведены численные эксперименты по определению
температурного режима при пожаре с диапазоном измене¬
ния длины коридора от 13,2 до 39,6 м, что соответствовало
изменению отношений длины коридора к высоте от 4 до 12.
310На рис. 5.7 приведены данные численного сечении
коридора на расстоянии / от очага пожара в плоскости
на высоте 1,5 м от уровня пола, в зависимости от темпера¬
туры выходящих газов.Температура горячил газов То, КРис. 5.7. Зависимость температуры газов в сечении эвакуационного
выхода (на высоте 1,5 м) от температуры горячих газов:На рис. 5.8 приведены результаты численных эксперимен¬
тов, характеризующие изменение температуры по длине кори¬
дора этажа пожара на высоте 1,5 м от уровня пола в зависимости
от температуры газов, поступающих в коридор из очага пожара
которое в интервале 4 < {ПН) < 28 может быть описано в виде
линейной зависимости360з -Л ^3004506001 -1 = 13,2 м; 2 — I = 26,4 м; 3 -1 = 39,6 м;
А, +, • - данные численных экспериментов(5.25)
311Безразмерная длина коридора 1/НРис. 5.8. Зависимость температуры газов на высоте 1,5 мот длины коридора:1 - Т0 = 600 К: 2 - Т0 = 500 К\Ъ-Т0 = 400 К;А, +, • — данные численных экспериментовТаким образом, проведенные исследования дают воз¬
можность описать характер изменения средних по сечению
температур газовой фазы на этаже пожара зависимостями
(5.17) и (5.25). Полученные общие закономерности измене¬
ния температуры по длине коридора позволили обосновать
геометрические размеры экспериментальной установки для
исследования процесса распространения огня по элементам
строительных конструкций (в том числе облицовочным
и отделочным материалам), с использованием в качестве
моделирования процессов теплообмена граничных условий
III рода. Наиболее интенсивное изменение средней темпе¬
ратуры по длине коридора происходит в диапазоне измене¬
ния значения 0 < (ПН) < 3,5, при дальнейшем увеличении
длины коридора темп изменения температуры падает. Кри¬
вая, описывающая изменение средней температуры по дли¬
312не коридора, имеет точку перегиба при ПН =3,5, что гово¬
рит об изменении качества процесса.Следовательно, для достоверной оценки пожарной
опасности облицовочных и отделочных материалов, конст¬
рукций, разработки методов прогнозирования их пожарной
опасности необходимо создавать испытательный участок,
геометрически подобный натуре и длиной не менее величи¬
ны //Я =3,5.При использовании гипотезы о подобии полей темпе¬
ратур и концентраций полученные результаты позволяют
прогнозировать изменение концентрации продуктов горе¬
ния и кислорода по длине поэтажного коридора в зависимо¬
сти от их концентрации в очаге пожара. Концентрация про¬
дуктов горения будет определяться из соотношенияcp/cPsK(T-TQ)/(Ts-T0y	(5.26)Концентрация кислорода определяется из выражения(Ско - cK)/(cKQ - с\) « (Т- To)/(Ts - То).	(5.27)В соотношениях (5.26) и (5.27) параметры с индексом
“О” соответствуют их исходным значениям, параметры
с индексом “s” - значениям в зоне горения. Если из экспе¬
риментов или каких-либо других источников получены ;
данные по соответствующим концентрациям на выходе га¬
зов из очага пожара в коридор, тогда их можно подставить
в соотношения (5.26) и (5.27) вместо параметров зоны горе¬
ния cPs и cKs. Следует отметить удовлетворительное согласие
среднеобъемных значений относительных массовых кон¬
центраций продуктов горения с^еор, вычисленных"српо соотношению (5.26), с данными, полученными для фраг¬
мента ВНИИПО в момент времени t = 49 мин. Относитель¬
ное отклонение составило
313^теор лэкспсРср ~сРср 0,25-0,21эксп	Л О 1Sep	0’21= 0,19.В табл. 5.1 приведены литературные данные по ли¬
нейным скоростям распространения пламени по поверхно¬
сти горючих материалов.Таблица 5.1
Линейная скорость распространения пламени
по поверхности материаловМатериалСреднее значение линейной
скорости распространения
пламени U • 102, м • с'1Угары текстильного производства в разрыхлен¬
ном состоянии10,0Корд1,7Хлопок разрыхленный4,2Лен разрыхленный5,0Хлопок + капрон (3:1)2,8Древесина в штабелях при влажности в %:
8-126,716-183,818-202,720-302,0более 301,7Подвешенные ворсистые ткани6,7-10Текстильные изделия в закрытом складе
при загрузке 100 кг • м'20,6Бумага в рулонах в закрытом складе
при загрузке 140 кг • м'20,5Синтетический каучук в закрытом складе
при загрузке свыше 290 кг • м'20,7Деревянные покрытия цехов большой площади,деревянные стены и стены,отделанные древесно-волокнистыми плитами2,8-5,3Соломенные и камышитовые изделия6,7Ткани (холст, байка, бязь):
- по горизонтали1,3- в вертикальном направлении30- в направлении, нормальном к поверхности
тканей при расстоянии между ними 0,2 м4,0
3145.3.	Сншкение распространения огня
(попарной опасности конструкций)Расстояние, на которое распространяется огонь по по¬
верхности строительных конструкций, является важной ха¬
рактеристикой, определяющей вероятность развития пожа¬
ра по помещению или из помещения очага пожара в смеж¬
ное помещение. Расстояние, на которое может распростра¬
ниться пламя (как и скорость его распространения) зависит
от горючести материала, конструктивных особенностей
и условий развития температурного режима в помещении,
где этот материал применяется.Проведенные экспериментальные исследования на уста¬
новке, имеющей реальные размеры стандартных путей эва¬
куации, позволяют говорить о подобии закона теплообмена
на установке и в реальных условиях и выразить характер
теплового воздействия на поверхности через значение тем¬
пературы газовой среды в объеме помещения. Методика
экспериментальных исследований позволяет определить
значение температуры газовой среды, при которой распро¬
странение пламени по поверхности прекращается (Гкр), т. е.
скорость распространения пламени U = 0. Проведенные
экспериментальные и теоретические исследования измене¬
ния температуры газовой среды по длине коридора с высо¬
той 2,5-3,3 м позволили описать это изменение в виде зави¬
симостей (5.17) и (5.25), связывающих температуру в очаге
пожара с температурой в поэтажном коридоре. Эти соотно¬
шения позволяют определять распределение по длине кори¬
дора средних по сечению значений температур газовой сре¬
ды в зависимости от характера развития пожара в очаге
в любой момент. Расстояние от плоскости дверного проема,
связывающего поэтажный коридор с очагом пожара до сте¬
ны, где средняя температура становится равной Гкр, будет
315определять расстояние, на которое может распространиться
пламя. Это расстояние, определенное для максимальных
значений среднеобъемных температур в очаге, будет соот¬
ветствовать предельному распространению пламени.
На рис. 5.9 приведена зависимость расстояния, на которое
распространится пламя по поверхности, от значений Гкр
и среднеобъемной температуры в очаге пожара Т. Если при
анализе развития пожара используется “интегральный”
метод моделирования, приведенный в работе [10],
то температуру Т или расстояние / можно связать со време¬
нем развития пожара г, тем самым получив данные о дина¬
мике распространения пламени. Если при определении тем¬
пературы Т взять ее максимальное значение, то значение /,
найденное по рис. 5.9, будет соответствовать предельному
распространению пламени.На рис 5.10 приведены результаты экспериментальных
исследований распространения огня по поверхностям по¬
крытий полов в виде зависимости безразмерной длины рас¬
пространения огня S (Г) от безразмерного времени развитияпожара t , которое связано с температурным и тепловым
режимами пожара в помещениях, где размещены эти по¬
крытия (32).В данном случае безразмерные параметры определяются/ tчерез масштабы времени Го и длины xq, S(t) = — и t = —.*о *0Масштабы времени и длины находятся из соотношений:to = cphToq'1 и хо = (khToq'l)m,
где с\ р; X - удельная теплоемкость, Дж - кг' - К ; плот¬
ность, кг • м’3; теплопроводность, Вт • м'1 - К , материала
отделки; h - толщина отделки; То - начальная температура
окружающей среды, К; q — плотность теплового потокана фронте пламени, Вт • м' .
316I12
sФgCDa 5£ -0	4S' ECD 8a i
S Q.q_ &
|8
5 c:
g оm C
CD1
0)£§IОffКритическая температура Ткр, °CРис. 5.9. Зависимость предельного распространения пламени
от критической температуры Ткр и температурыв очаге пожара Т:1-Т= 1000 °С; 2 -Т = 900 °С;3-Т = 800 °С\4 -Т = 700 qC;5-T=600 °С;6-Т = 500 °СНесмотря на то, что распространение огня на поверх¬
ности является сложным процессом, зависящим от тепло¬
физических свойств материалов, конструктивных характе¬
ристик и температурного (теплового) режима развития по¬
жара, удалось, используя приведенные выше масштабы па¬
раметров, обобщить экспериментальные данные для прин¬
ципиально различных покрытий полов.
317S(t)Рис. 5.10. Зависимость безразмерной длины распространения пламениот безразмерного времени:О - эпоксидное покрытие “ЭПИРЕКС” толщиной 1,0 мм; © - эпоксидное по¬
крытие “ЭК-1 ” толщиной 4,0 мм; х - линолеум "Релин” толщиной 1,0 мм;Д - линолеум ПВХ на тканевой основеКачественное совпадение процессов позволило опи-а + bt ,,
сать их одним уравнением S(t) =	=	г-, где коэффи-1	+ ct + dtциенты а, Ъ, с, d зависят от характеристик покрытий:для линолеумов - а = 4,36; b = 576,8; с = -0,15; d= 0,03;
для эпоксидных покрытий - а = 3,36; Ъ = 659,2; с = 0,3;
d= -0,008.Связь с реальным временем и длиной распространения
огня по поверхности легко осуществить через нахождение
величин масштабов времени to и длины хо с использованием
данных рис. 5.10.
318Если в соотношениях, описывающих масштабы, принять
q = qто при определении to по рис. 5.9 можно выяснить,будет или не будет осуществляться распространение огня
по поверхностям в любое заданное физическое время развития
процесса. Если за определяющий параметр принять значение
масштаба хо, то по данным рис. 5.10 можно найти, в какой мо¬
мент времени произойдет распространение огня по поверхно¬
сти с заданной величиной физического распространения /, или
будет или не будет наблюдаться распространение огня по по¬
верхности. Такие же задачи можно решать и при произволь¬
ных значениях плотности потока q, который связан с усло¬
виями развития пожара в помещениях.На рис. 5.11 и 5.12 приведены результаты исследова¬
ния распространения пламени по поверхности покрытий
полов по методу “туннельная печь” [31, 32] и с помощью
радиационной панели [31]. В ходе проведения крупномас¬
штабных и лабораторных экспериментов удалось связать
индекс распространения пламени J с критической плотно¬
стью падающего теплового потока qKр [32] и критической
среднеобъемной температурой Ткр (°С) для покрытий полов.
Это позволяет для покрытий, испытанных на индекс рас¬
пространения пламени [31], используя данные рис. 5.11 или
5.12 и методы моделирования температурных и тепловых
режимов (гл. 4), связать лабораторные показатели J с усло¬
виями эксплуатации покрытий полов и, следовательно, про¬
гнозировать их пожарную опасность.Аналогичные зависимости для конструкций стен и по¬
толков получить не удалось. Это связано с тем, что часто
определяющим фактором в распространении пламени
по этим конструкциям является перенос тепла по газовой
фазе (“пробежка пламени”).
319Рис. 5.11. Зависимость между критической среднеобъемной
температурой и индексом распространения пламенидля покрытий полов“Пробежка пламени” в известной степени является
случайным процессом. Он зависит от физических свойств
материала самой отделки, ориентации при монтаже, техни¬
ческих условий монтажа, что существенно усложняет про¬
цессы моделирования.Уменьшение температуры газовой среды в зоне раз¬
мещения материала, а следовательно, и снижение плотности
теплового потока приводит к уменьшению предельного
распространения пламени. Изменять значение температуры
газовой фазы в зоне размещения можно за счет изменения
динамики пожара в очаге или за счет монтажа облицовоч¬
ного материала в зонах пониженных температур.
320< - кВт ’м'2Рис. 5.12. Зависимость между падающим критическим
тепловым потоком распространения пламени
и индексом распространения пламени для половРаспространение пламени по поверхности облицовоч¬
ных материалов не будет происходить, если эти материалы
смонтированы на высоте, где значение средней темпера¬
туры Ти не превышает значения критической температуры
или плотность поглощенного поверхностью конструкциитеплового потока равна или меньше q^{q<q^).Таким образом, изменяя высоту монтажа облицовочного
материала для различных условий возможного пожара, в очаге
можно добиться конструктивным путем различных пределов
распространения пламени. На рис. 5.13-5.17 приведена зави¬
321симость предельного распространения пламени по поверхно¬
сти облицовочных материалов с различными значениями Гкр
от возможных значений максимальных среднеобъемных тем¬
ператур в очаге пожара и высоты облицовки.Безразмерная высота облицовки h0^/HРис. 5.13. Зависимость предельного распространения пламени
по поверхности облицовочного материала с Ткр =70 °С
от высоты его монтажа:1 -Т= 1000 <С; 2 -Т= 900 <€; 3-Т = 800 V;4	-Т = 700 Х:;5-Т=600 сС;б-Т = 500 <€
322Большое практическое значение имеет использование
горючих материалов в качестве отделки, необходимой для
соблюдения правильной технологии эксплуатации объектов.
Это главным образом относится к спортивным сооружениям,
где в их зальных помещениях применяются в качестве от¬
делочных материалов синтетические покрытия беговых
дорожек, игровых полей и т. д.Безразмерная высота облицовки ho6/HРис. 5.14. Зависимость предельного распространения пламени
по поверхности облицовочного материала с Ткр = 120 °С
от высоты его монтажа:1-Т= 1000 °С; 2-Т = 900 °С;3-Т = 800 °С;4-Т= 700 °С;5-Т - 600 °С; 6-Т = 500 °С
323Применение таких материалов в зальных помещениях
спортивных сооружений (и им подобных) необходимо для
их правильной эксплуатации и ставит перед специалистами,
работающими в области пожарной профилактики, дополни¬
тельные задачи, связанные с обеспечением пожарной безо¬
пасности таких конструкций.Безразмерная высота облицовки h^JHРис. 5.15. Зависимость предельного распространения пламени
по поверхности облицовочного материала с Ткр = 200 ‘С
от высоты его монтажа:I	-Т= 1000 <€; 2-Т= 900 V;3-T = 800 СС
4-Т= 700 9С; 5 -Т = 600 <С; 6 -Т= 500 ‘С
324Рис. 5.16. Зависимость предельного распространения пламени
по поверхности облицовочного материала с Ткр = 250 *С
от высоты его монтажа:1-Т= 1000 СС;2-Т = 900 %?;3-Т=800 ЧС;4-Т = 700 °С; 5 -Т = 600 °С;6-Т = 500 °СОдним из способов уменьшения пожарной опасности
горючих отделочных (облицовочных) материалов является
ограничение пожарной нагрузки в помещениях, где исполь¬
зуются материалы (конструкции), способные при опреде¬
ленных условиях распространять огонь по своей поверхно¬
сти. Метод основан на определении допустимого количест¬
ва пожарной нагрузки, при горении которой максимальное
значение среднеобъемной температуры в помещении не бу¬
дет превышать его критического значения.
g- О	0,2 0,4 0,6 0,8	1Безразмерная высота облицовки hod/HРис. 5.17. Зависимость предельного распространения пламени
по поверхности облицовочного материала с Ткр = 300 X
от высоты его монтажа:1-Т= 1 ООО °С; 2 -Т= 900 °С; 3-Т = 800 СС;4-Т= 700 °С;5-Т=600 °СИзменение температурного режима возможного пожа¬
ра в помещениях, различных по конструктивно-планировоч¬
ным решениям, и при разных значениях пожарной нагрузки
определялось расчетным путем по методу “интегрального”
моделирования [10]. Численные эксперименты проведены
в следующих интервалах изменения основных исходных
параметров:-	объем помещений К= 1 • 10 -30-10 м;-	высота помещения Н= 3-25 м;-	отношение суммарной площади проемов к площади
пола П = 0-0,4.
Результаты анализа численных экспериментов приве¬
дены в разд. 4.4.Порядок определения допустимого количества пожар¬
ной нагрузки bv помещениях для известного значения Ткр
конструкции состоит в следующем.По анализу проектной документации или натурных
обследований определяются необходимые для расчета кон¬
структивно-планировочные характеристики исследуемого
помещения: средняя высота помещения Н\ объем помеще¬
ния V; величина проемности П.По соотношению, приведенному в гл. 2, в соответст¬
вии с найденными значениями V и П определяется величина
удельной плотности пожарной нагрузки gK.Kp- По данным
рис. 5.18 определяется значение максимальной среднеобъем¬
ной температуры в помещении объемом V, проемностью П
и высотой Н = 10м при количестве удельной пожарной
нагрузки gK.Kp(TH=\o). По графику, приведенному на рис. 5.19,
определяется отношение максимальных температур в по¬
мещении высотой Н к температуре в помещении с Н = 10
при V= 1 • 104. По данным рис. 5.20 определяется поправка
к температуре АТ, учитывающая отличие объема помеще-Л	2ния V от значения 1-10 м . Максимальное значение темпе¬
ратуры при пожаре в помещении с параметрами V, П и Н
определяется по соотношению
327Внутренний объем помещения V • 10'4, м3Рис. 5.18. Номограмма для определения значения максимальной
среднеобъемной температуры при пожаре
в помещениях высотой Н = ЮмС использованием данных рис. 5.21 определяется рас¬
четное допустимое удельное значение пожарной нагрузкис 2„Р=13,8.103кДж • кг'1 по соотношениюгкр\кр(5.29)Если определенное значение Тм < Гкр, то значение рас¬
четной допустимой удельной пожарной нагрузки берется
328равным ее критическому значению gK - gK.кр- Расчетное значе¬
ние допустимого количества пожарной нагрузки из материа-лов с Q? Ф 13,8 • 103 кДж • кг'1 определяется из выраженияРис. 5.19. Зависимость (TH/TH!0)v=itf =f(H/10) для определения
максимальной среднеобъемной температуры при пожареПри наличии в помещении к видов пожарной нагрузки
допустимое их значение определяется из выраженияВ этом случае допускаются любые количественные
сочетания из к материалов. Необходимым и достаточным
условием является соблюдение условий соотношения (5.31).В практике часто встречается распространение пламе¬
ни по газовой фазе без последующего загорания основы
(“пробежка пламени”). Такой вид распространения пламени
характеризуется большой скоростью (несколько метров
в секунду) и относительно непродолжительным временем.(5.30)1,2<33ъII0,81	1—0	0,51	1,5 2,0 2,5Отношение высот Н/10в помещении высотой Н и объемом V = 1 • 10"1 мк(5.31)/=1
329Рис. 5.20. Номограмма для определения ЛТОбычно время “пробежки” измеряется несколькими секунда¬
ми и в большинстве случаев встречается при использовании
лакокрасочных материалов, полимерных пленочных покры¬
тий и других облицовочных и отделочных материалов. Оцен¬
ка опасности “пробежки пламени” имеет важное практическое
значение, поскольку от этого в большинстве случаев зависит
возможность применения лакокрасочных изделий и неко¬
торых облицовочных материалов. Пожарную опасность
“пробежки пламени” будем оценивать по двум направлениям:
с точки зрения эвакуации людей и с точки зрения возможно¬
сти распространения пожара по лакокрасочным и облицовоч¬
ным материалам с последующим их загоранием.
Отношение температур Ткр/Ти
Рис. 5.21. Зависимость (gJgKp) =/(Ткр/Тл) для определения допустимой
удельной пожарной нагрузки с = 13,8 МДж • кг'1Для обеспечения безопасной эвакуации людей “про¬
бежка пламени” любой продолжительности недопустима,
поскольку, даже в силу малой продолжительности, она мо¬
жет быть неопасна по тепловому воздействию, но будет
опасна как причина возникновения паники.С точки зрения обеспечения безопасной эвакуации
людей конструкции на путях эвакуации не должны распро¬
странять пламя по своей поверхности (в том числе и
не должно быть “пробежки пламени” любой продолжитель¬
ности) при температурах, равных (и меньших) температуре,
при которой обеспечивается безопасная эвакуация людей
при пожаре.Гораздо сложнее оценка влияния “пробежки пламени”
на характер распространения пожара по помещению и зда¬
331нию. Очевидно, “пробежка пламени” не всякой продолжи¬
тельности повлечет за собой быстрое развитие пожара.Рассмотрим в этом аспекте опасность “пробежки пла¬
мени” по горючим облицовочным материалам. “Пробежка
пламени” происходит со скоростями намного большими,
нежели распространение пламени по конденсированной фа¬
зе. В достаточно короткий промежуток времени горящие
газы распространятся по всей поверхности облицовочного
материала или его большей части.Степень опасности этого состояния облицовочного
материала будет зависеть от того, успеет поверхность кон¬
денсированной фазы нагреться до температуры воспламе¬
нения за время “пробежки пламени” или нет. Если конден¬
сированная фаза облицовочного материала успеет воспла¬
мениться от воздействия горящих газов, то опасность “про¬
бежки пламени” будет очевидна. Возможность воспламене¬
ния конденсированной фазы зависит от времени “пробежки
пламени”, начальной температуры поверхности, свойств
облицовочного материала и температуры горячих газов, на¬
гревающих эту поверхность.Определим допустимое время “пробежки пламени”,
используя следующие соображения. Как правило, обли¬
цовочные материалы используются на массивных негорю¬
чих основаниях, толщина которых намного больше толщи¬
ны самой облицовки. К моменту начала “пробежки пламе¬
ни” и до момента его окончания основа, на которой
смонтирована облицовка, не прогревается на всю глубину.Распределение температуры по толщине конструкции
опишем следующим полиномом:Т = а + ву + су2,	(5.32)где^ - координата, нормальная к поверхности.
332Определим коэффициенты полинома (5.32), используя
следующие граничные условия:Л л dT
при у = 0: -Хп0 <lw\dy у	(5.33)7Тпри у ~ 6, где 8 =fit): Т= Tw — 8= 0.dyС учетом выражения (5.33) значения коэффициентов
следующие:а=Т0+	-^;с = Jh-	(5.34)2ХМ	2А,мбчто приводит к выражению для определения профиля тем¬
пературы в массиве конструкции:т= Twa+ ^--^у + -^-у2.	(5.35)0 2ХМ	2 кУИзменение температуры на поверхности облицовочно¬
го материала определяется из уравнения (5.36) при у = 0:Tw = TWQ + ^ .	(5.36)В выражении (5.36) TWQ - температура поверхности
облицовочного материала в момент возникновения “про¬
бежки пламени” (t = 0); 8 — толщина прогрева конструкции,
является функцией продолжительности “пробежки пламе¬
ни” и зависит от условий развития пожара, в частности,
от времени возникновения “пробежки пламени”:5	= 60 + 8/,	(5.37)где 5о - глубина прогрева конструкции в момент возникно¬
вения “пробежки пламени”, м; 8, - прогрев конструкции
за время “пробежки пламени”, м.
333Глубину прогрева конструкции к моменту возникно¬
вения “пробежки пламени” определим из работы [10]:где TWQ - температура поверхности облицовки, при которой воз¬
никла “пробежка пламени”, К; То — начальная температура по¬
верхности, равная температуре обогреваемой поверхности, К;
tn - время прогрева конструкции до возникновения “пробежки
пламени”, с; - коэффициент температуропроводности конст¬
рукции, м2 • с’1. Коэффициент температуропроводности конст¬
рукции определяется из следующего выражения:где индекс “м” относится к материалу, “ос” - к основе.Глубина прогрева конструкций за время “пробежки
пламени” определяется из выраженияВ общем случае значение коэффициента температуро¬
проводности определяется из соотношенияПоскольку “пробежка пламени” происходит в течение
непродолжительного времени, можно принять, что ач = ак.(5.38)а, (5.39)(5.40)
334Общая глубина прогрева конструкции определяется
из соотношения5 =2ак„ (Г,ко v wo-г.)п+2«к0 (гв - Тщ)Г.(5.42)Подставив соотношение (5.42) в (5.36), после неслож¬
ных преобразований получим продолжительность “пробеж¬
ки пламени”, которая может привести к загоранию конден¬
сированной фазы на поверхности облицовочного материала,2. W2км2 ако(т -Т )V	о ) t2(т -Т )\ХВ XWq )(5.43)к0 V* В - w0Таким образом, если продолжительность “пробежки
пламени” будет меньше времени tR, определяемого из вы¬
ражения (5.43), то это не приведет к воспламенению кон¬
денсированной фазы. При условии, что t > tB, “пробежка
пламени” перейдет в горение конденсированной фазы, что
существенно повлияет на процесс развития пожара.Из уравнения (5.43) легко получить предельное значе¬
ние плотности теплового потока, при величине которого
на поверхности конструкции разница во времени возникно¬
вения “пробежки пламени” и загорания конденсированной
фазы будет стремиться к нулю:<7ПР
Ч w2(7; - ТЩ) ям2°к0 (ТЩ ~ ТП )П(5.44)Как видно из уравнений (5.43) и (5.44), уменьшениеплотности теплового потока при его значениях qw < q"р при¬
335водит к увеличению значения /в, т. е. увеличению допустимого
времени “пробежки пламени”. Уменьшения эффективной
плотности теплового потока на поверхности отделочных и об¬
лицовочных материалов в условиях пожара при их примене¬
нии на путях эвакуации можно достичь за счет снижения тем¬
пературы горячих газов, воздействующих на эти поверхности,
в том числе и при помощи конструктивных мероприятий.В табл. 5.2 приведены результаты огневых испытаний
на установке “туннельная печь” [31].Таблица 5.2Результаты испытаний облицовочных и отделочных материалов
на их способность к распространению пламени по поверхности (31]Наименование материала,
ГОСТ, ТУОрганизация-разработчикS3Р-§а.<D|О.Класс конструктивной по¬
жарной опасности
по СНиП 21-01-97*Индекс растраранения пла¬
мени [31],ГОСТ 12.1.044-89Покрытия половТафтинговое напольное
покрытие,ТУ 17 РСФСР 42-86423-76ПО Моссгройпласт-
масс Г лавмоспром-
стройматериалов,
г. Мытищи Моск. обл.240КЗ30,6Покрытие “Ковроплен”,
ТУ 400-1/184-79То же160КЗ74Линолеум ПВХ антиста¬
тический для судострое¬
ния, опытная партия (ОП)tt480K2Линолеум ПВХ антипири-
рованный (ОП)tt180КЗ•Линолеум ПВХ со вспе¬
ненным слоем и печатным
рисунком, тип 1-А,ТУ 400-1/411-50-79ft135КЗ68
336Продолжение табл. 5.2Наименование материала,
ГОСТ, ТУОрганизация-разработчикКритическая температура°СКласс конструктивной по¬
жарной опасности
по СНиП 21-01-97*Индекс растраранения пла¬
мени [31],ГОСТ 12.1.044-89Линолеум ПВХ много¬
слойный с печатной
пленкой (ОП)ПО Моссгройпласг-
масс Главмоспром-
сгройматериалов,
г. Мытищи Моск. обл.40КЗЛинолеум ПВХ на пла¬
стификаторе ТФФ,ТУ-400-1/411-26-81То же350К23,4Линолеум ПВХ на пла¬
стификаторе ДФИБФФ,
ТУ 400-1/411-27-82п310КЗ8,8Линолеум ПВХ на ткане¬
вой основе (ОП)Хлюпинский завод
стройполимеров
Г лавмособлстрой-
материалов,
п. Хлюпино
Моск. обл.К2Линолеум ПВХ, тип ВТ,
ТУ 400-1-17-80То же240КЗ20,6г Покрытие из керамиче¬
ских кислотоупорных
плит по прослойке
и с заполнением швов
мастикой на основе смолы
ФАЭД-8Ф40 (ОП)ЦНИИпромзданий,Москва255КЗТо же, с заполнением
швов раствором полимера
на основе мономера ФАМ
(ОП)То же>430К20Покрытие из эмали
на основе смолы
ФАЭД-8Ф55 (ОП)fi336К211,8
337Продолжение табл. 5.2Наименование материала,
ГОСТ, ТУОрган изация-
разработчикк*«5О.<и3Stfоао.Класс конструктивной по¬
жарной опасности
по СНиП 21-01-97*Индекс растраранения пла¬
мени [31],ГОСТ 12.1.044-89Покрытие из полимеррас-
твора на основе смолы
ФАЭД-8Ф35 (ОП)ЦНИИпромзданий,Москва260КЗ16,3Покрытие из эмали
ХС-5132 (ОП)То же290КЗ0Трикотажное ковровое
изделие, арт. 9615,ТУ 17 РСФСР 61-4554-76Московское про¬
изводственное
ковровое объеди¬
нение150КЗ65Линолеум ПВХ безоснов-
ный (ОП)ВНИИстройпо-
лимер, Москва500K12,6Синтетическое покрытие
“Спортан”,ТУ 6-05-1769-76Институт“Союзспортпроект”,Москва120КЗ86,7Флокированный ковер,
ТУ 6-15-1142-78Ашхабадский завод
бытовой химии195КЗ10Сборно-разборное
декоративное покрытие,
ТУ 6-05-1403-71Производственно¬
техническое управ¬
ление ВДНХ СССР,
Москва160КЗ17,6Облицовки стен (с) и потолков (п)Панель “Декорот-П”ПО Мосстройпласт-
масс Главмос-
промстроймате-
риалов, г. Мытищи
Моск. обл.260КЗ12,2Асбосилитовые плиты,
облицованные декоратив¬
ным бумажно-слоистым
пластиком,ТУ 400-1-18-74 (с)То же180КЗ
338Продолжение табл. 5.2Наименование материала,
ГОСТ, ТУОрганизация-разработчикКритическая температура Т^,
°СКласс конструктивной по¬
жарной опасности
по СНиП 21-01-97*Индекс растраранения пла¬
мени [31],ГОСТ 12.1.044-89Пластик бумажно¬
слоистый декоративный
ГОСТ 9590-76 (с)ПО Мосстройпласт-
масс Главмос-
промстроймате-
риалов, г. Мытищи
Моск. обл.80КЗ23,3Отделочный материал
“Винистен” (ОП, с)То же190КЗ51Крупноразмерныйакмигран,ТУ 400-1/412-5-82(П)пК20Пластик бумажно¬
слоистый декоративный,
ТУ 400-1-18-79 (с)п160КЗ6,5Элементы вакуум-
формовочные из пласти¬
фицированного ПВХ,ТУ 21-92-76-81 (с)Эксперименталь¬
ное предприятие
НПО Полимер-
стройматериалы,
п. Тучково
Моск. обл.200КЗРейка ПВХ малоусадочная
декоративная,ТУ 21-29-95-81 (с)То же70КЗАсбоцементные листы,
облицованные материалом
“Винистен”,ТУ 400-1/51-91-76 (с)ПО Мосасботер-
мостекло,
г. Железнодорож¬
ный Моск. обл.230КЗАсбоцементные плиты
с окрасочным спецпокры-
тием ЭТ (ОП,С+П)Научно-исследо-
вательский сектор
института Гидро-
проект, Москва280КЗ24,1
339Окончание табл. 5.2Наименование материала,
ГОСТ, ТУОрган изация-
разработчикКритическая температура
°СКласс конструктивной по¬
жарной опасности
по СНиП 21-01-97*Индекс растраранения пла¬
мени [31],ГОСТ 12.1.044-89Асбоцементные листы
с окрасочным спецпокрыти-
ем типа ЭКТ-03 (ОП, С+П)Научно-исследо¬
вательский сектор
института Гидро-
проект, Москва275КЗ22,3*При испытаниях покрытия полов и потолка монтировались на бетонных конст¬
рукциях, облицовочные и отделочные материалы для стен - на стенах из красного кирпи¬
ча. Все конструкции монтировались без воздушного зазора.Поскольку рассматриваемый метод огневых испыта¬
ний не включен в список нормативных ссылок действую¬
щих СНиП 21-01-97*, то класс пожарной опасности, приве¬
денный в табл. 5.2, следует считать рекомендуемым.
340ГЛАВА 6ОШЕСТОЙКОСТЬ
И ПОЖАРНАЯ ОПАСНОСТЬ
СТРОИТЕЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ6.1.	Термины и определенияОбсуждение проблемы, рассматриваемой в настоящей
главе, необходимо начать с терминологии, которая исполь¬
зуется в научных работах и нормативных документах по ог¬
нестойкости и пожарной опасности строительных конст¬
рукций.К сожалению, в научных работах встречаются терми¬
ны, которые не только не совпадают с общепринятыми
нормативными, но и затрудняют понимание исследуемых
процессов.Рассмотрим термин “стандартный пожар”, который
подменяет в большинстве случаев нормативный термин
“огневые испытания при стандартном температурном ре¬
жиме” или “стандартный температурный режим”. Очевид¬
но, что эти термины, применяемые при описании одного
и того же процесса, по своей сути имеют разное значение.Нормативный термин “пожар” определяется как “не¬
контролируемое горение, приводящее к ущербу” [35].
341Добавление к нормативному термину “пожар” опреде¬
ления “стандартный” делает этот термин труднообъясни¬
мым, особенно применительно к условиям стандартных ис¬
пытаний. При стандартных огневых испытаниях горение
всегда контролируемое и не приводит к ущербу, а, наобо¬
рот, выполняет положительную функцию.Таким образом, термин “стандартные огневые испы¬
тания” сравнивать с термином “пожар” нецелесообразно.Вопрос о разработке некоего “стандартного пожара” и
использовании затем его в соответствующих нормативных
целях является спорным. По мнению автора, делать это не¬
целесообразно, особенно без изменения нормативного тер¬
мина “пожар”.Рассмотрим еще один термин, который встречается
в различных научных статьях, касающихся вопросов огне¬
стойкости строительных конструкций, - “предел огнестой¬
кости строительных конструкций в условиях “реальных”
пожаров”.Прежде чем сформулировать этот термин и дать ему
характеристику с точки зрения его правомерности для ис¬
пользования в специальной литературе, в том числе и для
нормативных задач, рассмотрим существующие норматив¬
ные термины [35].“Огнестойкость конструкций” - способность конст¬
рукций сохранять несущие и (или) ограждающие функции
в условиях пожара.Таким образом, “огнестойкость конструкций” - это
соответствующее свойство конструкций, определяющее их
способность сопротивляться воздействию пожара (тепло¬
вым нагрузкам и статическим нагрузкам, если такие имеют¬
ся). Следовательно, этот термин может быть применен для
342любых конструкций в условиях любых пожаров, в том чис¬
ле и для условий стандартных испытаний.“Предел огнестойкости конструкций” - показатель
огнестойкости конструкций, определяемый временем от на¬
чала огневого испытания при стандартном температурном
режиме до наступления одного из нормируемых для данной
конструкции предельных состояний по огнестойкости.В работе [31] приведены уточнения этого определе¬
ния, где указывается, что “испытание должно продолжаться
до наступления одного или по возможности последователь¬
но всех предельных состояний, нормируемых для данных
конструкций”. Это дополнение практически не меняет об¬
щего определения, приведенного в работе [35].Далее будут более подробно рассмотрены стандарт¬
ный температурный режим и предельные состояния по ог¬
нестойкости.В данном случае важно, что, исходя из определения,
термин “предел огнестойкости конструкций” относится
только к условиям стандартных испытаний [31 ] и использо¬
вать его в контексте с “реальным” пожаром ни практически,
ни теоретически недопустимо.Рассмотрим спорный вопрос в терминологии [35]о	“степени огнестойкости здания (сооружения, пожарного
отсека)” - классификационная характеристика объекта, опре¬
деляемая показателями огнестойкости и пожарной опасно¬
сти строительных конструкций.Вообще вся система и порядок нормирования в облас¬
ти пожарной безопасности зданий и сооружений говорят
об обратном. Огнестойкость и пожарная опасность строи¬
тельных конструкций определяются в зависимости от сте¬
пени огнестойкости здания и его класса конструктивной
пожарной опасности.
343В свою очередь, степень огнестойкости здания и его
конструктивную пожарную опасность определяют из усло¬
вий проектирования (этажность здания, площадь противо¬
пожарных отсеков, функциональная пожарная опасность
и другие функциональные условия проектирования, в част¬
ности для промышленных и складских помещений - кате¬
горий помещений, зданий по взрывопожарной и пожарной
опасности).При указании на эту неточность в определении “сте¬
пени огнестойкости здания” [35] подчеркивается, что нор¬
мируемые степень огнестойкости здания и его класс конст¬
руктивной пожарной опасности являются первичными от¬
носительно нормируемых пределов огнестойкости строи¬
тельных конструкций и их класса пожарной опасности.Отметим термин “пожарная опасность конструщии ” -
свойство конструкции, способствующее возникновению
опасных факторов пожара и развитию пожара.Важны оба свойства конструкции. Возникновение
опасных факторов пожара зависит от пожароопасных ха¬
рактеристик материалов, образующих конструкцию, и сте¬
пени их защиты от теплового воздействия очага пожара.Развитие пожара (ускоряющее развитие пожара)
в большей степени зависит от конструктивных особенно¬
стей (наличие или отсутствие пустот в конструкции) и на¬
личия или отсутствия гидравлических связей с помещением
возможного очага пожара.В специальной литературе можно встретить термин
“предел распространения огня”. Эта характеристика конст¬
рукции была нормативной до выхода документа [36] и яв¬
лялась частным случаем оценки пожарной опасности кон¬
струкции.
344Метод испытания строительных конструкций на рас¬
пространение огня изложен в работе [37] (прил. 1, обяза¬
тельное).Нормативными значениями являются минимальный
предел огнестойкости и класс пожарной опасности строи¬
тельных конструкций. Эти нормативные значения даны
в соответствующих документах на проектирование для раз¬
личных по своей функциональной пожарной опасности зда¬
ний и сооружений [36] и определяют нижний предел норма¬
тивных требований.Далее рассмотрим термины и определения, которые
не носят нормативного характера, но необходимы для одно¬
значного понимания дальнейшего изложения.Максимальный требуемый предел огнестойкости -
предел огнестойкости, которым должна обладать конструк¬
ция, обеспечивающая огнестойкость за все время свободно
развивающегося пожара (без процессов его тушения).Максимальный требуемый предел огнестойкости за¬
висит от условий развития пожара. Использовать конструк¬
ции с пределом огнестойкости выше максимального тре¬
буемого предела нецелесообразно, прежде всего с экономи¬
ческой точки зрения.Требуемый предел огнестойкости - требование к ог¬
нестойкости строительных конструкций, зависящее от ус¬
ловий развития пожара, экономических, социальных и дру¬
гих особенностей конкретного объекта защиты.Требуемый предел огнестойкости лежит между мини¬
мальным и максимальным требованиями по огнестойкости.Потеря огнестойкости строительной конструкции -
потеря способности конструкции сохранять несущие и (или)
ограждающие функции в условиях пожара. Потеря огне¬
345стойкости определяется по времени (мин, ч) от воспламене¬
ния (начала пожара) до момента потери огнестойкости.Очевидно, что потеря огнестойкости и предел огне¬
стойкости - разные понятия, отличающиеся друг от друга
по условиям теплового воздействия на конструкции. Предел
огнестойкости является нормативной величиной, а потеря
огнестойкости нормативной величиной не является.Несмотря на то, что потеря огнестойкости не является
нормативной величиной, она очень важна для оценки пове¬
дения конструкций в условиях “реальных” пожаров.Эквивалентная продолжительность пожара - про¬
должительность стандартных испытаний, воздействие кото¬
рых на конструкции аналогично воздействию на них “ре¬
ального” пожара.Введение понятия “эквивалентная продолжительность
пожара” позволяет связать нормативные требования по пре¬
делам огнестойкости с условиями развития “реальных”
пожаров.6.2.	Предел огнестойкости
строительных конструкцийЗа предел огнестойкости строительных конструкций
и инженерного оборудования принимается время от начала
их огневого стандартного испытания до возникновения од¬
ного или последовательно нескольких предельных состоя¬
ний по огнестойкости с учетом условий эксплуатации кон¬
струкций.Исследование огнестойкости конструкций связано
с обширными исследованиями в области строительной ме¬
ханики (статическая нагрузка) и теплообмена (тепловая на-
гоузкаУ
346„ Сложность теоретических разработок диктует исполь¬
зование экспериментальных методов исследований, как
наиболее достоверных. Результаты испытаний могут быть
использованы для оценки огнестойкости расчетными мето¬
дами для аналогичных (по форме, материалам, конструк¬
тивному исполнению) конструкций.Принципы испытаний на огнестойкость строительных
конструкций изложены в работе [31]. Этот стандарт регла¬
ментирует общие требования к методам испытаний строи¬
тельных конструкций и элементов инженерных систем
на огнестойкость при стандартном тепловом воздействии
в целях определения пределов огнестойкости.Стандартное тепловое воздействие создается путем
сжигания соответствующего топлива в объеме испытатель¬
ной печи и контролируется по изменению температуры
во время испытаний по закону, описанному в работе [31]:71- 7о = 3451g(8/ + 1),	(6.1)где Т - температура в печи в момент времени /, °С; Tq -
температура в печи до начала огневых испытаний, прини¬
мается равной температуре окружающей среды, °С; t - вре¬
мя от начала испытания, мин.Правомерность контроля тепловой нагрузки на строи¬
тельные конструкции с помощью измерения температуры
газовой среды подробно рассмотрена ниже.Примем выражение (6.1) как аксиому и отметим толь¬
ко степень качественного соответствия изменения темпера¬
туры (6.1) изменению температуры газовой среды (рис. 2.1).
Выражение (6.1) не описывает начальную стадию пожара
и в нем отсутствует описание затухающей стадии пожара.
Видимо, считать, что соотношение (6.1) отражает качест¬
венный характер изменения среднеобъемной температуры
347в очаге “реального” пожара, не представляется возможным.
Это вызвало развитие исследований, цель которых — привести
в соответствие результаты стандартных испытаний с услови¬
ями тепловых нагрузок при “реальных” пожарах. Об этих
исследованиях речь пойдет в разд. 6.3.Продолжим рассматривать вопросы, связанные с пре¬
делом огнестойкости. При исследовании пределов огне¬
стойкости различают следующие основные виды предель¬
ных состояний строительных конструкций.Потеря несущей способности вследствие обрушения
конструкции или возникновения предельных деформаций
Обозначают этот характер предельного состояния буквой R.Предельные состояния конструкций по потере несу¬
щей способности в зависимости от деформации R соответ¬
ственно работе [38] определяются:-	для изгибаемых конструкций предельное состояниенаступает, если прогиб достигает величины Ы20 или ско-2 1рость нарастания деформаций достигает L /(9000И) см • мин' .В данном случае L - длина пролета, см; h - расчетная
высота сечения конструкции, см;-	для вертикальных конструкций предельным состоя¬
нием является то, когда вертикальная деформация достигает
L/100 или скорость нарастания вертикальных деформаций
становится 10 мм • мин’1 для образцов высотой (3 ± 0,5) м.Потеря целостности в результате образования
в конструкции сквозных трещин или отверстий, через ко¬
торые на необогреваемую поверхность проникают про¬
дукты горения или пламя (Е). В процессе испытания потеря
целостности определяется при помощи ватного тампона,
который помещают в специальную металлическую рамку
и подносят к месту, где возможно проникновение пламени
348или продуктов горения, и в течение Ш с держат на расстоя¬
нии 20-25 мм от поверхности образца. Время от начала ис¬
пытаний до воспламенения или возникновения тления
со свечением тампона принимается за предел огнестойкости
по признаку потери целостности Е. При этом тление без
свечения не является признаком потери огнестойкости по Е.Потеря теплоизолирующей способности I определя¬
ется как следствие повышения температуры на необогре-
ваемой поверхности до опасных значений, которое может
привести к воспламенению материала в помещении, смеж¬
ном с очагом пожара, и таким образом способствовать его
распространению. Описанные значения температур должны
зависеть от условий эксплуатации конструкции, то есть
от функциональной пожарной опасности помещений [36].Принято считать, что потеря теплоизолирующей спо¬
собности I [38] происходит вследствие повышения темпера¬
туры на необогреваемой поверхности конструкции в сред¬
нем более чем на 140 °С, или в любой точке этой поверхно¬
сти более чем на 180 °С в сравнении с температурой конст¬
рукции до испытания, или более 220 °С независимо от тем¬
пературы конструкции до испытаний.Такие же предельные состояния приняты при опреде¬
лении предела огнестойкости дверей и ворот [39].Учет условий эксплуатации дверей шахт лифтов,
а также требования в части пожарной безопасности лифто¬
вых холлов и шахт лифтов позволили изменить значения
предельных температур на необогреваемой поверхности
створок дверей при определении предела огнестойкости его
теплоизолирующей способности I [40].Потеря теплоизолирующей способности I происходит
вследствие повышения температуры на необогреваемой по¬
верхности створок дверей шахт лифтов в сравнении
349с температурой образца перед началом испытаний в сред¬
нем более чем на 280 °С или более чем на 330 °С в любой
точке поверхности двери.При нормировании пределов огнестойкости строи¬
тельных конструкций, как правило, используются следую¬
щие предельные состояния [38]:-	для колонн, балок, ферм, арок и рам предельным со¬
стоянием является потеря несущей способности конструк¬
ции и ее узлов (R);-	для несущих наружных стен и покрытий - потеря не¬
сущей способности и целостности (R, Е);-	для ненесущих внутренних стен и перегородок - по¬
теря теплоизолирующей способности и целостности (Е, I);-	для несущих внутренних стен и перекрытий - потеря
несущей способности, целостности и теплоизолирующей
способности (R, Е, I).Обозначение пределов огнестойкости конструкций,
прошедших стандартные испытания (в том числе и числен¬
ные), состоит из условных обозначений нормируемых для
данной конструкции предельных состояний и цифры (или
цифр), соответствующей времени достижения этих пре¬
дельных состояний.Например: R 120 - означает, что предел огнестойкости
данной конструкции определен по потере несущей способ¬
ности и составляет 120 мин; REI 30 - предел огнестойкости
по потере несущей способности, целостности и теплоизоли¬
рующей способности независимо от того, какое из этих пре¬
дельных состояний наступило ранее, составляет 30 мин.Если для конструкции нормируют пределы огнестойко¬
сти по различным предельным состояниям, обозначение пре¬
дела огнестойкости состоит из двух или трех частей. Напри¬
мер, R 120/EI 60 - означает, что предел огнестойкости по по¬
350тере несущей способности составляет 120 мин, а по потере
целостности и теплоизолирующей способности - 60 мин.Цифровой показатель в обозначении предела огне¬
стойкости в часах должен соответствовать предпочтительно
одному из чисел ряда: 0,25; 0,5; 0,75; 1; 1,5; 2; 2,5; 3; 4; 6.Огнестойкость строительных конструкций является
сложным физическим процессом, зависящим от неаддитив¬
ных статических и тепловых нагрузок на эти конструкции.
Причем если в условиях стандартных испытаний тепловые
нагрузки строго зафиксированы, то в реальных условиях их
может быть огромное количество, отличающихся как каче¬
ственно, так и количественно друг от друга.Основными параметрами, которые оказывают опреде¬
ляющее влияние на предел огнестойкости бетонных и желе¬
зобетонных конструкций, являются: физические характери¬
стики бетона, вяжущего и заполнителя; класс арматуры;
тип конструкции; форма поперечного сечения; размеры
элементов; величина статической нагрузки; влажность бе¬
тона; условия нагрева (тепловая нагрузка).Уже простое перечисление определяющих параметров
указывает на сложность исследуемого процесса.Предел огнестойкости изгибаемых и внецентренно
сжатых с большим эксцентриситетом элементов по R зави¬
сит в сильной степени от критической температуры нагрева
арматуры. Критической температурой нагрева арматуры
является температура, при которой сопротивление растяже¬
нию или сжатию уменьшается до величины напряжения,
возникающего в арматуре от нормативной нагрузки.Защитный слой из бетона или другого теплоизоляци¬
онного материала предохраняет арматуру от быстрого на¬
грева и достижения ее критической температуры, при кото¬
рой наступает предел огнестойкости конструкции.
351Если нет специальных указаний, то при определении
предела огнестойкости за критическую температуру про¬
грева арматуры или металлических конструкций принима¬
ется 500 °С.В данном случае обеспечение требуемого предела ог¬
нестойкости достигается применением теплоизоляционного
покрытия необходимой толщины, обеспечивающего тепло¬
вую защиту металлических конструкций от воздействия те¬
пловой нагрузки.Например, теплоизоляционное покрытие из известко¬
во-цементной штукатурки (толщиной 15 мм), гипсовой
штукатурки (10 мм), вермикулитовой штукатурки или теп¬
лоизоляции из минерального волокна (10 мм) эквивалентно
увеличению на 10 мм толщины слоя тяжелого бетона.В табл. 6.1 приведены физические параметры некото¬
рых строительных материалов, которые необходимы для
практических расчетов прогрева конструкций, в том числе и
для определения необходимой толщины защитного слоя
при определении предела огнестойкости.Таблица 6.1Физические параметры некоторых строительных материаловМатериалОбъ¬
емная
масса,
кг - м‘3Коэффициент
теплопроводности,
Вт • м • °С'Удельная теплоем¬
кость,
кДж • кг'1 • °С‘Сте¬пеньчер¬нотыГ ипсобетонные
плиты1300о44+00о<-л0,84 + 6- 10'4/0,9Сухая гипсовая
штукатурка9009000,23 + 3,5- 104/
0,17 + 2,6- 10'4/1,0 + 6- Ю"4/
1,01+5,9- ЮЛ0,90,86Асбестоцемент¬
ные листы18000,31 + 8- 10'5/0,84 + 6,3 • 10*4/0,96Минераловатныеплиты1200,07 + 5,8- 10"4/0,75 + 6,3 • 10-4/0,96
352Окончание табл. 6.1МатериалОбъ¬
емная
масса,
кг - м‘3Коэффициент
теплопроводности,
Вт • м 1 ■ °С'1Удельная теплоем¬
кость,
кДж • кг'1 • °С‘Сте¬пеньчер¬нотыЛисты из алюми¬
ниевого сплава2700-0,9+ 3,5 • 10'3f0,28Сталь углероди¬
стая обыкновен¬
ного качества780048-3,65 • 10‘2/0,44 + 4,8- 10'4/0,74Цементно-песча-
ная штукатурка19300,62-3,3 • Ю-4/0,77 + 6,3 • 100,87Кирпич глиняный
обыкновенный15800,34+ 1,7- 10'4/0,71 +4,2- 10'4/0.94Кирпич силикат¬
ный17300,79 + 3,5- 10'4/--Покрытие
по стали фосфат¬
ное огнезащитное2000,026+ 1,6- 10‘4/1,25 + 6,3- 10 Л0,92Бетон на извест¬
няковом щебне22500,84-4- 10 At0,71 +8,4- 10*4/0,63Бетон на гранит¬
ном щебне22201,42-11 • ЮЛ0,77 + 6,3 ■ 10'4/-Бетон песчаный19001,05-5,8- \0'AtТо же-Г азобетон
на молотом песке4800,093 + 7- 10‘5/0,92 + 6,3 • 10'4/-То же7500,186 + 8,1 • 10’5/То же-Керамзитобетон9500,23 + 13,3 • 10'5/0,84 + 5,8 • 10'4(-То же13800,385 + 8,1 • 10'5/0,92 + 6,3 ■ 10'4/-Предел огнестойкости железобетонных конструкций
в сильной степени зависит от их статической схемы работы.
В общем случае предел огнестойкости статически неопре¬
делимых конструкций больше, чем предел огнестойкости
статически определимых, если в местах действия отрица¬
тельных моментов имеется необходимая арматура.
353Увеличение предела огнестойкости статически неопре¬
делимых изгибаемых железобетонных элементов зависит
от соотношения площадей сечения арматуры над опорой
и в пролете согласно табл. 6.2 [41], при этом не менее 20 %
требуемой на опоре верхней арматуры должно проходить
над серединой пролета. Более подробные и полные сведе¬
ния по обеспечению требуемых пределов огнестойкости
несущих железобетонных конструкций приведены в рабо¬
тах [41-43].Предел огнестойкости несущих металлических конст¬
рукций зависит от приведенной толщины металла 5пр, кото¬
рая определяется по формулегде А - площадь поперечного сечения, см ; и - обогревае¬
мый периметр сечения, см.Таблица 6.2Увеличение предела огнестойкости
статически неопределимых изгибаемых железобетонных элементовОтношение площади
арматуры над опорой
к площади арматуры
в пролетеУвеличение предела огнестойкости изгибаемого статиче¬
ски неопределимого элемента, %, по сравнению
с пределом огнестойкости статически определимогоэлемента0,25100,5251502150В табл. 6.3 даны условия определения приведенной
толщины конструкций, встречающихся в практике строи¬
тельства.
354Таблица 6.3
Определение приведенной толщины металлаВид сеченияЗначение 5при- аАи- аа3V/Ш-аах И
a + 2hh2t(a + h-2t)
a + 2hВид сеченияЗначение 5прhаls-4А_иЛиа4axh
2 (a + h)t{a + h -2t)
a + hd4Обогреваемый периметр металлической конструкции
определяется без учета поверхностей, примыкающих к мач¬
там, настилам перекрытий и стен, при условии, если предел
огнестойкости этих конструкций не ниже предела огнестой¬
кости обогреваемой конструкции.
355Для ферм и других статически определимых конст-
рукций, состоящих из элементов различного сечения, при¬
веденная толщина металла определяется по наименьшему
значению для всех нагруженных элементов.На рис. 6.1 приведены результаты нагрева стальной
плиты при различной конструктивной ее защите в условиях
стандартных испытаний.Результаты, приведенные на рис. 6.1, можно использо¬
вать для оценки эффективности огнезащиты металлических
конструкций различными теплоизоляционными материала¬
ми, зная значение критической температуры (обычно 500 °С)
и приведенную толщину металла 5пр.Пределы огнестойкости каменных конструкций зависят
от вида материала, из которого эта конструкция выполнена,
и ее толщины с учетом наружных покрытий из негорючих
теплоизоляционных материалов (обычно штукатурка):-	стены и перегородки из сплошных керамических
и силикатных кирпича и камней при толщинах: 6,5 см -I	0,75, 12 см -1 2,5, более или равных 25 см -1 > 5,5;-	стены из естественных, легкобетонных и гипсовых
камней, облегченных кирпичных кладок с заполнением лег¬
ким бетоном, несгораемыми или горючими теплоизоляци¬
онными материалами группы Г1 при толщинах: 6 см - I 0,5,
12 см - I 1,5; более или равных 25 см -1 > 4,0;-	стены из виброкирпичных армированных панелей
из силикатного и обыкновенного глиняного кирпича тол¬
щиной 15 см (сплошное опирание на раствор, средние на¬
пряжения вертикальных нормативных нагрузок) - при зна¬
чениях нагрузок, меньше или равных 30 кгс - см , - I 3,7,
при 31—40 кгс • см"2 — R 2,5, при нормативных нагрузках бо¬
лее 40 кгс • см"2 предел огнестойкости необходимо опреде¬
лить по результатам испытаний;
356-	перегородки из пустотелых керамических камней
при толщине, определяемой за вычетом пустот: при тол¬
щине 3,5 см - I 0,5, при 5 см - I 1, при 6,5 см - I 1,5, при
8 см -12;-	кирпичные колонны и столбы сечением 25x25 см - R 2,5;25x38 см - R 3.Пределы огнестойкости фахверковых стен и перего¬
родок из кирпича, бетонных и естественных камней
со стальным каркасом зависят от степени огнезащищен-
ности элементов стального каркаса.Если элементы стального каркаса не защищены, то ог¬
нестойкость таких конструкций определяется в зависимости
от минимальной приведенной толщины незащищенного
элемента металлического каркаса 5пр: при 8пр = 0,3 - R 0,12;
5пр = 0,5 - R 0,15; 5пр = 1 - R 0,25; 5пр = 1,5-R 0,3; 5^ = 2-R 0,35;
5пр = 3 - R 0,45.Приведенная толщина незащищенных элементов сталь¬
ного каркаса определяется по соотношению (6.2) с учетом
данных табл. 6.3.Предел огнестойкости несущих деревянных конструк¬
ций может быть ориентировочно определен с учетом скоро¬
сти обугливания элементов конструкций. Скорость обугли¬
вания может быть принята 0,7 мм • мин'1 для элементов се-2	1
чением 120x120 мм и более и 1 мм • мин' - для элементовсечением менее 120x120 мм . Огнезащитная обработка
не уменьшает скорости обугливания древесины, а следова¬
тельно, и не увеличивает пределы огнестойкости конструк¬
ций из нее. Металлические соединительные детали дере¬
вянных конструкций должны быть защищены от огня
и иметь предел огнестойкости не ниже требуемого предела
огнестойкости конструкции.
357t, минРис. 6.1 а. Зависимость температуры Т стальной пластины
с облицовкой минераловатными плитами (матами) на синтети¬
ческом связующем толщиной 100 мм от времени нагрева t (кривая 1).
Цифры у кривых соответствуют приведенной толщине металла 5^, мм
11001000900800700600500400300200100Рис.t, мин.16. Зависимость температуры Т стальной пластины,тцованной фосфатным огнезащитным покрытиемтолщиной 10 мм, от времени нагрева t
359t, минРис. 6.1в. Зависимость температуры Т стальной пластины,облицованной фосфатным огнезащитным покрытиемтолщиной 40 мм, от времени нагрева /
11001000900800700600500400300200100Рис._i	I	I	I	I	30	60	90	120	150t, MUH1г. Зависимость температуры Т стальной пластиныс облицовкой из сухой гипсовой штукатуркитолщиной 32 мм от времени нагрева t
361t, минРис. 6.1д. Зависимость температуры Т стальной пластиныс облицовкой из красного кирпича толщиной 65 ммот времени нагрева t
362о1100 -1000 -900800 -700600 ~500400300200 -10060	90t, минРис. 6.1е. Зависимость температуры Т стальной пластиныс облицовкой из цементно-песчаной штукатуркитолщиной 40 мм от времени нагрева t
11 ОС100(ЭОС8 ОС7 ОС600500400300200100iи С. (363t, мин'ж. Зависимость температуры Т стальной пластиныоблицовкой из цементно-песчаной штукатуркитолщиной 20 мм от времени нагрева t
364t, минРис. 6.1з. Зависимость температуры Т стальной пластиныс облицовкой из цементно-песчаной штукатуркитолщиной 5 мм от времени нагрева t
365Предел огнестойкости несущих деревянных конструк¬
ций в сильной степени зависит от их огневой защиты него¬
рючими материалами:-	деревянные стены и перегородки, оштукатуренные
с двух сторон, при толщине слоя штукатурки с каждой сто¬
роны не менее 2 см и толщине деревянной конструкции
10 см - R, I (0,6), при 15 см - R, I (0,75), при 20 см - R, I (1),
при 25 см - R, I (1,25);-	деревянные каркасные стены и перегородки, оштука¬
туренные или обшитые с двух сторон листовыми материа¬
лами группы горючести Г1 или НГ толщиной не менее 8 мм
с заполнением пустот из материалов Г1 - R, I (0,5) и него¬
рючими материалами (НГ) - R, I (0,75);-	перекрытия деревянные с накатом или с подшивкой
и штукатуркой по дранке или по сетке при толщине штука¬
турки, равной или более 2 см, - R, I (0,75);-	перекрытия по деревянным балкам при накате из не¬
горючих материалов и защите слоем гипса или штукатурки
толщиной 2 см - R 1 и при толщине 3 см - R 1,5;-	деревянные клееные балки прямоугольного сечения
при пролете 300-1200 см, высоте 31,5-72 см и ширине
12-21 см - R 0,5;-	колонны и стойки клееные и из цельной древесины,
защищенные штукатуркой толщиной не менее 2 см, сечением20x20 см2 и более - R 1.Более подробно о пределах огнестойкости конструк¬
ций, прошедших стандартные испытания, можно узнать
из работ [41, 44].Остановимся далее на тепловой нагрузке, которая реа¬
лизуется в условиях стандартных испытаний.Рассмотрим способ контроля тепловой нагрузки при
проведении стандартных испытаний по температурному
366режиму, определяемому по соотношению (6.1): Т - То =
= 3451g (8/+ 1).Под тепловой нагрузкой будем понимать то количест¬
во тепла, которое подводится к строительной конструкции
от источника тепловой энергии (Дж) и воздействует на нее
с соответствующей мощностью (Вт). Очевидная связь мощ¬
ности теплового воздействия q и количества тепловой энер¬
гии, подведенной к поверхности исследуемого образца Q,12определяется соотношением Q - Jq(t)dt. Далее будем ис-'1следовать плотности тепловых потоков (q, Вт • м"2) и коли-
чество подведенного тепла (Q, Дж • м’).Плотность теплового потока является сложной функ¬
цией, зависящей от разности температур газовой среды
и поверхности конструкции и условий (или законов) тепло¬
обмена. Очевидно, что контролировать, а тем более опреде¬
лять плотность теплового потока с помощью замера только
температуры газовой среды, некорректно. Поэтому метод
контроля тепловой нагрузки при испытании на огнестой¬
кость следует уточнить в части замены контроля темпера¬
туры среды в огневой камере на контроль плотностей теп¬
ловых потоков, поступающих к испытываемой конструкции
и адекватных принятой зависимости (6.1).Для определения нормативных значений плотностей
тепловых потоков рассмотрим структуру (характер) переда¬
чи тепла от источника (факела пламени) к поверхности ис¬
пытываемой конструкции.При определении пределов огнестойкости строитель¬
ных конструкций расчетными методами [42-44] традицион¬
но используют граничные условия III рода с заданием коэффи¬
циентов теплоотдачи а в виде зависимостей:
367для обогреваемых поверхностейГ 'г \4 / ^ \4, Вт-м^-К'1; (6.3)ИЗ IVдля необогреваемых поверхностейf Тм>2Вт-м'2*К'\ (6.4)Структура соотношений (6.3) и (6.4) указывает на то,
что рассматриваются два закона теплоотдачи: конвектив¬
ный и лучистый.Закон лучистого теплообмена принят как между двумя
изотермическими поверхностями бесконечной длины с оп¬
тически прозрачной газовой средой.Поскольку среда является оптически прозрачной, то для
условий лучистого теплообмена применение модели диффу¬
зионного теплообмена (с использованием параметра а), как
это делается в литературе [42-44 и др.], не соответствует
принятому физическому процессу и может рассматриваться
как искусственный вычислительный прием.Возникает вопрос: почему в части конвективной со¬
ставляющей для обогреваемой поверхности принята посто¬
янная величина, а для необогреваемой ак =-2 -IПричем для обогреваемой поверхности ак = 29 кВт • м" - К .Величину в размерности кВт следует считать опечат¬
кой, естественно, надо читать: ак = 29 Вт • м 2 • К Такое
значение ак является явно завышенным даже для условий
вынужденной конвекции.
368В литературе, посвященной расчетным методам опре¬
деления предела огнестойкости конструкций, не указывает¬
ся, какая модель конвективной составляющей принята для
моделирования (вынужденная или естественная конвекция).Для необогреваемой поверхности ак = f(y)Tw -7^),что может следовать из модели турбулентной естественнойуконвекции, где ак = /(Gг)/3.Учитывая это предположение, а также результаты ис¬
следования процессов теплообмена при пожаре, изложен¬
ные в гл. 4, а также в работах [10, 1], можно принять про¬
цесс передачи тепла от газовой среды к обогреваемой по¬
верхности как турбулентную естественную конвекцию.При этом коэффициент конвективного теплообмена
определяется из соотношения [ 1 ]ак = 0,135(GrPr)^,	(6.5)еВ(Т -Т )х3где Gr = w 0°	число Грасгофа; Рг - число Прандгля,vкоторое для воздуха, дымовых газов, а также их смесей для
практических расчетов принимается Рг = 1.Значения конвективного коэффициента теплоотдачи
для условий стандартных испытаний при определении пре¬
делов огнестойкости строительных железобетонных и ана¬
логичных им по теплофизическим параметрам конструкций,
определенные по уравнению (6.5), приведены в табл. 6.4.В период испытаний с 15-й по 360-ю мин коэффици¬
ент конвективной теплоотдачи меняется в пределах ак =
= (5,8-1,9) Вт • м'2 -К'1, что характерно для условий турбу¬
лентной естественной конвекции и не совпадает с принятым-2 -Iв расчетах постоянным значением ак = 29 Вт • м’ К' .
369Сравнивая соотношения (6.3)-(6.5), важно отметить,
что температуры Т«, и Тт имеют разные значения по качест¬
венным и количественным признакам. Too, следуя закону
Ньютона-Рихмана, является значением температуры
на внешней границе конвективного теплового пограничного
слоя. Гиз - это значение температуры излучателя, который
формирует лучистую составляющую сложного теплообмена.В данном случае лучистая составляющая главным
образом формирует тепловую нагрузку на конструкцию
(см. табл. 6.4) и зависит от характеристики факела пламени.Определим, какую же температуру (Тили Гиз) изме¬
ряют термопары, контролирующие режим в печах и стоя¬
щие на расстоянии 100 мм от поверхности нагрева.Прежде определим, правильно ли принята модель оп¬
тически прозрачного слоя, т. е. лучистый тепловой поток
свободно проходит через газовую среду, не нагревая ее.Оптически прозрачной газовую среду можно считать,
если для этой среды Bu « 1. Если Bu » 1, то среда является
оптически активной и в данном случае нельзя использовать
модель (6.3), (6.4) [30, 11, 10].Оценим значение Bu = к1 при Гиз = 1273 К, где к - ко¬
эффициент ослабления газовой среды можно найти по со¬
отношению к = 1,6 • 10’3Г- 0,5, м’1 [10] и /, м - значение ха¬
рактерного размера, принимая расстояние от факела пламе¬
ни до поверхности нагреваемой конструкции А = 0,8 м.VПо данным работы [29], / - т —, где значение т при-Fнимается в зависимости от величины V/F, V - объем газовой
среды, м3; F — поверхность, ограничивающая этот объем, м .
370По данным работы [15], определяющий размер для го¬
ризонтальных изотермических плоских тел можно найти/ Злиз соотношения / = — А.4Расчеты по приведенным выше соотношениям показы¬
вают, что при Т = 1273 К и А = 0,8 м к = 1,5 м'1, А = (0,6-1) м
при Аср = 0,8 м и Ви = 1,2 м.Это позволяет утверждать, что модель оптически про¬
зрачной газовой среды для условий стандартных испытаний
правомерна.Определим, что же измеряют термопары, установлен¬
ные на расстоянии 100 мм от нагреваемой поверхности. Из¬
мерять температуру излучателя Тт они не могут, так как
установлены на расстоянии от поверхности, которое гораз¬
до меньше расстояния от факела до поверхности.Оценим порядок толщины теплового пограничного
слоя, формирующегося у поверхности в условиях турбу¬
лентной естественной конвекции.Толщину теплового пограничного слоя 5, можно оце¬
нить из очевидного соотношения5, = Х/а.	(6.6)Если принять теплопроводность воздуха X =3	11= 31,5-10" Вт • м’ - К’ и диапазон изменения коэффициента
конвективной теплоотдачи ак = (2-6) Вт • м’1 • К"1 (табл. 6.4),
то легко определить, что толщина теплового пограничного
слоя будет изменяться в диапазоне 5К = (16-5) мм при сред¬
нем значении 5/ = 8 мм.*срТолщина теплового пограничного слоя существенно
меньше расстояния до размещения термопар. Поэтому тер¬
мопары должны фиксировать значения Г», т. е. значения
температуры на внешней границе пограничного слоя.
371Но в принятой модели среда является оптически про¬
зрачной и, следовательно, Tw > ТКонвективная состав¬
ляющая сложного теплообмена должна охлаждать, а не на¬
гревать поверхность.Однако многочисленные измерения показывают, что
Тоо> Tw и газовая среда нагревает конвекцией поверхность,
а не охлаждает, как это должно быть, исходя из принятой
модели.Превышение температуры газовой среды над темпера¬
турой поверхности вполне закономерно и объясняется оно
не столько процессами теплоотдачи, сколько процессами
смешения дымовых газов и нагретого воздуха от поверхно¬
стей огневой камеры с “холодным” воздухом в этой камере.
Математическая модель этих процессов в общей системе
модели тепловых нагрузок отсутствует, и поэтому досто¬
верно сказать, какая должна быть температура Т« в соотно¬
шении (6.3) и какую температуру измеряют контрольные
термопары, не представляется возможным. Отсюда и ре¬
зультаты стандартных испытаний, выполненных на разных
огневых камерах, не всегда совпадают.Все эти вопросы могли бы быть сняты, если контроль
испытаний в части тепловых нагрузок производился не из¬
мерением температуры газовой среды, а измерением плот¬
ностей падающих потоков на поверхность испытываемой
конструкции.Величины падающих лучистых тепловых потоков в усло¬
виях стандартных испытаний, соответствующих требованиям
изменения температуры во времени (6.1), приведены в табл. 6.4.Замена измерений температуры газовой среды на из¬
мерения плотностей падающих тепловых потоков не влечет
за собой каких-либо технических сложностей, при этом по¬
являются очевидные преимущества.
372Удается избавиться от неопределенности трактовки,
какую же температуру измеряют на расстоянии 100 мм
от поверхности, исключить некорректное применение диф¬
фузионной модели лучистого теплообмена для оптически
прозрачной газовой среды.Кроме того, контроль тепловой нагрузки посредством
измерения падающих лучистых тепловых потоков имеет
ряд преимуществ.Увеличивается точность измерения температуры ис¬
точника тепловой нагрузки, определяемой соотношением
(6.1). При точности измерения плотностей тепловых пото¬
ков 20 % (что является вполне реальным) точность измере¬
ния температуры составит 2-3 %. Отпадает большинство
обязательных требований по конструктивным характери¬
стикам печей и видам применяемых топлив. В результате
такой замены можно будет гарантированно сравнивать ре¬
зультат испытаний на предел огнестойкости конструкций
различных специализированных лабораторий.В табл. 6.4 приведены результаты расчетов теплотех¬
нических параметров, реализуемых при стандартных испы¬
таниях в соответствии с зависимостью (6.1) и принятой мо¬
делью сложного теплообмена (естественная конвекция и
лучистый теплообмен изотермических плоских параллель¬
ных тел через оптически прозрачную газовую среду).При выполнении расчетов использовались следующие
физические параметры.Изменение температуры на поверхности определялось
как среднее по данным работ [41^4] применительно к бе¬
тону со степенью черноты поверхности &w = 0,63. Степень
черноты излучателя, создающего тепловую нагрузку, при¬
нята по аналогии со степенью черноты газовой среды при
объемных пожарах в помещениях е = 0,8 [10].
Таблица 6.4Теплотехнические параметры стандартного испытания на предел огнестойкостистроительных конструкцийВре¬мя,минТемпе¬
ратура
по стан¬
дартной
кривой
(6.1), °СТемпе¬ратураобогре¬ваемойповерх¬ности,°СПлотность
конвек¬
тивной
состав¬
ляющей
темлового
потока,
кВт • м'2Плотность
падающего
лучистого
теплового
потока,
кВт • м'2Плотность
погло¬
щенного
лучистого
теплового
потока,
кВт • м'2Суммар¬
ная плот¬
ность
погло¬
щенного
теплового
потока,
кВт • м'2Конвектив¬
ный коэф¬
фициент
теплоот¬
дачи,Вт • м'2 • К'1Лучистый
коэффици¬
ент тепло¬
отдачи,
Вт • м'2 • К*1Суммарный
коэффици¬
ент тепло¬
отдачи,
Вг • м'2 ■ К1157386150,747,113,414,15,8109114,8308417200,669,31818,65,3148153,3609458500,49819,519,94,3205209,39010069400,211917,317,53,4262265,412010499800,213618,718,93,4271274,4150108010300,1414914,714,82,7294296,7180111010600,1116316,116,22,3322324,3240115311100,118415,215,32,3354356,3360121311800,0621713,313,41,9'418419.9to-оto
374В случае, если испытания проходит конструкция
со степенью черноты поверхности s„ отличной от приня¬
той в табл. 6,4 £w = 0,63, оценить плотность поглощенно¬
го теплового потока можно по соотношению
8/q. = q 	1— ? где q^) - плотность поглощенного тепло-8w=0,63вого потока, приведенного в табл. 6.4. Очевидно, что
плотность падающего лучистого < потока и конвективная
составляющая сложного теплообмена от степени черно¬
ты поверхности не зависят.Рассмотрим некоторые характерные параметры, при¬
веденные в табл. 6.4.Лучистый коэффициент теплообмена, как это показа¬
но выше, научной значимости не имеет. Он приведен для
оценки того, чем практически пользуются при современных
расчетах.Доля плотности конвективной составляющей от плот¬
ности поглощенной лучистой составляющей изменяется
от 5 % на 15-й мин до 0,05 % на 360-й мин. Это подтвер¬
ждает обоснованность приведенного выше предложенияо	контроле тепловой нагрузки по падающему лучистому те¬
пловому потоку, значения которого даны в табл. 6.4.Следует отметить, что среднее значение плотности по¬
глощенного теплового потока в интервале времени испыта¬
ния от 15 до 360 мин с точностью около 20 % составляет
16,5 кВт • м'2.Проведенные аналогичные расчеты для необогревае¬
мой поверхности при значении температуры ее поверхно¬
сти, равном максимально допустимому по признаку прогре¬
ва I (Tw = 220 °С), показали следующее.
375Плотность конвективной составляющей сложного те¬
плообмена составила qK — 1,8 кВт • м2, плотность теплового
потока, излучаемого в окружающую среду, qx = 2 кВт. Сум¬
марная плотность теплового потока от поверхности в окру¬
жающую среду 3,8 кВт • м'2, что составляет около 20 %
от плотности суммарного теплового потока, поглощенного
нагреваемой поверхностью.Результаты расчетов дают основание утверждать, что
при выполнении теплотехнических расчетов с достаточной
степенью точности можно использовать аналитические ре¬
шения нестационарной теплопроводности с граничными
условиями II рода при q = const, например из работы [29].Определяющим размером при расчете прогрева арма¬
туры в железобетонных конструкциях будет толщина за¬
щитного слоя, а при расчете предела огнестойкости по при¬
знаку прогрева I за определяющий размер следует прини¬
мать толщину конструкции. На необогреваемых поверхно¬
стях конструкции или защитного слоя можно использовать
адиабатические условия (q = 0).6.3.	Огнестойкость строительных конструкций
в условиях “реальных” по>каров. Эквивалентная
продолжительность по>караПредел огнестойкости конструкций в связи с методом
его определения является условной величиной и характери¬
стикой конструкции, отражающей ее способность сопро¬
тивляться воздействию огня при известных “стандартных”
условиях. В связи с этим предел огнестойкости конструк¬
ции не дает представления о реальном времени, в течение
которого конструкция может потерять свою несущую (или
преграждающую) способность в условиях “реальных по¬
376жаров. Кроме того, каждая строительная конструкция мо¬
жет быть использована в различных проектных решениях и,
следовательно, на нее могут воздействовать различные
тепловые нагрузки.Для правильного нормирования требуемых пределов
огнестойкости необходимо, учитывая характеристики “ре¬
альных” пожаров, определить пути обоснованного перехода
от многообразия условий “реальных” пожаров к единому
стандартному режиму. “Реальный” пожар и стандартный
метод испытаний являются явлениями одного рода, описы¬
ваются одними и теми же системами дифференциальных
уравнений и имеют подобные граничные условия.Для перехода от условий “реального” пожара к стан¬
дартному режиму нагрева конструкций обязательным явля¬
ется равенство всех определяющих критериев. Кроме так
называемой теплотехнической части вопроса необходимо
учитывать схему работы конструкции и условия (или схему)
ее разрушения, т. е. прочностную задачу. Совершенно оче¬
видно, что условия равенства определяющих критериев
можно добиться, только изменяя их значения при испыта¬
нии по стандартному режиму. Достижение равенства опре¬
деляющих критериев в условиях различных пожаров явля¬
ется сложнейшей научно-технической задачей, и ее реше¬
ние следует считать нецелесообразным, поскольку, в про¬
тивном случае, теряется смысл испытания конструкций
на огнестойкость по стандартному режиму, как испытания,
по которому нормируют пределы огнестойкости. Многооб¬
разие температурных режимов “реальных” пожаров делает
нецелесообразным проведение испытаний (определение
пределов огнестойкости) в условиях этих режимов.В ряде случаев невозможно предсказать условия,
в которых будет эксплуатироваться та или иная конструкция,
377что также говорит о справедливости этого утверждения. Мо¬
жет иметь практический интерес переход на иной режим ис¬
пытания для специальных конструкций, предназначенных
для эксплуатации в конкретных зданиях и сооружениях.Большинство строительных конструкций имеют ши¬
рокую область применения, и для определения предела их
огнестойкости используется стандартизированный метод
испытаний. Это позволяет не только определять способ¬
ность конструкций сопротивляться воздействию огня, но
и сравнивать между собой различные конструкции. Таким
образом, стандартный метод испытания строительных кон¬
струкций на огнестойкость позволяет производить сравни¬
тельную оценку и получать количественное значение пре¬
дела огнестойкости.Поскольку вопрос перехода от “реальных” пожаров
к стандартному испытанию вызван проблемой оценки пове¬
дения строительных конструкций, то сравнение тепловых
нагрузок необходимо проводить посредством анализа воз¬
действия этих пожаров на конструкцию. Продолжительность
стандартного испытания будет эквивалентна продолжитель¬
ности “реального” пожара, если последствия воздействия
стандартного испытания и “реального” пожара на соответст¬
вующую строительную конструкцию будут одинаковы. Па¬
раметром, определяющим соответствие стандартного испы¬
тания и “реального” пожара, является эквивалентная про¬
должительность пожара /экв. Эквивалентная продолжитель¬
ность пожара выражает собой продолжительность стандарт¬
ного испытания, воздействие которого на конструкцию ана¬
логично воздействию на нее “реального” пожара.Эквивалентная продолжительность пожара определя¬
ется по моменту потери несущей (огнепреграждающей)
способности соответствующей конструкции. Причем для
378металлических, огнезащищенных металлических, ряда же¬
лезобетонных изгибаемых элементов с арматурой в растя¬
нутой зоне потеря несущей способности может определять¬
ся по критическому значению температуры прогрева метал¬
лических конструкций или арматуры.Для таких конструкций приведение “реальных” пожа¬
ров к стандартному режиму осуществляется по моменту
достижения в какой-либо конструкции критических темпе¬
ратур, определяющих ее огнестойкость.Техника приведения заключается в следующем.Рассчитываются температуры прогрева, например, трех
защитных слоев толщиной 5j, 82, 63 (рис. 6.2а) в конструкции
при воздействии “реального” пожара. По точкам, соответст¬
вующим максимальным температурам прогрева слоев, стро¬
ится кривая зависимости этих температур от толщины
защитного слоя (рис. 6.2б). По величине критической темпе¬
ратуры Гкр определяют толщину защитного слоя 8пр, при ко¬
торой в условиях “реального” пожара конструкция может
потерять свою огнестойкость. Далее по толщине этого
защитного слоя расчетом находят предел огнестойкости кон¬
струкции, т. е. определяют длительность действия стандарт¬
ного испытания, также разрушающего рассматриваемую
конструкцию. Вычисленная длительность стандартного
испытания будет эквивалентна “реальному” пожару.Если предел огнестойкости конструкций, работающих
на сжатие, например таких, как колонны, несущие стены,
определяется достижением их несущей способности значе¬
ний нормативной рабочей нагрузки, общая процедура рас¬
чета прогрева конструкций должна быть дополнена стати¬
ческим расчетом изменения прочности конструкций за вре¬
мя возможного пожара в помещении. Определение предела
огнестойкости таких конструкций по температурной кривой
379стандартного испытания производится при условии непре¬
рывного повышения температуры внешней среды и в сече¬
нии колонны. При реальном” пожаре, в его затухающей
стадии, температура внешней среды уменьшается. Вследст¬
вие инерционности передачи тепла некоторое время про¬
должается повышение температуры в отдельных элементах
сечения конструкции, затем начинается ее охлаждение.Т1 maxjт1 тах2^0	т■* maxj<0Q.Q)С£t\ t2 hВремяtРис. 6.2а. Принцип определения максимальных
значений температуры по толщине конструкции:кривые прогрева защитных слоев, соответственно толщиной Sj, 82, S3,
время прогрева слоев до максимальных значений температур ТтахВ затухающей стадии пожара продолжается снижение
несущей способности железобетонных сжатых элементов1, 2,3-
t-
380конструкций. Поэтому расчет несущей способности таких
конструкций в условиях “реальных” пожаров должен вклю¬
чать в себя, помимо тепловой и статической задачи в разви¬
вающейся и развитой стадиях пожара, определение потери
несущей способности в затухающей стадии пожара.Толщина защитного слоя 5Рис. 6.26. Принцип определения критической толщины защитного слоя:	кривая прогрева защитных слоев при различных их толщинах;бф - критическая толщина защитного слоя;Ткр - критическое значение температурПорядок расчета несущей способности железобетон¬
ных конструкций при “реальном” пожаре представляет со¬
бой следующую процедуру.Рассчитывается температурный режим пожара, про¬
грев сечения конструкции и ее несущая способность со-
381гласно работам [42-44]. Закон теплообмена выбирается
в соответствии с ориентацией конструкции. Расчет ее несу¬
щей способности продолжается до тех пор, пока не достиг¬
нет максимума среднее значение температуры в сечении
конструкций, которое вычисляется по формулеMNIXгр		 ijсршах ~	j ’	(6-7)где Ту - температура в узле ij; Л/, N — количество шагов про¬
странственной расчетной сетки сечения колонны в на¬
правлениях ij.Практически аналогичные результаты дает использо¬
вание метода [42] для определения несущей способности
конструкции как суммы несущих способностей элементов
сетки до момента достижения максимальной температуры
последнего элемента. При этом несущая способность эле¬
ментов, которые уже остывают, принимается равной их не¬
сущей способности, соответствующей максимальной тем¬
пературе, достигнутой за время пожара.Фиксируется максимальная температура каждого рас¬
четного элемента сетки в сечении колонны (стены) за время
пожара TjJmax. Расчет прогрева колонны (стены) продолжа¬
ется до момента окончания действия инерционности про¬
грева (как правило, до полного остывания).Зная начальную несущую способность каждого эле¬
мента сетки сечения конструкции и значения 7^-тах, по зави¬
симости потери несущей способности бетонных образцов
от температуры их нагрева определяем потерю несущей
способности каждого элемента сетки при полном ее осты¬
вании. Затем рассчитывается несущая способность всей
конструкции при полном остывании суммированием несу¬
382щей способности каждого элемента. Путем линейной ин¬
терполяции определяется изменение несущей способности
конструкции от момента достижения максимальной средней
температуры в ее сечении до полного остывания. Тем са¬
мым определяется изменение несущей способности колон¬
ны за период всего свободно развивающегося пожара.Изложенный выше метод расчета потери несущей
способности конструкции позволяет решать вопрос о нор¬
мировании требуемого предела огнестойкости с помощью
перехода от “реальных” пожаров к стандартным испытани¬
ям. Принцип перехода от “реального” пожара к стандарт¬
ному испытанию по потере несущей способности конструк¬
ции состоит в следующем. Для заданной пожарной нагрузки
в помещении рассчитывается температурный режим воз¬
можного пожара, прогрев и изменение несущей способно¬
сти конструкции с различными пределами огнестойкости
(различные сечение и процент армирования). Строится зави¬
симость отношения несущей способности конструкции при
полном ее остывании к начальной ее величине, например
от размеров сечения при заданном проценте армирования.
В качестве иллюстрации на рис. 6.3, а приведено изменение
несущей способности колонн различного сечения от времени
пожара. По полученной зависимости, зная относительноезначение нормативной рабочей нагрузки NH, определяем со¬
ответствующую ей величину сечения колонны с заданным
процентом армирования, как это схематично показано
на рис. 6.3, б. По стандартному режиму испытания рассчиты¬
вается предел огнестойкости с полученной величиной сече¬
ния и заданным процентом армирования. Вычисленное зна¬
чение предела огнестойкости будет соответствовать эквива¬
лентному времени стандартного испытания, для данного
помещения и анализируемой строительной конструкции.
Время пожара tос ^
CD <5о
ECO5
о
оосCDI-0§EЭо01EО5?-QIО§о08§1Q)IПлощадь поперечного сечения
(с заданным процентом армирования)Рис. 6.3. Метод определения эквивалентной продолжительности
пожара по потере несущей способности конструкции:NSK — критическое сечение конструкции; NH = —-— относительная нормативнаяN.нагрузка; NH - нормативная нагрузка; S - сечения конструкций с заданнымпроцентом армирования; Nr - начальное значение несущей способности;‘‘оNr - начальное значение несущей способности
• i
384Рассмотрим некоторые результаты численных экспе¬
риментов по определению эквивалентной продолжительно¬
сти пожара с использованием изложенных выше алгорит¬
мов. Как показали исследования, для конструкции из желе¬
зобетона или огнезащищенного металла учет утечки тепла
вдоль конструкции приводит к снижению значений расчет¬
ных температур менее чем на 5 %, что не дает практическо¬
го повышения точности результатов, но значительно увели¬
чивает машинное время. В связи с этим для расчета прогре¬
ва конструкций, выполненных из железобетона или огнеза¬
щищенных металлических конструкций, использовались
одномерные модели. Для конструкции из металла разница
расчетных значений температур может превышать 5 %,
и при анализе прогрева металлических конструкций учитыва¬
лись возможные растечки тепла вдоль радиуса очага пожара.На рис 6.4-6.6 приведены результаты численных экс¬
периментов по прогреву строительных конструкций в усло¬
виях локальных пожаров. Эксперимент проведен при широ¬
ком диапазоне определяющих параметров. Значение кри¬
тической температуры изменялось в диапазоне от 400до 800 °С и значение	для железобетонных и огне¬защищенных металлических конструкций от 1,2 до 3,6, ме¬
таллических горизонтальных конструкций от 1,2 до 6,0, дляметаллических вертикальных конструкций x/Jf^= 0,5-2.Значение приведенной толщины 5пр для металлических кон¬
струкций изменялось от 5 • 10‘3 до 50 • 10‘3 м. Для горизон¬
тальных конструкций Я, м - расстояние от этих конструкций
до зеркала горения; для вертикальных конструкций х, м -
расстояние от центра очага до поверхности вертикальных
конструкций; Fn - площадь очага пожара, м2.
О. О	20	40	60	80 100cВремя пожара t, минРис. 6.4. Зависимость эквивалентной продолжительности
пожара от продолжительности пожара для железобетонных
и огнезащищенных металлических изгибаемых (горизонтальных)конструкций:	экстраполяция экспериментальных данных: О - = 400 °С;+ -Ткр = 500 °С; L~TKp = 600 °С;I-H/^<1,2; 2-H/JF„=l,4; 3-Н/^ = 1,8Как следует из результатов машинных экспериментов,
эквивалентная продолжительность пожара для изгибаемых
строительных конструкций и металлических сжатых конст¬
рукций не зависит от значения критической температуры.
Как для условий объемных пожаров, так и для условий ло¬
кальных пожаров величина эквивалентной продолжитель¬
ности пожара является универсальной характеристикой те¬
плового воздействия очага пожара на строительные конст¬
рукции для соответствующего помещения.На рис. 6.7 приведены результаты численного экспе¬
римента, позволяющие определить предельную продолжи¬
тельность локального пожара в зависимости от характери¬
стик конструкций и очага пожара.
386а::з5CD
&
IСГ
J3Eо01
J3_ c;
О |I'’O
О
&ОССОI5IQ>c;соCD3CD*:0	20	40Продолжительность пожара t, минРис. 6.5. Зависимость эквивалентной продолжительности пожара
от продолжительности пожара для металлических изгибаемых(горизонтальных) конструкций:	 - экстраполяция экспериментальных данных:О -Ткр = 400 °С; + - ТЩ) = 500 °С; А - Ткр = 600 °С;* - Ткр = 700 °С; □ - Ткп = 800 °С:кр1	- н/Д~ = 1,2; 2 - H//Fn = 1,6; 3 - h/JF„ = 2Под предельной продолжительностью локального по¬
жара понимается время, в течение которого конструкция
нагревается до критической температуры и, следовательно,
может потерять свою огнестойкость.
387Время пожара t, минРис. 6.6. Зависимость эквивалентной продолжительности пожара
от продолжительности пожара для металлических сжатых(вертикальных) конструкций:	 - экстраполяция экспериментальных данных;О, +, Д, #, □ - тоже, что на рис. 6.5;l-x/jF^ = 0,5; 2-х/у[К=1:	=Предельная продолжительность пожара в сильной
степени зависит от геометрических размеров очага и его
расположения относительно конструкций. Это позволяет
изменить предельную продолжительность пожара не только
за счет изменения свойств конструкции (замены конструк¬
ции), но и за счет инженерно-технических мероприятий, на¬
правленных как на ограничение и уменьшение площади
разлива (площади очага пожара Fn), так и на ограничение
388и уменьшение аварийного вылива ЛВЖ и ГЖ, или ограниче¬
ние количества пожарной нагрузки из твердых горючих
и трудногорючих материалов.3IQ)Э"соIоCD01
-О'’Оа>Параметр h/Jf^(x/Jf^)Рис. 6.7. Зависимость предельной продолжительностилокального пожара от параметра н/(х/ )для конструкций с различными пределами огнестойкости (ПО):	изгибаемые горизонтальные конструкции;	сжатые вертикальные металлические конструкции;1 - ПО = 0,33 ч; 2 - ПО = 0,25 ч; 3 - железобетонные и огнезащищенные
металлические конструкции, ПО = I ч; 4 - то же, ПО = 0,75 ч;5-то же, ПО - 0,5 ч; 6 - металлические конструкции, ПО = 0,33 ч;7 - то же, ПО = 0,25 чНа рис. 6.8 приведена зависимость предельного коли¬
чества пожарной нагрузки от параметра H/jFn . Наиболееопасная ситуация, относительно изгибаемых горизонталь¬
ных конструкций, возникает в условиях локальных пожаров
389при значении параметра H/JF^ = 1,2. В этом случае конст¬
рукция попадает в область пламени, имеющую максималь¬
ное значение температуры и тепловой нагрузки. Значениепараметра H/ypF^ = 1,2 соответствует величине площадигорения Fu = (0,83И) , а предельное значение пожарной на¬
грузки, при наличии которой продолжительность локально¬
го пожара будет иметь предельное значение, будет мини¬
мальным.Параметр н/л]Т^Рис. 6.8. Зависимость безразмерной предельной
пожарной нагрузки G от параметраН/уjF^Зависимость минимального значения предельного коли¬
чества пожарной нагрузки для изгибаемых железобетонных
и огнезащищенных металлических конструкций приведена
на рис. 6.9. Аналогичная зависимость для изгибаемых метал¬
390лических конструкций представлена на рис. 6.10.
На рис. 6.11-6.14 приведены номограммы, полученные с по¬
мощью численного эксперимента и позволяющие определять
эквивалентную продолжительность пожара для горизон¬
тальных и вертикальных незащищенных металлических
конструкций (рис. 6.11, 6.12), горизонтальных железобе¬
тонных и огнезащищенных металлических конструкций пе¬
рекрытий (рис. 6.13) в условиях локальных пожаров при го¬
рении ЛВЖ и ГЖ. Время пожара определяется по выраже¬
нию /п = G/\\foFn, где G - общее количество пожарной на¬
грузки, кг; ц/о - скорость сгорания материала пожарной на¬
грузки, кг • м'2 • мин'1.Предел огнестойкости конструкции, чРис. 6.9. Зависимость минимального значения предельного количества
‘пожарной нагрузки от предела огнестойкости железобетонных
и огнезащищенных металлических конструкций
391Рис. 6.10. Зависи¬
мость минималь¬
ного значения пре¬
дельного
количества по¬
жарной нагрузки
от предела огне¬
стойкости
изгибаемых
металлических
конструкцийо	0,1 0,2 0,3 0,4 0,5Предел огнестойкости конструкции, чНа рис. 6.14 приведены данные по эквивалентной про¬
должительности пожара для железобетонных и огнезащи¬
щенных металлических конструкций в условиях начальной
стадии пожара при горении твердых горючих и трудного¬
рючих материалов.На рис. 6.15-6.17 приведены номограммы, позволяю¬
щие определять эквивалентную продолжительность пожара
для железобетонных изгибаемых конструкций перекрытия,
центрально сжатых железобетонных колонн и несущих же¬
лезобетонных стен при объемных пожарах. В качестве опре¬
деляющих параметров принятыптпах^п =пяч.(6.8)Пmax,
393творная способность “стандартной” древесины, МДж-кг'1;
Rmaxg> К.тщ~ максимальная скорость выгорания древесины и/-го материала пожарной нагрузки, кг • м'2 • мин-1а::з5ffiX(ПСОасо§с-QЕо0-Q§S1о'О0
§оссоэ:51
Q)
t?
соQD32
о20	40Время пожара t„, минРис. 6.12. Зависимость эквивалентной продолжительности
пожара от времени пожара для вертикальных
незащищенных металлических конструкций:I-x/y[F„ =0,5; 2-хЦГП=0.6; 3-х/= 0,7; 4 - х/^ = 0,8;
S - х/^ = 1,0; 6 - х/4К = >.* 7 - У^п = 2,0
394Время пожара tn, минРис. 6.13. Зависимость эквивалентной продолжительности пожара
от времени пожара для железобетонных и огнезащищенных
металлических конструкций перекрытия при горении ЛВЖ и ГЖ:!-Н/у[К = !>2; 2-H/jF„=1.5; 3 - Н/ JFa = 1,8; 4 - н/^ = 2,2;5 - H/Jf^ = 2,4; 6 -	=3,6Удельное количество пожарной нагрузки, выраженное
в “стандартной” древесине (gK), входящее в соотношение (6.8)
определяется из выражения1>кДр,= —	,	(6.9)_2где gKj - удельное количество /-й пожарной нагрузки, кг • м ;
QV - низшая теплотворная способность материала /-й по¬
жарной нагрузки, МДж • кг'1;^ = 13,8 МДж • кг’1 - низшаятеплотворная способность “стандартной” древесины при ее
эксплуатационной влажности.
395Время пожара (продолжительность НСП) /п, минРис. 6.14. Зависимость эквивалентной продолжительности
пожара от времени пожара для железобетонных и огнезащи¬
щенных металлических конструкций перекрытия в условиях локальных
пожаров (или в НСП) при горении твердых горючих и трудногорючихматериалов:1 - н/Ж=1’2‘2 -	3 - =1Л4	- Н/4К = 2,2; 5 - Н/^К = 2,4;На рис. 6.18 приведены данные зависимости /ЭКв=/(t„, П)
для ненесущих стен, предел огнестойкости которых опреде¬
ляется признаком прогрева необогреваемой поверхности.
По этой же зависимости рис. 6.18 можно определить t3кв для
противопожарных конструкций.
Характерное время объемного пожара tn, чРис. 6.15. Зависимость эквивалентной продолжительности пожара tJKe от характерного времени
объемного пожара tn (огнезащищенные металлические и железобетонные конструкцииперекрытия):1 - проемность П = 1,2 м05; 2-П = 1,0 м05; 3-17 = 0,5 м0'5; 4 -Г7 = =0,25 маз; 5-77 = 0,20 м05;6-77 = 0,18 м05; 7 -77 = 0,15 м0'5; 8-77 = 0,12 м0'5; 9 -П = 0,08 м05; 10-77 = 0,04 м0-5396
397асоQ.Оc-Q5О01
-Q
§
E
*
§06
cs
cc
a:1CDC;CDCD13§cОХарактерное время объемного пожара tn, чРис. 6.16. Зависимость эквивалентной продолжительности пожара
для несущих железобетонных и огнезащищенных металлических
колонн от характерного времени объемного пожара для ПРВ:1-П = 0,3м0'5; 2-П = 0,27M0J; 3-П = 0,24м0'5; 4-П = 0,21 м05;
5-П = 0,18 м°’s; 6- Я = 0,15 мс}; 7-П = 0,12 м0'5: 8-П = 0,09 м05;9-П = 0,06 м05; 10-П = 0,03м“-5
398л*CU!ос:-Qо0-О§Е1'О08-с*;соа:510)S?<0CD§:ОХарактерное время объемного пожара tn, чРис. 6.17. Зависимость эквивалентной продолжительности пожара
для несущих железобетонных стен от характерного времениобъемного пожара для ПРВ:1-П = 0,3 м0,5; 2-П- 0,27 м0'3; 3 - П = 0,24 м0'5; 4 - П = 0,21 м0'5;5	-П = 0,18 м05; 6 - Я = 0,15 м0'5; 7-П = 0,12 маз; 8- П = 0,09 м0’5;9- П = 0,06 м05; 10-П = 0,03 м0'5
399Рис. 6.18. Зависимость эквивалентной продолжительности
пожара от времени пожара для ненесущих стен:1-П = 0,3 м0'5; 2-П = 0,27 м0'5; 3 - П = 0,2 м0-5;4 - П = 0,1 м0'5; 5 - П ^ 0,05 м°'5В табл. 6.5 и на рис. 6.19 приведены данные численных
экспериментов, позволяющие прогнозировать время возмож¬
ной потери огнестойкости конструкций перекрытий в началь¬
ной стадии пожара (или при локальных пожарах) в зависимо¬
сти от расстояния поверхности конструкции перекрытия
от зеркала горения Н (м), линейной скорости распространения
огня по поверхности пожарной нагрузки Un (м • мин'1) и пре¬
дела огнестойкости конструкций перекрытий.Для решения различных прогнозных задач в области
огнестойкости строительных конструкций необходимо знать
следующие данные об объекте исследования.
400Таблица 6.5Значение критического времени до возможной потери огнестойкости
конструкций перекрытий (покрытий) в начальной стадии пожара
при горении твердых горючих материаловВысота
помещений, мЛинейная скорость
распространения огня
по поверхности пожарной
нагрузки, м • мин'1Минимальное время возможной потери
огнестойкости конструкций покрытий
при различных пределах
их огнестойкости, ч0,250,50,751,00,661227361,25112535А2,44923333,63921324,83821306,03 '719300,671328361,251126352,441123333,64922334,83820326,03720320,671328381,25112737£2,4511253603,641024364,83822336,03821320,681529401,2613273972,46112437/3,651023354,841021346,049213380,61,22,43,64,86,0976554181513121110312927262422403937353333
401Окончание т а б л. 6.5Высота
помещения, мЛинейная скорость
распространения огня
по поверхности пожарной
нагрузки, м • мин'1Минимальное время возможной потери
огнестойкости конструкций покрытий
при различных пределах
их огнестойкости, ч0,250,50,751.00,6101932411,291730399Z471527383,6713253661124346,051123330,6102234431,28193140102,481629373,671427374,871325356,06112434Конструктивно-планировочные данные о помещенииквозможного очага пожара: площадь проемов ^ F0i (м2); вы-/ксота проемов (м); объем помещения V (м3); высота по-/мещения Н (м). Эти данные без труда можно определить
или из технической документации, или из натурного обсле¬
дования.Данные о временной пожарной нагрузке в предполагае¬
мом очаге пожара: вид; количество gK/ и характер размещения
/-й пожарной нагрузки; низшая теплотворная способность ма¬
териала i-й пожарной нагрузки , МДж -кг1; возможная-2 -1.максимальная скорость выгорания, кг • м • мин ; линеиная
скорость распространения огня по поверхности временной по¬
жарной нагрузки, м ♦ мин"1, и высота помещения, м.
402in n (^нспХ мин> IIIЯ, мРис. 6.19. Зависимость предельной продолжительности локального
пожара от расстояния и линейной скорости распространения огня:(0,6-6,0) - линейная скорость распространения огня, м ■ мин1; I, II, III - зависи¬
мости для пределов огнестойкости конструкций: 1-1 ч; II- 0,75 ч; III- 0,25 ч
403Эти данные определяются в зависимости от функцио¬
нальной пожарной опасности объекта. Как правило, при
практической временной пожарной нагрузке в зданиях об¬
щественного и жилого назначения Ятах^тщ = 1.Посмотрим на условном примере, как и какие задачи
можно решать с помощью приведенных выше данных
по эквивалентной продолжительности пожара.Предположим, что анализ технической документации,
в том числе и по функциональной пожарной опасности объ¬
екта, дал следующие данные (6.8): П = 0,3 м0,5; tn = 0,3 ч.
Скорость распространения огня Un = 1,2 м • мин'1; высота
помещения 4 м; площадь помещения с равномерно распре¬
деленной временной пожарной нагрузкой 50 м2; объем по¬
мещения V- 200 м3.Определим, что может произойти со строительными
конструкциями, если степень огнестойкости здания I или И.Минимальное время возможной потери огнестойкости
конструкции покрытий в начальной стадии пожара для здания
I степени огнестойкости с пределом огнестойкости (ПО) 1,0 ч
для //=4м и [/л = 1,2 м • мин*1 составит 35 мин. Это время
существенно выше, чем минимальная продолжительность
начальной стадии пожара /нсп =10 мин (гл. 2), поэтому
ожидать потерю огнестойкости в начальной стадии пожара
не следует. Для здания II степени огнестойкости с ПО = 0,75 ч
это время составит 25 мин, что также больше минимальной
продолжительности начальной стадии пожара.Для здания III степени огнестойкости с ПО = 0,5 ч вре¬
мя возможной потери огнестойкости составит 11 мин, что
практически совпадает с продолжительностью начальной
стадии пожара.
404Поэтому для здания III степени огнестойкости потеря
огнестойкости конструкции перекрытия возможна в на¬
чальной стадии пожара.Посмотрим, как будут себя вести конструкции в услови¬
ях объемного пожара для помещения с П = 0,3 м0,5 и tn = 0,3 ч.Эквивалентная продолжительность пожара t3KJi соста¬
вит в соответствии с данными рис. 6.15-6.18: для конструк¬
ций перекрытий (покрытий) - /Экв = 0,5 ч; для конструкций
несущих колонн -- t3KR = 1,25 ч; для несущих стен - /Экв= 2,0 ч;
для ненесущих стен - /Экв = 0,5 ч.Найденные значения /экв определяют требования
к конструкциям, обладающим одинаковой огнестойкостью
в помещении, которое рассмотрено в примере.Зная пределы огнестойкости конструкций в рассмат¬
риваемом помещении, легко определить их поведение в ус¬
ловиях возможного пожара.Если предел огнестойкости конструкций больше или
равен определенной эквивалентной продолжительности по¬
жара (ПО > Гэкв), то конструкции не потеряют свою огне¬
стойкость при свободно развивающемся пожаре.Если ПО < ГЭкв, то конструкция потеряет свою огне¬
стойкость.Для условий примера, если применить конструкцию
перекрытия с ПО = 0,25 ч, то потеря огнестойкости про¬
изойдет при tn = 0,2 ч.Для определения этого времени необходимо принять
/экв = 0,25 ч и по данным рис. 6.15 для П = 0,3 м0,5 и t3кв =
= 0,25 ч определить его.Реальное время потери огнестойкости будет равно t =
= + ^нсп- Если принять, что /нсп для данного помещения
составляет около 10 мин (см. гл. 2), то реальное время воз¬
можной потери огнестойкости составит t = 10 + 12 = 22 мин.
405Это означает, что если локализации пожара не про¬
изойдет за время меньше 22 мин, конструкция перекрытия
может потерять свою огнестойкость. Как правило, неиз¬
вестна продолжительность начальной стадии пожара (или
ее трудно определить на момент ликвидации пожара), по¬
этому время локализации целесообразно сравнивать с опре¬
деленным значением tn = 0,2 ч. Для данного случая, если
время локализации превышает значение 12 мин, то возможна
потеря огнестойкости конструкции перекрытия с ПО = 0,25 ч.В табл. 6.6 приведены результаты численного экспери¬
мента по определению требования по пределу огнестойкости
конструкции, обеспечивающему огнестойкость конструкций
за все время свободно развивающегося пожара.Расчеты проведены для помещений с проемностью П =
= (0,25-0,3) м0,5, это около 30 % площади проемов от площади
пола.Таблица 6.6Результаты численных экспериментов по определению максимальных
пределов огнестойкости для помещения с проемностью П = (0,25-0,3)м0,5Условная
продолжительность
пожара (6.8) чМаксимально допустимая
продолжительность начальной
стадии пожара при горении
твердых горючих материалов
Лчсп, минМаксимально допустимая
продолжительность локального
пожара при горении ЛВЖ
или ГЖ /л п, минМаксимальный требуемый предел
огнестойкости ПО, чПерекрытия,покрытияКолонныНесущие стеныНенесущие
стены, перегородкиСтатическинеопределимыеконструкции14530234130,7530201,52,53,250,752,50,516101,01,7520,520,251050,51,251,250,2510,125Не н о 1р м и р у е т: я
406Статистика и практика исследований “реальных” пожа¬
ров позволяют сделать следующий приблизительный вывод:/п = 0,3 ч - величина, характерная для общественных
зданий (гостиницы, дома отдыха и др.);
tn = 0,5 ч - жилые здания;/п = 0,5-0,75 ч - административные здания;
tn = 0,75-1 ч и более - складские помещения.
Ориентировочное значение количества временной по-п	1жарной нагрузки из древесины с QI =13,8 МДж • кг' приП = (0,25-0,3) м0,5 приведено в табл. 6.6.В отличие от таблиц, определяющих минимальные тре¬
бования по огнестойкости для разных типов зданий (приве¬
денных в различных нормативных документах), в табл. 6.6
приведены данные по максимальным значениям пределов ог¬
нестойкости конструкций, обеспечивающих их огнестойкость
в условиях свободно развивающихся пожаров.Значения для статически неопределимых конструкций
определены как средние для изгибаемых и сжатых несущих
конструкций.В таблице приведены максимальные значения про¬
должительности начальной стадии пожара /нсп и продолжи¬
тельности локальных пожаров при горении ЛВЖ или ГЖ
Гл.п, при которых не произойдет потеря огнестойкости кон¬
струкций перекрытий.Если значение /нсп или tn n для конкретных помещений
окажется меньшим, чем приведенное в табл. 6.6, а предел
огнестойкости конструкций перекрытий будет соответство¬
вать приведенному в таблице, то эти конструкции не поте¬
ряют свою огнестойкость в начальной стадии пожара и при
локальных пожарах.
407Рассмотрим разницу между требованиями по пределу
огнестойкости железобетонных изгибаемых несущих кон¬
струкций (конструкций перекрытий, покрытий) и сжатых
несущих конструкций (колонны, стены) АПО = ПОсж - ПОизг.Анализируя эту разницу, будем иметь в виду, что для
изгибаемых конструкций за критерий потери огнестойкости
принимается значение температуры прогрева арматуры
в растянутой зоне.Если температура арматуры за время пожара не пре¬
высила своего критического значения (в большинстве слу¬
чаев это 500 °С), то конструкция не потеряет своей огне¬
стойкости. В данном случае затухающая стадия пожара
не влияет на огнестойкость.Для сжатых несущих конструкций потеря огнестойко¬
сти может происходить и на затухающей стадии пожара,
поэтому для этих конструкций затухающая стадия пожара
имеет значение.Для различных условных продолжительностей пожара
tn эта разница составила:для tn = 1 ч - АПО = (2-1) ч;
для /п = 0,75 ч - АПО = (1-1,75) ч;
для tn = 0,5 ч - АПО = (0,75-1) ч;
для tn = 0,28 ч - АПО = 0,75.С увеличением значения tn разница АПО увеличивается,
принимая максимальное значение 2-1 ч при среднем макси¬
мальном значении температуры в очаге пожара 1000 °С.
С уменьшением величины tn уменьшается и значение сред¬
ней максимальной температуры. При tn = 0,3-0,5 ч макси¬
мальное значение температуры может снизиться до 800 С,
а при значении /п ^ 0,25 ч пожар может перейти в ПРН с мак¬
симальной температурой газовой среды в очаге около 600 С.
408Определим эту разницу из анализа динамики пожара
и требований по сохранению огнестойкости конструкций
за все время развития пожара.Изгибаемая несущая конструкция не потеряет своей
огнестойкости, если ее арматура не прогреется до критиче¬
ской температуры.Это означает, что арматура не должна нагреться
до критической температуры в начальной и объемной ста¬
диях пожара.ПО„з>*нсп+1Л*п,	(6.10)где /нсп, ч - метод определения изложен в гл. 2; tn, ч -
определяется из соотношения (6.8); коэффициент 1,1 учи¬
тывает процесс инерционности при нагреве конструкции.Для сжатых несущих конструкцийПОеж > ^НСП ^з.п*	(6.1 1)Таким образом, разница в максимальных требуемых
пределах огнестойкости конструкций будет пропорцио¬
нальна продолжительности затухающей стадии пожара /3 п-Темп уменьшения температуры в очаге пожара в его
затухающей стадии можно принять 10 °С в минуту.При диапазоне изменения максимальных температур
от 1000 до 600 °С /з п = 100-60 мин.Разница в требуемых максимальных пределах огне¬
стойкости составит при tn = 1ч- АПО = 1,7 ч и при /п =
= 0,25 ч - АПО = 1 ч, что хорошо согласуется с данными
табл. 6.6.Очевидно, что данные табл. 6.6 или другие аналогич¬
ные таблицы, которые могут быть построены для различ¬
ных по функциональной пожарной опасности помещений,
не подменяют собой требования нормативных документов
по минимальному требуемому пределу огнестойкости,
а дополняют их. Они позволяют определить максимальные
409требуемые пределы огнестойкости, обеспечивающие рав¬
ную огнестойкость основных строительных конструкций.
Эти данные и метод их получения особенно успешно может
быть прИхМенен для уникальных зданий, для которых систе¬
ма противопожарной защиты строится по специальным
техническим условиям, для зданий, на которые отсутствуют
нормативные требования, или при разработке компенси¬
рующих мероприятий.Следует иметь в виду, что если при расчете по изло¬
женному методу требуемый предел огнестойкости окажется
меньше нормативного, то для практических целей следует
применять нормативные требования.6.4. ПоЖарная опасность
строительных конструкцийВ соответствии с работой [36] пожарно-техническая
классификация строительных конструкций основывается
на их разделении по свойствахМ, способствующим возникно¬
вению опасных факторов пожара и его развитию, - псжарная
опасность, и по свойству сопротивляемости воздействию
пожара и распространения его опасных факторов - огнестой¬
кости. Понятие пожарной опасности конструкций было
сформулировано еще в работе [35], однако в соответствую¬
щих СНиП этот параметр не находил своего применения.
До ввода в практическую деятельность [36] строительные
конструкции испытывались и нормировались по пределам
распространения огня.Метод испытаний строительных конструкций на рас¬
пространение огня приведен в работе [37].Испытание на распространение огня является элемен¬
том оценки пожарной опасности и заключается в размере
повреждения конструкций вследствие ее горения за преде¬
410лы зоны нагрева, т. е. зоны, где моделируется тепловая
нагрузка.Фиксацию зоны повреждения можно оценить как ка¬
чественную оценку пожарной опасности конструкции. Оче¬
видно, что чем больше зона повреждения, тем больше кон¬
струкция может выделить тепла и продуктов горения (дым,
токсичные продукты горения).Этот метод, к сожалению, не позволяет количественно
определять выделение опасных факторов пожара, тем более
при различных возможных тепловых нагрузках “реальных”
пожаров.Большое количество строительных конструкций про¬
шли испытания на предел распространения огня, и величина
этого параметра включена в классификационные документы
по этим конструкциям.Введение нового классификационного параметра [36]
“класс пожарной опасности строительных конструкций”
и соответствующих этому новых методов испытаний ставит
практические задачи. Что делать с многочисленными ранее
проведенными испытаниями на “распространение огня” [37]?
Необходимо либо проводить новые испытания в соответст¬
вии с требованиями документа [36], либо разработать обос¬
нованные методы перехода от “распространения огня”
к “классу пожарной опасности”. Такой метод перехода воз¬
можен, так как в нем используются параметры, определяю¬
щие повреждения конструкций.В табл. 6.7 приведены возможные ориентировочные
соотношения для конструкций перегородок.
411Таблица 6.7Ориентировочные соотношения между пределами распространения
огня [37) и классами пожарной опасности конструкций перегородок(по ГОСТ 30403-96)Предел распространения огня
Д, ммКласс пожарной опасности конструкции
при времени теплового воздействия t153045оII<НГ000А < 5КОК1К2(К1)5 < А < 40К1К2КЗоII<1К2К2КЗА > 40КЗКЗКЗОстановимся далее на методах определения “класса
пожарной опасности”.К моменту ввода в действие СНиП 21.01-97* был раз¬
работан ГОСТ 30403-96 “Конструкции строительные. Ме¬
тод определения пожарной опасности”. Этот ГОСТ разраба¬
тывался в развитие метода “распространения огня”, уточняя
технику измерения, критерии оценки и возможность и не¬
обходимость учета пожароопасных характеристик материа¬
лов, входящих в состав конструкций.Настоящий стандарт разработан для следующих эле¬
ментов зданий (конструкций): колонн, ригелей, ферм, ба¬
лок, арок, рам и связей, наружных и внутренних стен, пере¬
городок, перекрытий, покрытий стен лестничных клеток,
противопожарных преград, маршей и площадок лестниц.Стандарт не может быть применен для оценки пожар¬
ной опасности подвесных потолков, воздуховодов, трубо¬
проводов, электрических кабелей и проводов. В дальней¬
шем было выявлено, что разработанный стандарт не может
быть распространен также на следующие конструкции: сис¬
темы наружного утепления, конструкции с облицовочными
412и отделочными материалами, кровли, светопрозрачные кон¬
струкции и ряд других.К разработанному стандарту ГОСТ 30403-96, во-
первых, следует отнестись как к первому опыту создания
метода, определяющего новый нормативный критерий и,
во-вторых, в нем необходимо учитывать тепловую нагрузку
в виде, позволяющем использовать результат испытаний
для задач прогноза пожароопасных ситуаций для различных
объектов исследования.Показатели пожарной опасности конструкций при их
испытаниях в условиях теплового воздействия в течение
времени, установленного настоящим стандартом, опреде¬
ляются в соответствии с требованиями к этим конструкциям
по огнестойкости.Следует отметить, что это является прогрессивным
требованием, но, к сожалению, метод определения пожарной
опасности для различных времен испытания в стандарте раз¬
работан недостаточно. Очевидно, проводить исследования
при различных временах испытаний не перспективно
в первую очередь по экономическим соображениям.Целесообразно определять возможное состояние кон¬
струкций (пожарную опасность) для интервалов времени
15 мин, 30 мин и 45 мин при проведении испытаний в тече¬
ние 45 мин.Оценка пожарной опасности в промежуточные перио¬
ды испытаний возможна при анализе изменения соответст¬
вующих температур или тепловых потоков в материалах,
которые могут определить пожарную опасность (горючие
материалы), и сравнивая состояние этих материалов при со¬
ответствующих температурах или тепловых потоках.
К сожалению, это направление исследования не рассмотре¬
но в ГОСТ 30403-96.
413При установлении класса пожарной опасности конст¬
рукций учитываются следующие параметры: наличие теп¬
лового эффекта от горения или термического разложения;
наличие пламенного горения газов или расплавов; размеры
и характер повреждений; характеристики пожарной опасно¬
сти материалов, составляющих конструкцию.В качестве характеристик пожарной опасности мате¬
риалов используются горючесть (по ГОСТ 30244), воспла¬
меняемость (по ГОСТ 30402), дымообразующая способ¬
ность (по ГОСТ 12.1.044).Для испытаний используется двухкамерная печь.
В одной камере создается стандартизированный темпера¬
турный режим по уравнению (6.1) с его контролем, как
изложено в разд. 6.2. К сожалению, остается недостаток
в контроле условий испытаний, не позволяющий определять
изменение тепловых нагрузок, что также характерно для ис¬
пытаний на огнестойкость строительных конструкций.Вторая камера позволяет качественно размещать в ней
контрольные датчики, применяемые при анализе результа¬
тов испытаний.Конструкции, прошедшие испытания по ГОСТ 30403-96,
подразделяются на классы по пожарной опасности в соответ¬
ствии с табл. 6.8 по наименее благоприятному показателю.Одна и та же конструкция может принадлежать к раз¬
личным классам пожарной опасности в зависимости от вре¬
мени теплового воздействия, например: К0(15) - конструк¬
ция класса КО при времени теплового воздействия 15 мин;
К1(30)/К3(45) - конструкция класса К1 при времени тепло¬
вого воздействия 30 мин и класса КЗ при времени теплового
воздействия 45 мин.
414Таблица 6.8
Классификация пожарной опасности по ГОСТ 30403-96Класспожарнойопасностиконст¬рукцииДопускаемый
размер поврежде¬
ния конструкций,
смНаличиеДопускаемые характеристики
пожарной опасности повреж¬
денного материала*верти¬каль¬ныхгори-зон-таль-ныхтепло¬вогоэффек¬тагорениягруппагорю¬честивос-пла-ме-няемо-стидымообра¬зующейспособно¬стиКО00н.д.н.д.---К1До 40
>40До 25
>25н.д.н.р.н.д.н.д.н.р.Г2н.р.В2н.р.Д2К2Более 40,
но до 80
То жеБолее 25,
но до 50
То жен.д.н.р.н.д.н.д.н.р.гзн.р.ВЗн.р.Д2КЗНе регламентируется*Обозначение группы горючести поврежденного материала принято
по ГОСТ 30244, воспламеняемости - по ГОСТ 30402, обозначение группы дымообра¬
зующей способности поврежденного материала Д2 соответствует материалам с уме¬
ренной дымообразующей способностью по ГОСТ 12.1.044.Условные обозначения: н.д. - не допускается; н.р. - не регламентируется.Без испытаний конструкций допускается устанавли¬
вать классы их пожарной опасности: КО - для конструкций,
выполненных только из материалов группы горючести НГ;
КЗ - для конструкций, выполненных только из материалов
группы горючести Г4.К классификации по КО пожарной опасности без ис¬
пытаний только по признаку горючести материалов, входя¬
щих в конструкцию, следует относиться осторожно. При
принятии решений о присвоении класса КО без испытания
необходимо провести анализ конструктивных характери¬
стик на предмет наличия или отсутствия пустот в конструк¬
циях и гидравлических связей между смежными помеще¬
ниями.
415Наличие пустот и гидравлических связей может суще¬
ственно ускорить развитие пожара по помещению и между
помещениями.Кроме указанных недостатков следует отметить слож¬
ность проведения испытаний и отсутствие возможности ис¬
следовать получаемые характеристики для прогнозных задач.Следует отметить, что проведенные исследования по¬
ставили вопросы об области и объеме данных по пожарной
опасности материалов при определении классификацион¬
ных параметров строительных конструкций.Создавая ГОСТ 31251-2003 [45], авторы старались
учесть и устранить приведенные выше недостатки.Настоящий стандарт устанавливает классификацию
по пожарной опасности наружных стен зданий с внешней
стороны при наличии: систем внешней теплоизоляции, отдел¬
ки толщиной более 0,5 мм; оклейки и облицовки.Требования данного стандарта не распространяются
на оценку пожарно-технологических характеристик запол¬
нения проемов в наружных стенах, а также наружных стен
из светопрозрачных конструкций.Условия испытания имитируют тепловое воздействие
на фасад здания факела пламени из окна помещения с оча¬
гом пожара и учитывают возможное влияние конструкций
стен на распространение опасных факторов пожара.Принятая в данном стандарте классификация по пожар¬
ной опасности относится к зданиям с величиной пожарной^ -2
нагрузки в очаге пожара, не превышающей 700 МДж • м(50 кг • м"2 в пересчете на древесину), и проемностью, даю¬
щей условную продолжительность пожара tn (1.20), не пре¬
вышающую 35 мин. Принятые параметры охватывают прак-
тески жилые и большинство общественных зданий.
416В случае несоответствия здания принятым параметрам
(складские, библиотеки и др.) принимаются решения о прове¬
дении испытаний на фрагментах зданий с учетом работы [46].В результате проведения огневых испытаний по вре¬
менной методике на фрагменте трехэтажного здания были
определены условия испытаний и тепловые нагрузки на на¬
ружную поверхность конструкций от факела пламени, вы¬
ходящего из очага пожара.На рис. 6.20 приведена схема установки с образцом
системы утепления [45]. Параметры этой установки выбра¬
ны в результате анализа огневых испытаний фрагмента
трехэтажного здания и практически совпадают между со¬
бой. Условия огневых испытаний по контролируемому тем¬
пературному режиму не совпадают с традиционным темпе¬
ратурным режимом (6.1), используемым при стандартных
испытаниях на огнестойкость и конструктивную пожарную
опасность для внутренних конструкций.Это прежде всего связано с тем, что условия тепловых
нагрузок для наружных стен с внешней стороны качественно
и количественно отличаются от тепловых нагрузок внутри
помещения. Значения тепловой нагрузки на поверхности кон¬
струкции контролируются тепломерами Д1 и Д2 (рис. 6.20)
и также являются нормативными параметрами, определяю¬
щими условия и результаты испытаний.Температура Г, регистрируемая термопарой 1, должна
соответствовать при калибровке установки данным, приве¬
денным в табл. 6.9.
417Вид спередиL	^3050Рис. 6.20. Схема установки с образцом системы утепленияСледует отметить, что в данных огневых испытаниях,
в отличие от условий огневых испытаний при определении
предела огнестойкости, значение контролируемой термо¬
парой 1 температуры имеет четкий физический смысл.
Значение этой температуры является мерой кинетической
418энергии газа, выходящего из очага пожара. Тепломерами
Д1 и Д2 контролируется та часть энергии, которая воздей¬
ствует на поверхность конструкции, являясь для нее теп¬
ловой нагрузкой.Таблица 6.9Нормативные изменения температуры при проведении испытанийпо ГОСТ 31251Время /, минТемпература Т, °СДопускаемое отклонение, %оIAА
—1100(1 +0 + 20± 15 17 < t < 25820± Ю25 < / < 46820—20(/ - 25)± 15Примечание. За начало отсчета времени испытания (/ = 0) принимается
момент достижения температуры, регистрируемой термопарой 1, значения 120 °С.Среднее значение плотности поглощенного теплового
потока, регистрируемого тепломером Д1 в непрерывном ин¬
тервале времени калибровки от 7 до 25 мин, должно состав-
лять (12,5 ± 2,5) кВт • м‘ , и ни в какой момент времени
не должно превышать 20 кВт • м"2.В процессе калибровки регистрируют условия сжига¬
ния топлива, а также показания термопар 1-7 и тепломеров
Д1 и Д2. Регистрация показаний термопар и тепломеров при
калибровке должна осуществляться не реже чем через 60
и 10 с (1 и 0,167 мин) соответственно.Для определения наличия теплового эффекта при ис¬
пытании конструкций устанавливают контрольные показа¬
ния термопар 3-6 путем увеличения зафиксированных при
калибровке показаний на величину допускаемого отклоне¬
ния, указанного в табл. 6.9.По результатам калибровки для тепломеров Д1 и Д2
строят зависимости “плотность поглощенного теплового по-лтока <7/к, кВт • м', - время t, мин, от момента начала калиб¬
419ровки” и определяют удельное поглощенное количество теп-'ула QiK, кВт • м', по формуле*=*5	/=45Qit = 60 \q{t)dt * 602Х (ОА/,	(6.12)/=о	/=огде индекс i - порядковый номер тепломера; t = 0-45 мин;
At - интервал времени регистрации показаний тепломеров.На рис. 6.21-6.25 в качестве примера приведены ре¬
зультаты измерения плотностей теплового потока, погло¬
щенного поверхностью конструкции, в состав которой вхо¬
дит пластик или керамика.На рис. 6.21 и 6.22 приведена запись плотностей теп¬
ловых потоков в виде, который фиксирует система измере¬
ния. Наличие сильных пульсаций, что соответствует про¬
цессу взаимодействия струи с вертикальной поверхностью
в условиях сложного теплообмена, делает очень сложной
работу с таким видом фиксации. Поэтому для дальнейшего
анализа используются средние значения плотностей тепло¬
вых потоков. Величины средних значений плотностей теп¬
ловых потоков, соответствующих данным рис. 6.21 и 6.22,
приведены на рис. 6.23 и 6.24.
Плотность поглощенного теплового потока q, кВт •Время t, мин6.21. Изменение плотностей теплового потока qDl на тепломере D1 при огневых испытанияхповерхности конструкций с пластиком:1 - изменение qoi при калибровочных испытаниях:2 - изменение q^j при огневых испытаниях420
Плотность поглощенного теплового потока q, кВт •10	15	20	25	30Время t, минРис. 6.22. Изменение плотностей теплового потока qi^na тепломере D2 при огневых испытанияхповерхности конструкций с пластиком:I - изменение qo2 при калибровочных испытаниях;2 - изменение д^2 при огневых испытаниях
Плотность поглощенного теплового потока q, кВт ■30252015102_/|0101520	25	30Время t, мин35404550Рис. 6.23. Средние значения плотностей теплового потока qDI (конструкции с пластиком):1 - калибровочные испытания; 2 - огневые испытания422
Плотность поглощенного теплового потока q, кВт ■Время t, минРис. 6.24. Средние значения плотностей теплового потока qix (конструкции с пластиком):1 - калибровочные испытания; 2 - огневые испытанияю
Плотность поглощенного теплового потока q, кВт •О	5	10	15	20	25	30	35	40	45	50Время t, минРис. 6.25. Изменение плотности теплового потока на керамической поверхностипри огневых испытаниях:I - показания тепломера D1; 2 - показания тепломера D2424
425Пожарная опасность конструкций определяется:а)	наличием теплового эффекта от горения или терми¬
ческого разложения материалов образца, который выража¬
ется в превышении контрольных показаний хотя бы одной
из факельных термопар 3—6 (рис. 6.20). При этом учитыва¬
ют только превышения с непрерывной продолжительно¬
стью более 2 мин и в интервале времени от 7 до 35 мин.
Определяют интервалы времени, в пределах которых при
испытании зафиксированы такие превышения, и рассчиты¬
вают значение теплового эффекта Л, %, по формулегде индекс i - порядковый номер тепломера; индекс j = 1 ...и,
где п - количество интервалов времени “fi --fy”, в пределах
которых наблюдается наличие теплового эффекта, зафикси¬
рованное факельными термопарами; QiK - значение удель¬
ного поглощенного количества тепла при калибровке уста-		лновки, кДж • м‘ , определяемое по формуле (6.12); qt и qiK -_2значения плотности поглощенного теплового потока, кВт • м‘,
зафиксированные соответствующим тепломером при испы¬
тании и калибровке установки соответственно; At - интер¬
вал времени регистрации плотности поглощенного теплово¬
го потока;б)	возникновением вторичных источников зажиганиянепрерывно в течение не менее 5 с;в)	обрушением хотя бы одного элемента конструкции
или его части массой 1,0 кг и более, определяемой как про¬R =7=1 /1И 00%,(6.13)
426изведение плотности материала, площади его обрушения
и толщины;г)	размером повреждения материалов образца.Системы утепления, отделка и стены, в том числе
с системой утепления или отделкой, подразделяются
на классы пожарной опасности в соответствии с табл. 6.10
по наименее благоприятному показателю.Таблица 6.10Определение классов пожарной опасности систем наружного утепленияКласспожарнойопасностиНаличиеПовреждения
материалов об¬
разца допускаются
не выше уровня,
указанного
на рис. 6.20теплового
эффекта Р„ %вторичногоисточниказажиганияобрушенияэлементовКО<5Не допускаетсяНе допускается1К1<20Не допускаетсяНе допускается2К2<20Не допускаетсяНе регламенти¬
руется3; при этом
на уровне 3 ши¬
рина размера
повреждения -
не более 100 ммКЗНе регламентируетсяНа рис. 4.5 приведены результаты замеров и экстраполя¬
ции изменения плотности поглощенных тепловых потоков
по времени проведения огневых испытаний.Данные, приведенные на рис. 4.5, могут быть использо¬
ваны в качестве граничных условий II рода для решения
практических вопросов, в том числе и по конструкциям на¬
ружного утепления, например в математической модели не¬
стационарного прогрева конструкций с огнезащитой. Анало¬
гичные данные получены для граничных условий I рода.В практике решения вопросов пожарной профилактики
в подавляющем большинстве используются граничные ус¬
ловия III рода. Это связано с тем, что условия III рода кон¬
427сервативны относительно характеристик поверхностей, а
в ряде случаев искомыми параметрами могут являться зна¬
чения плотностей потоков в конструкцию или температура
поверхности.Сформулируем граничные условия III рода для практи¬
ческого применения их в инженерных задачах.Среднее изменение температуры газовой среды на рас¬
стоянии 300 мм от поверхности наружного утеплителя при¬
ведено на рис. 4.8.В табл. 6.11 приведены значения эффективного коэф¬
фициента теплоотдачи на выходе из оконного проема,
в зависимости от времени испытаний.Таблица 6.11Изменение эффективного коэффициента теплоотдачи
в координате х = 0 (в верхней плоскости оконного проема)Время
испытаний /„, минЭффективный
коэффициент
теплоотдачи а,
Вт • м'2 • К'1Время
испытаний минЭффективный
коэффициент
теплоотдачи а,
Вт • м'2 • К'12725835243097103235100153840942055 | 4575Данные, приведенные на рис. 4.8 (кривая 1), и данные
по эффективному коэффициенту теплоотдачи (табл. 6.11)
являются граничными условиями III рода, которые целесо¬
образно использовать при расчете задач прогрева защиты
горючего утеплителя в системе наружного утепления.Математический аналог процесса прогрева конструкции
рассмотрен в математической модели нестационарного про¬
грева конструкций с огнезащитой.
428Этот математический аналог является достаточно пол¬
ным, но им можно пользоваться для получения количествен¬
ных результатов при известных значениях всех физических
параметров, входящих в эту модель.В подавляющем большинстве случаев при решении
практических вопросов наружного утепления отсутствуют
данные по необходимым теплофизическим и термохимиче¬
ским характеристикам материалов конструкций тепловой за¬
шиты наружного утепления с горючим утеплителем и ис¬
пользование точных моделей нестационарного прогрева ока¬
зывается неэффективным.В этом случае для решения вопросов тепловой защиты
горючих утеплителей на стадии эскизных разработок целесо¬
образно использовать приближенные инженерные методы,
а также имеющиеся аналитические решения нестационарного
прогрева.Используя полученные результаты огневых испытаний
и нормативные требования, сформулируем граничные усло¬
вия с дискретно постоянными температурой газовой среды и
коэффициентом теплоотдачи.В соответствии с работой [36] минимальные требуемые
пределы огнестойкости ненесущих наружных стен в зави¬
симости от степени огнестойкости здания могут быть 15
и 30 мин. Несущие стены могут иметь пределы огнестойкости
45 и 120 мин. При проведении испытаний конструкций
на пожарную опасность время испытаний должно соответст¬
вовать минимальному требуемому пределу огнестойкости.
Например, при значении предела огнестойкости 45 мин
и более испытания на пожарную опасность проводятся в те¬
чение 45 мин.Таким образом, подбор граничных условий с дискретно
постоянными параметрами для граничных условий III рода
429необходимо осуществлять в диапазоне времени 0-15 мин,
15-30 мин и 30^15 мин.Начальные и граничные условия для расчета прогрева
конструкций защиты горючих утеплителей наружной системы
утепления приведены в табл. 6.12 и позволяют использовать
известное аналитическое решение нестационарной теплопро¬
водности при Too,а = const в соответствующем временном ин¬
тервале, для G < 50 кг • м 2 и /п ^ 0,3, что охватывает жилые
здания и подавляющее большинство общественных зданий.На рис. 4.11 приведены результаты расчета зависимостей
температур на необогреваемой поверхности защитного слоя
из цементно-песчаной штукатурки от ее толщины при различ¬
ных значениях времени теплового воздействия: (15, 30,45) мин.Анализируя данные, представленные на рис. 4.11, следует
отметить, что качественные изменения зависимости А = / (7)
для кривой 1 (t — 45 мин) связано с характером изменения
температуры газовой среды, выходящей из очага пожара.Таблица 6.12Начальные и граничные условия для расчета прогрева конструкций защиты
горючих утеплителей наружной системы утепления фасада зданийпри G < 50 кг • м‘2 и i„ < 03Время минималь¬
ного требуемого
предела огнестой¬
кости наружных
стен П, минНачальнаятемператураVеТемпература
газовой средытж,°сКоэффициент
теплоотдачи а,
Вт • м'2 • К1Время расчета
/, мин1520250301530Т"зО=^15к6006015П > 45Т45=Т30к5508015Примечания:1.	Граничное условие на необогреваемой поверхности для всех промежутков расчета
q& = 0 - тепловой поток на необогреваемой поверхности утеплителя).2.	Значение начальной температуры 7о( для каждого временного участка соответству¬
ет значению температуры прогрева необогреваемой поверхности (/ - 1) временного участка,
при / > 1.
430При значении времени теплового воздействия более
35 мин температура газовой среды начинает уменьшаться, что
влечет за собой уменьшение температуры необогреваемой по¬
верхности при малых ее толщинах (в данном случае А < 8 мм).
При больших толщинах этого снижения не происходит
в результате инерционности процесса прогрева.При наличии теплофизических характеристик мате¬
риала конкретной защитной конструкции данные, анало¬
гичные рис. 4.11, можно уточнить. Однако даже в представ¬
ленном виде, как показано в работе, они могут служить для
оценки толщины защитного слоя при эскизной проработке
конструкций наружного утепления. При этом нужно иметь
данные по поведению горючего утеплителя при различных
значениях температур его нагрева, известные из литературы
или определенные по методам термического анализа (ТА).Таким образом, определив термоаналитические характери¬
стики материала горючего утеплителя (температура начала раз¬
ложения, температура максимума скорости потери массы, тем¬
пература начала тепловыделения и т. д.) и выбрав необходимые
значения, можно определить эффективную толщину защитного
слоя горючего утеплителя (без учета возможной потери целост¬
ности защитного слоя). Толщина защитного слоя выбирается
в зависимости от времени теплового воздействия на конструк¬
цию, в соответствии с классом ее пожарной опасности.В работе [30] метод термического анализа разработан
для идентификационного контроля материалов.Идентификационный контроль проводится в целях
установления значений характеристик реакции на тепловое
воздействие материалов, используемых в наружных стенах,
в системах их утепления и отделке:-	потери массы;-	скорости потери массы;
431-	экзо- и эндотермических эффектов;-температур возможного воспламенения и самовос¬
пламенения.Указанные характеристики в последующем могут
быть использованы для идентификации и контроля качества
материалов при их применении на конкретных объектах,
а также для определения возможности замены материалов
в конструкции стены или в системе утепления и отделке,
класс пожарной опасности которых был установлен ранее.
Разрешение на такую замену должно быть основано на за¬
ключении лаборатории, установившей класс пожарной
опасности стены или системы утепления и отделки.В результате проведения ТА получают все необходи¬
мые данные для оценки пожарной опасности материалов,
применяемых в системах наружного утепления.Для проведения испытаний должна использоваться
аппаратура термического анализа, обеспечивающая воз¬
можность получения значений характеристик по термогра¬
виметрическим (ТГ) и дифференциальным термогравимет¬
рическим (ДТГ) зависимостям, а также по зависимостям
дифференциально-термического анализа (ДТА) исследуе¬
мого материала в динамическом режиме.Рекомендуется использовать приборы термического
анализа модульного (например термоаналитический ком¬
плекс “Du Pont”) или совмещенного (например “Деривато-
граф-С”, Q) типа, а также другие подобные приборы, отве¬
чающие следующим требованиям:-температурный интервал нагрева образцов не менеечем от 25 до 1000 °С;-	интервал скорости нагревания от 5 до 20 °С • мин ;-	точность измерения температур в диапазоне темпе¬
ратур от 50 до 1000°С не ниже + 3 %;
432-	точность измерения разности температур образцаи эталона ± 0,2 °С;-	возможность подачи в реакционную зону (тигельное
пространство) воздуха с расходом, рекомендуемым инст¬
рукцией для данного типа прибора и тиглей;-	погрешность измерения массы образца не более 1,5 %.Подготовка образцов для испытанийОбразцы однородных материалов вырезаются из проб
и анализируются монолитным фрагментом.В случае неоднородности материала из серии образцов
готовят усредненный образец путем их измельчения (до по¬
рошкообразного состояния) и тщательного их перемешивания.Масса и размеры образцов определяются типом ис¬
пользуемого прибора.Для материалов с малой потерей массы в процессе
термодеструкции (менее 10 % от исходной) рекомендуется
массу образца принимать близкой к максимально возмож¬
ной для используемого прибора.Испытания проводятся при следующих условиях:
начальная температура в реакционной камере - 25 °С;
конечная температура - 750 °С или температура, соот¬
ветствующая окончанию всех контролируемых при испыта¬
нии явлений;газовая среда - проточный воздух;
скорость нагревания - 20 °С • мин’1; для уточнения
ТА-параметров допускается применение специально подоб¬
ранных скоростей.При предварительных испытаниях для выбора опти¬
мальных условий ТА добиваются того, чтобы изменение
массы испытуемого образца на 10 % приводило к измене¬
нию значений ТА-параметров не более чем на 5 %.
433Для получения термоаналитических параметров про¬
водят не менее двух испытаний, результаты которых отли¬
чаются не более чем на 5 % от среднего значения. При по¬
лучении больших различий проводят дополнительное третье
испытание и вычисляют среднеквадратичное отклонение.По ТА-зависимостям с применением соответствую¬
щих используемому прибору прикладных программ обра¬
ботки результатов испытаний или графическими методами
определяют значения термоаналитических идентификаци¬
онных характеристик материала.Потерю массы характеризуют следующими значе¬
ниями, определяемыми по ТГ-зависимостям:-	температурой (Тт, °С) фиксированных значений потери
материалом относительной массы (Д/Яф, %); при этом полу¬
ченный диапазон потери массы материала разбивают не менее
чем на пять интервалов, из которых первый составляет 0,5 %,
а соответствующую температуру обозначают Гнтр (температу¬
ра начала термического разложения материала); последую¬
щие интервалы определяют по достаточно характерным
точкам на ТГ-зависимости, например 5, 10, 50, 85 % потери
относительной массы;-	потерей относительной массы (Атъ %) при фиксирован¬
ных значениях температуры (7ф, °С); при этом диапазон харак¬
терных изменений ТГ-зависимости также разбивают не менее
чем на пять интервалов, например 100, 300,400,500,600 °С;-	величиной конечной относительной массы образца
при температуре окончания испытаний (тк = 100 - Атк).Скорость потери относительной массы характеризуют
величиной А = dmldt, % • мин"1, где dt = UndT\ Un - скорость
нагрева образца, °С • мин’1, и значениями, определяемыми
по ДТГ-зависимости:
434-	величиной максимумов скорости потери относи¬
тельной массы (Лт/, % • мин'1);-	температурами максимумов скорости потери отно¬
сительной массы (Та, , °С).J YYljЭкзо- и эндотермические эффекты характеризуют ве¬
личиной J = (Т0бр - Тэ)/т, °С • мг'1, где Гобр - температура
образца, °С; Тэ - температура эталона, °С; m - исходная
масса образца, мг, и следующими значениями, определяе¬
мыми по ДТА-зависимости:-	максимумами экзо- и эндотермических эффектов
(Jmi, °С • мг’1);-	температурами, соответствующими максимумам экзо-
и эндотермических эффектов (7}т, °С);-	относительным тепловыделением и поглощением те¬
пла (АЯ/, °С • мин • мг'1) в области температур, прилегаю¬
щих к температуре 7} . Эта величина определяется как пло¬
щадь под ДТА-кривой между двумя соседними точками ее
пересечения с осью абсцисс.Температуры возможного воспламенения и самовос¬
пламенения характеризуются следующими значениями,
определяемыми по ДТА-зависимости:-	температура возможного воспламенения соответствует
температуре первого экзотермического максимума (7Jwl, °С);-	температура возможного самовоспламенения соот¬
ветствует температуре второго экзотермического максиму-М3 (Т/*2> °С)‘Примеры определения значений идентификационных
характеристик представлены на рис. 6.26-6.27; рекомен¬
дуемая форма представления ТА-зависимостей в протоколе
испытания приведена ниже.
435(наименование организации, выполняющей испытания)ПРОТОКОЛ №1
результатов термоаналитических испытанийобразца материалаПлита минераловатная марки НГОТ “	”	г.1.	Заказчик:2.	Наименование нормативного документа на ма¬
териал:3.	Результаты визуального осмотра образца мате¬
риала: образцы плиты минераловатной марки НГ, серо¬
желтого цвета.Испытаниям подвергались 3 образца плиты. Диаметр
образца - 4,5 мм, толщина - 4,0 мм.4.	Дата поступления образца на испытания:5.	Дата проведения испытаний:6.	Тип аппаратуры для ТА: “Дериватограф-С”.7.	Наименование методики испытаний:ГОСТ 31251-2003 (прил. А).8.	Условия проведения испытаний: табл. 1.Таблица 1ТермопараPt/Pt-Rh 13 %ТигельКорундМасса образцов, мг51,1; 52,7; 52,1Газовая средаВоздухРасход газа, мл • мин'1120Скорость нагрева, °С • мин'120Конечная температура, °С850Число испытанных образцов3
4369.	Результаты контроляТаблица 2 (к протоколу № 1)Потеря массыФиксированные значения потери
массы Д%0,55105085при температурах Тт, °С320*2----Фиксированные значения температу¬
ры ГЛ°С100200300400500с потерей массы ЛтТ, %0,00,00,00,00,20,10,70,1ЛЗ0,3Конечная относительная масса образца тк, %96,40,2При температуре окончания испытаний Тк, °С850Скорость потери массыМаксимумы скорости потери относительной массы
Ат., % • мин*1А/г,]0,60,2Температуры максимумов скорости потери относи¬
тельной массы ТА , °СЛ/я/-Та ,АП115053Экзо- и эндотермические эффектыМаксимумы экзо- и эндотермических эффектов
Л,., °С • мг*1•Ли10,030,01Температуры 7}да, °С, соответствующие максимумам
экзо- и эндотермических эффектов%5013Относительное тепловыделение или поглощение тепла
АН,, °С • мин'1 • мг'1, в области температур, прилегаю¬
щих к температуре TJmСуммарное тепловыделение тепла ДЯ£, °С • мин'1 • мг'1020,1020,1Температура возможного воспламенения 7} , °С-Температура возможного самовоспламенения 7} , °С-* В числителе приведены средние значения параметра, в знаменателе - характе¬
ристика рассеяния значений.
Потеря относительной массы образца Ат, %2I<■0осьСtoаоькоос>3о-*ч>Ог>3о-*S2а:•8~0S0OsК)Os1
О*SС5SСУслSоа9“Ь,UJОоькооо3о-SС5а:S2К<О0\о
оь
£53
а:
оС<£*8 v'-)
* ■§
к 8^ к
С5
2•8а;к5гВеличина относительного теплового эффекта J, ° С мг-1437
438(наименование организации, выполняющей испытания)ПРОТОКОЛ №2
идентификационного контроля материалаПлита композитная(наименование материала)1.	Заказчик:2.	Полное наименование материала (ГОСТ, ТУ,
№ экспериментальной партии, паспорт и т. д.): образцы
плиты композитной, белого цвета, толщина 3,8 мм.Испытаниям подвергались 3 образца композитной
плиты. Диаметр образца - 2,4 мм, толщина - 3,8 мм.3.	Дата поступления образца на испытания:4.	Дата проведения испытаний:5.	Тип аппаратуры для ТА: “Дериватограф-С”.6.	Наименование методики испытаний:ГОСТ 31251-2003 (прил. А).7. Условия проведения испытаний: табл. 1.Таблица 1ТермопараPt/Pt-Rh 13 %ТигельКорундМасса образцов, мг36,7; 34,1; 35,8АтмосфераВоздухРасход газа, мл • мин'1120Скорость нагрева, °С • мин'120Конечная температура нагрева, °С850Число испытанных образцов3
4398.	Результаты контроляТаблица 2 (к протоколу № 2)Потеря массыФиксированные значения потери
массы Д/я*, %0,55105085при температурах Т^, Тт, °С227*278301610-224" 3Фиксированные значения
температуры Г4,°С100200300400500с потерей массы Атг, %о о
о о0,00,014.10,341,60,449,10,3Конечная относительная масса образца тк, %47,40,2При температуре окончания испытаний Тк, °С850Скорость потери массыМаксимумы скорости потери относительной массы
Лп1/, % • мин"1AmiАт2^■тА8,20,210,90,32?60,22,20,1Температуры максимумов скорости потери относи¬
тельной массы ТА , °СЛП1Та ,лт 1Та ,лт2Та ,АтЪТа л3133354449927064Экзо- и эндотермические эффектыМаксимумы экзо- и эндотермических эффектов
Jm., °С • мг1^m2-0.040,010.140,03Температуры , °С, соответствующие максимумам
экзо- и эндотермических эффектовгч32435054Относительное тепловыделение или поглощение тепла
AHj, °С • мин'1 • мг'1, в области температур, прилегаю¬
щих к температуре TJmСуммарное тепловыделение тепла Д#ь °С • мин' • мг'1-0,20,21,40,31,20,2Температура возможного воспламенения 7}^, °С3543Температура возможного самовоспламенения5054* В числителе приведены средние значения параметра, в знаменателе характе¬
ристика рассеяния значений.
440со5оосоI<ъ■8-■8-оосо0
СО1<ьSоCV)0а:11о01соа:зЭ“§CQТемпература образца Т, °СРис. 6.27. Результаты испытаний образца материалакомпозитной плиты:1 -ТГ-зависимостъ; 2 -ДТГ-зависимость;3 - ДТА-зависимостъРазработанная экспериментальная крупномасштабная
установка “комната - коридор” [32] имитирует фрагмент
здания, состоящего из коридора (испытательный отсек) раз¬
мерами 2,0x3,0x10,5 м и прилегающей к нему комнаты (ог¬
невой отсек) размерами 1,8x3,0x2,1 м, соединенных между
собой дверным проемом 2,0x0,9 м. Стены, пол и потолок уста¬
новки, изготовленные из негорючих материалов, обеспечи¬
вают возможность крепления образцов, оборудования
и приспособлений. Наличие противопожарных дверейI' I
441и окон обеспечивает визуальное наблюдение за ходом экс¬
периментов и поведением испытываемых материалов, про¬
ведение кинофотосъемки и т. д. Предусмотрена возмож¬
ность изменения внутренних размеров отсеков. Воздухооб¬
мен в установке и удаление продуктов горения осуществ¬
ляются естественной вентиляцией через вытяжную трубу
(дымоход) сечением Ф1000 мм, но имеется возможность
принудительного регулирования. Семь топливосжигающих
устройств (форсунок) в огневом отсеке работают на жидком
топливе (осветительном керосине). Возможно использова¬
ние в качестве пожарной нагрузки других видов топлива,
например газа, древесины.Конструктивные особенности установки позволяют
поддерживать необходимый огневой режим, измерять тем¬
пературу и тепловые потоки, производить отбор газов и за¬
мерять параметры задымления, крепить образцы, имитиро¬
вать этажность и т. д. Замер параметров производится в че¬
тырех сечениях. Плоскость “0”-го сечения перпендикулярна
оси дверного проема.Согласно разработанной методике каждый образец
подвергается испытаниям на крупномасштабной установке
“комната - коридор” по трем вариантам огневого воздейст¬
вия. Режимы испытаний, применяемые в методике, позво¬
ляют определять способность отделки воспламеняться
и распространять пламя по поверхности образца при раз¬
личных условиях воздействия пожара, включая его началь¬
ную и развитую стадии, а также от лучистого теплового по¬
тока. Время проведения одного испытания по каждому ва¬
рианту не должно превышать 30 мин.В результате испытаний определяются зависимости
скорости распространения пламени от значений температур
газового потока очага пожара, максимальная длина распро¬
странения пламени, а также критическая плотность тепло¬
442вого потока и температура, при которых отделка способна
воспламеняться и распространять пламя по поверхности.Принципиальное отличие предлагаемой методики огне¬
вых опытов состоит в том, что она позволяет определить
пожарную опасность объекта испытаний как функцию
от условий развития пожара. Выбранные в качестве критерия
оценки пожарной опасности - температура газовой среды
и величина теплового потока, падающего на конструкции
(их критические значения), позволяют прогнозировать время
появления опасного фактора пожара в зависимости от функ¬
ционального назначения исследуемого материала. Это, в свою
очередь, дает возможность более целенаправленно использо¬
вать материалы на конкретных строительных объектах и раз¬
рабатывать профилактические мероприятия по снижению
их пожарной опасности в условиях эксплуатации.Изменение плотности падающего теплового потока
по времени на участке стены в “0”-м сечении представлено
на рис. 4.12.Анализ экспериментальных данных, полученных при
исследовании пожарной опасности антипирированного
ДБСП, свидетельствует, что крупномасштабный огневой
метод может быть использован при обосновании допусти¬
мой высоты отделок стен и разработке профилактических
мероприятий, обеспечивающих их невоспламеняемость
и нераспространение пламени по поверхности при пожаре.В рамках работы [32] проводились исследования спо¬
собности вновь создаваемой рецептуры эпоксидно-каучу¬
кового покрытия “ЭПИАФ” воспламеняться и распростра¬
нять пламя по поверхности в крупномасштабном экспери¬
менте и на индекс распространения пламени J на лаборатор¬
ной установке “радиационная панель” по Инструкции [32].
Причем испытания на установке “комната - коридор” прово¬
дились только до и после отработки рецептуры покрытия.
Определение оптимального соотношения компонентов ком¬
443позиций позволило получить покрытие, которое было отне¬
сено к группе материалов, не распространяющих пламя
по поверхности.В ходе проведения серии крупномасштабных и лабо¬
раторных экспериментов удалось установить функциональ¬
ную зависимость между результатами огневых испытаний
напольных покрытий. Соотношения между выходными
параметрами, используемыми при обработке результатов
опытов на радиационной панели, - индексом распростра¬
нения пламени J и критическим значением падающего тепло¬
вого потока распространения пламени q, получаемого
на крупномасштабной установке, приведены на рис. 6.28.Рис. 6.28. Зависимость между падающим критическим
тепловым потоком распространения пламени
и индексом распространения пламени для полов:1 — верхний доверительный предел; 2 — математическое ожидание;
3 - нижний доверительный предел; 4 - экспериментальные данные
444Анализ результатов этого исследования позволяет
сделать вывод о возможности введения изменений в Инст¬
рукцию [32]. Материалы с медленным распространением пла¬
мени можно классифицировать при 1 < J < 25, а при J > 25 -
как быстро распространяющие пламя по поверхности пола.Таким образом, удается увязать сравнительные харак¬
теристики материалов покрытий полов, полученные лабора¬
торными методами, с результатами исследований, получен¬
ными для реальных условий эксплуатации и пожара,
и на этой основе разрабатывать предложения по применению.Сложнее определение подобных зависимостей для от¬
делок стен и потолков. Часто определяющим фактором
в распространении пламени по поверхности конструкций
стен и потолков является его движение по газовой фазе
продуктов пиролиза (“пробежка пламени”). Возможно
влияние физических свойств самой отделки, способной
выделять газообразные продукты термического разложения
при различных режимах теплового воздействия, а также
технических условий монтажа, которые значительно усили¬
ваются пространственным расположением образца. Таким
образом, явление “пробежки пламени” может быть, в из¬
вестной степени, случайным явлением и его наличие суще¬
ственно осложняет процесс моделирования.Результаты проведенных экспериментальных и теоре¬
тических исследований способности отделок воспламенять¬
ся и распространять пламя по поверхности позволили раз¬
работать предложения по классификации и требования
по их применению в конструкциях полов, стен и потолков
коридоров общественных зданий (табл. 6.13).
445Таблица 6.13Класс пожарной
опасностиПараметры, характеризующие класс пожарной опасности отделок,
применяемых в конструкциях полов, стен и потолковДлина распро¬
странения пла¬
мени L, мТкр, °СаРп, кВт • м'2Ч крдля стен и потолковдля покрытий половКОL = 0>600>40> 15К10 < L < 0,5>490>30> 10К20,5 <Z <2,5>320>20>4,5КЗL > 2,5<320<20<4,5Работа [47] посвящена исследованиям по определению
расстояния, проходимого фронтом пламени по поверхности
кровельных материалов (КМ) образцов конструкций покры¬
тий зданий (в целях изучения пожарной опасности конст¬
рукций покрытия).Анализ действующих за рубежом средне- и крупно¬
масштабных методов по определению расстояния, прохо¬
димого фронтом пламени по поверхности КМ конструкций
покрытий, а также результаты проведенных отечественны¬
ми и зарубежными специалистами натурных экспериментов
по исследованию огнестойкости и распространения пожара
по фасадам фрагментов зданий позволили создать метод
исследований и принципиально новую испытательную
установку, позволяющие определять параметры распро¬
странения пламени по поверхности образцов конструкций
покрытий в условиях эксплуатации, а также разрабатывать
рекомендации по их применению в зданиях.Проведенный анализ состояния вопроса позволил сде¬
лать вывод об актуальности поставленной задачи по иссле¬
дованию пожарной опасности конструкций покрытий зда¬
ний: определению способности КМ покрытий воспламе¬
няться и распространять пламя по поверхности. Действую¬
щая в настоящее время в России система противопожарного
нормирования по применению конструкций кровельных по-
446крытий в зданиях основана на лабораторных методах оцен¬
ки пожарной опасности применяемых в них КМ.При внимательном изучении условий проведения ис¬
следований по этим методам проявляются следующие их
недостатки: не моделируются условия “реального” пожара,
не учитываются условия эксплуатации исследуемых КМ
в составе конструкций покрытий, получаемые результаты
исследований носят лишь сравнительный характер. Поэто¬
му возникает необходимость проведения дополнительных
исследований по определению пожарной опасности конст¬
рукций покрытий, т. е. проведения крупномасштабных ис¬
следований с учетом условий их эксплуатации на установ¬
ках, моделирующих условия “реального” пожара.При выборе и обосновании исходных параметров экс¬
периментального крупномасштабного метода определения
пожарной опасности кровельных покрытий зданий и стен¬
дового оборудования (температуры и плотности потока те¬
плового излучения факела пламени источника огневого воз¬
действия) были проанализированы результаты проведенных
отечественными и зарубежными научно-исследовательскими
институтами натурных экспериментов по исследованию ог¬
нестойкости и распространения пожара по фасадам фраг¬
ментов зданий.В процессе этих исследований определялись длитель¬
ность стадии развивающегося пожара и температуры пла¬
мени очага внутри испытательных помещений; поля темпе¬
ратур и тепловых потоков, а также размеры факела пламени
по высоте фасада здания; зависимость размера факела пла¬
мени от направления и скорости ветра.С учетом полученных экспериментальных данных,
а также согласно ГОСТ 31251-2003 для крупномасштабного
метода оценки способности КМ конструкций покрытий зда-
447ний воспламеняться и распространять пламя по поверхности
целесообразно установить следующие параметры: темпера¬
тура факела пламени источника огневого воздействия долж¬
на быть в пределах 800 °С, величина плотности потока теп¬
лового излучения от факела пламени 24 кВт • м‘2, скорость
набегающего на образец воздушного потока 3,8 м • с*1.Геометрические размеры опытных образцов конст¬
рукций покрытий приняты следующие: ширина образцов
1000 мм, равная ширине факела пламени 1000 мм, выходя¬
щего из оконного проема такой же ширины; длина образцов
3000 мм - в соответствии с определенным эксперименталь¬
но снижением темпа роста величины потока теплового из¬
лучения по длине тарировочного образца (рис. 6.29); тол¬
щина - согласно технической документации.1Рис. 6.29. Схема испытательной установки и расположения на образце
приемников потока теплового излучения по проекту НПБ ГПС “Покрытия
зданий и сооружений. Метод определения пожарной опасности .1 — тарировочный образец из гипсоволокнистых листов; 2 — опорная рама,3 — топливосжигающее устройство; а—г — приемники потока тепловогоизлученияНа основании этих параметров было разработано
и создано стендовое оборудование экспериментального круп-
448номасштабного метода исследования способности КМ конст¬
рукций покрытий распространять пламя по поверхности.Испытательная установка представляет собой каме¬
ру (помещение) габаритным размером 10,5x3,0x2,55 м,
стены которой выполнены из огнеупорного кирпича, по¬
толок из железобетонных плит, защищенных слоем огне¬
упорного бетона по металлической сетке. Воздухообмен
в установке и удаление продуктов горения осуществля¬
ются естественной вентиляцией через вытяжную трубу
(дымоход) круглого сечения диаметром 1000 мм. Уста¬
новка оборудована двумя противопожарными дверями
и смотровыми окнами для визуального наблюдения за хо¬
дом экспериментов и поведением испытываемых конст¬
рукций кровельных покрытий.В состав стендового оборудования (рис. 6.29) входят:
опорная рама с изменяемым углом наклона до 30°; несущее ос¬
нование из гипсоволокнистых листов габаритным размером
(3000x1000) ±10 мм и толщиной не менее 20 мм, для монтажа
на нем образцов конструкций покрытий; источник огневого
воздействия; вентилятор для имитации набегающего на образец
воздушного потока со скоростью UBn = 3,8 м • с"1; воздуховод
сечением 1100x400 мм для распределения вдоль образца пода¬
ваемого вентилятором воздушного потока.В качестве источника огневого воздействия использу¬
ется топливосжигающее устройство, работающее на жид¬
ком топливе.До проведения испытаний проводят тарировку стендового
оборудования таким образом, чтобы в контрольных точках а-г
тарировочного образца (рис. 6.29) из гипсоволокнистых листов
габаритным размером (3000x1000) ±10 мм и толщиной не менее
20 мм установившиеся величины поверхностной плотности теп¬
лового потока от факела пламени топливосжигающего устрой¬
ства соответствовали зависимости распределения критической
449поверхностной плотности потока теплового излучения, пред¬
ставленной на рис. 6.29, с отклонением ±15 %: в точке a - q^ == 24 кВт • м 2; в точке б - q*[| =18 кВт • м‘2; в точке в - q^n == 7 кВт • м‘2; в точке г- = 3 кВт • м'2.При этом в центре тарировочного образца, обращен¬
ного к топливосжигающему устройству, установившаяся
величина температуры должна быть в пределах 800 °С.Испытания проводятся при угле наклона конструкции
покрытия 30°.В процессе проведения испытаний измеряются и регист¬
рируются следующие параметры: время задержки воспламене¬
ния испытываемых образцов КМ конструкций покрытий
время воспламенения или возникновения тления (обугливания)
образцов КМ конструкций покрытий от начала испытаний;
время прохождения фронтом пламени контрольных зон - /рп/,мин; время /рП;, мин, в течение которого фронт пламени рас¬
пространился по поверхности испытываемых образцов КМ
конструкций покрытий на расстояние Zpn,, м; величины темпе¬
ратур на поверхности испытываемых образцов КМ конструк¬
ций покрытий и на поверхности оснований под КМ Th °С; об¬
разование плавления и текучести горючих утеплителей и об¬
разцов КМ конструкций покрытий (определяется визуально
в процессе и по окончании испытаний).Испытания проводятся до полного прекращения рас¬
пространения фронта пламени по поверхности КМ образцов
конструкций покрытий. По их результатам образцы конст¬
рукций покрытий классифицируют в соответствии со сред¬
ней величиной распространения фронта пламени по поверх¬
ности КМ покрытий 1рР , м, которой соответствует значение
450критической поверхностной плотности потока теплового
излучения gjjlj, кВт • м" (табл. 6.14).Таблица 6.14Классификация конструкций покрытий в зависимости от средней
величины распространения фронта пламени по поверхности КМ
и значения величины критической поверхностной плотности потокатеплового излученияСредняя величина распро¬
странения фронта пламени
по поверхности КМ конст¬
рукций покрытий Р , мЗначение поверхностной плотно¬
сти потока теплового излучения
акр, кВт • м'2ТППКласс пожарной опасно¬
сти конструкции покры¬
тия К11ОIIо- 5акр = 247ППКО0 < Lcp < 1рп18 <<7кр <24л ППК11 < L°P < 2
рп7 <<7кр < 18^ППК22 < Lcp < 3рп3<пкр <7V ппКЗНа основе разработанных методов проведены иссле¬
дования по определению на лабораторных установках пока¬
зателей пожарной опасности 18 КМ и 24 теплоизоляцион¬
ных материалов: групп горючести и воспламеняемости,
критической поверхностной плотности теплового потока
распространения пламени по поверхности, температур вос¬
пламенения и самовоспламенения; крупномасштабных ис¬
следований по определению способности образцов КМ кон¬
струкций покрытий распространять пламя по поверхности.Данные, полученные в ходе исследований, свидетельст¬
вуют о том, что теплоизоляционные материалы относятся
к группе горючести НГ или Г1 при содержании в них органи¬
ческого связующего от 0,6 до 6,08 %; КМ относятся к мате¬
риалам группы горючести Г4 и группы воспламеняемости В2
или ВЗ; температуры воспламенения КМ находятся в диапа¬
зоне 280-365 °С, самовоспламенения 375-^40 °С.
451Для апробации предлагаемого аналитического и экс¬
периментального крупномасштабного методов были прове¬
дены исследования по определению величин расстояний
распространения фронта пламени по поверхностям 16 видов
КМ образцов конструкций покрытий.В ходе исследований были определены зависимости:
изменения температур в контролируемых тохжах на поверхно¬
сти испытываемых образцов во времени Тп = fit)\ изменения
температур в контролируемых точках между КМ и подложкой
образцов конструкций покрытий T=J(t); изменения пути, про¬
ходимого фронтом пламени по поверхностям испытываемых
образцов КМ конструкций покрытий во времени S = j{t); из¬
менения суммарных тепловых потоков при горении КМ и ра¬
диационного потока от контакта фронта пламени с несгорев¬
шей их частью qРезультаты проведенных исследований образцов конст¬
рукций кровельных покрытий позволяют сделать вывод о том,
что испытанные образцы в основном относятся к классу
пожарной опасности КЗ, так как большинство применяемых
в них КМ относятся к материалам группы горючести Г4.
452Литература1.	Алексашенко А.А., Кошмаров Ю.А., Молчадский КС. Те-
пломассоперенос при пожаре. - М.: Стройиздат, 1982. - 173 с.2.	Рыжов А.М. О математическом моделировании пожаров
в помещениях // Огнестойкость строительных конструкций:
Сб. тр. - М.: ВНИИПО, 1978.- Вып. 6.-С. 16-26.3.	Рыжов А.М., Молчадский КС., Кошмаров Ю.А. К вопро¬
су о математическом моделировании пожаров в помещениях
с проемами // Пожарная профилактика: Сб. тр. - М.: ВНИИПО,1979.-Вып. 15. -С. 30-41.4.	Молчадский КС., Рыжов А.М. Исследование полей ско¬
ростей, температур и концентраций при пожарах в помещениях
методом математического моделирования. Развитие пожара в по¬
мещении и его математическое моделирование // Труды совмест¬
ного советско-американского семинара, г. Тбилиси, 1981. - М.:
Госстрой СССР, ЦНИИСК им. В.А. Кучеренко, 1982. - С. 25-33.5.	Астахова И.Ф., Молчадский К.С. Развитие полевого мо¬
делирования пожара в помещении и теории огнестойкости в Рос¬
сии // Моделирование пожаров и взрывов. - М.: Пожнаука, 2000. -
С. 89-105.6.	Молчадский КС., Рыжов А.М., Кошмаров Ю.А. Расчет
полей скоростей, температур и концентраций продуктов горения
в коридорах при пожарах в смежных с ними помещениях: Метод,
указания. - М.: ВНИИПО, 1984. - 21 с.7.	Рыжов А.М., Молчадский К.С., Попов П.Н. Моделирова¬
ние движения газовых потоков в коридорах при пожарах в смеж¬
ных с ними помещениях // Безопасность людей при пожарах:
Сб. науч. тр. - М.: ВНИИПО, 1984. - С. 4-13.8.	Атабеков К.У., Молчадский К.С. Сложный теплообмен
в закрытом помещении // Вопросы вычислительной и прикладной
математики. - Ташкент: АН УзССР, НПО Кибернетика, 1984. -
Вып. 73. - С. 75-82.9.	Атабеков К.У., Молчадский К.С., Ксаева Г.М. Численное
моделирование начального развития горения в здании // Вопросы
453вычислительной и прикладной математики. - Ташкент: АН УзССР,
НПО Кибернетика, 1985.-Вып. 78.-С. 51-59.10.	Термогазодинамика пожаров в помещениях / В.М. Ас¬
тапенко, Ю.А. Кошмаров, И.С. Молчадский, А.Н. Шевляков. - М.:
Стройиздат, 1988. - 447 с.11.	Оцисик М.Н. Сложный теплообмен. - М.: Мир, 1976. -616с.12.	Лыков А.В. Теория теплопроводности. - М.: Высшая
школа, 1967.13.	Абрамович М., Стиган И. Специальные функции: Спра¬
вочник. - М.: Наука, 1979. - 830 с.14.	Молчадский И.С., Зернов С.И. Определение продолжи¬
тельности начальной стадии пожара // Пожарная профилактика:
Сб. науч. тр. - М.: ВНИИПО, 1981. - С. 26-46.15.	Кутателадзе С.С. Основы теории теплообмена. - М.:
Атомиздат, 1979. -416 с.16.	Крупномасштабные огневые испытания фрагмента по¬
жарного здания из легких стальных конструкций с утеплителем
из заливочного пенополиуретана и оценка эффективности систе¬
мы пожаротушения и противопожарной преграды: Отчет о НИР /
ЦНИИСК им. В.А. Кучеренко; Руководитель А.Н. Чистяков. -
М, 1986.- 159 с.17.	Молчадский КС. Моделирование температурного режима
при пожаре в помещении для оценки огнестойкости строительных
конструкций: Дис.... д-ра техн. наук. - М.: ВНИИПО, 1991. - 274 с.18.	Монахов В.Т. Методы исследования пожарной опасно¬
сти веществ. - М.: Химия, 1979.19.	Волков Е.Б., Головков Л.Г., Сырицын Т.К. Жидкостные
ракетные двигатели. - М.: Воениздат, 1970. - 592 с.20.	Зернов С.И. Разработка расчетных методов прогнозиро¬
вания параметров пожаров в помещениях зданий с естественной
вентиляцией: Дис. ... канд. техн. наук. - М.: ВИПТШ, 1984.21.	Провести исследования по определению температурного
режима при пожаре в общественных зданиях в зависимости от го¬
рючей нагрузки: Отчет о НИР / ВНИИПО; Руководитель И.С. Мол-
454чадский. - П.03.Н.001.79; № 79038609; Инв. № 02840063266. - М.,1980.-234 с.22.	Мадорский С. Термическое разложение органических
полимеров. - М.: Мир, 1967.23.	Николаев А. Ф. Синтетические полимеры и пластические
массы на их основе. - М.; JL: Химия, 1964.24.	Павлов В.А. Пенополистирол. - М.: Химия, 1973.25.	Вредные вещества в промышленности: Справочник. -
JL: Химия, 1976.26.	Рождественский КБ., Гутов В.И., Жегульская Н.А. Н
Теплофизические свойства химически реагирующих гетероген¬
ных систем смесей. - М., 1973. - Вып. 7. - С. 88-121.27.	Салеуйлов Е.В., Цителоури Н.И. // Теплофизика высо¬
ких температур. - 1970. - Т. 8, № 4. - С. 754.28.	Юдаев В.Н. Теплопередача. - М.: Высшая школа, 1981. -
С. 87-92.29.	Кошмаров Ю.А., Башкирцев М.П. Термодинамика и те¬
плопередача в пожарном деле. - М.: ВИПТШ МВД СССР, 1987. -
443 с.30.	Молчадский О.И. Прогноз пожарной опасности строи¬
тельных материалов при использовании методов термического
анализа: Дис. ... канд. техн. наук. - М.: ВНИИПО, 2001. - 131 с.31.	ГОСТ 30247.0-94. Конструкции строительные. Методы
испытаний на огнестойкость. Общие требования.32.	Пономарев В.В. Воспламеняемость и распространение пла¬
мени по декоративно-отделочным материалам стен, потолков
и покрытиям полов: Автореф. дис.... канд. техн. наук. - М.: ВНИИПО,
2001.33.	Валеев Г.Н., Ерофеев А.Н., Есин В.М. Температурные
режимы в помещениях на этаже, где происходит пожар // Огне¬
стойкость строительных конструкций: Сб. науч. тр. - М.:
ВНИИПО, 1981.-С. 50-57.34.	Богословский В.Н, Карпов Л.И., Молчадский И.С. Ис¬
следование закономерности устойчивого стратифицированного
455метода при пожарах в зданиях // Безопасность людей на пожарах:
Сб. тр. - М.: ВНИИПО, 1979. - Вып. 1. - С. 85-97.35.	СТ СЭВ 383-87. Пожарная безопасность в строительст¬
ве. Термины и определения.36.	СНиП 21-01-97*. Пожарная безопасность зданий и со¬
оружений. - М.: Госстрой России, 1999.37.	СНиП 2.01.02-85*. Противопожарные нормы. - М.:
Госстрой СССР, 1991.38.	ГОСТ 30247.1-94. Конструкции строительные. Методы
испытаний на огнестойкойкость. Несущие и ограждающие конст¬
рукции.39.	ГОСТ 30247.2-97. Конструкции строительные. Методы
испытаний на огнестойкость. Двери и ворота/40.	ГОСТ 30247.3-2002. Конструкции строительные. Мето¬
ды испытаний на огнестойкость. Двери шахт лифтов.41.	Пособие по определению пределов огнестойкости кон¬
струкций, пределов распространения огня по конструкциям и
групп возгораемости материалов (к СНиП II-2-80). - М.: Строй-
издат, 1986.42.	Рекомендации по расчету пределов огнестойкости бе¬
тонных и железобетонных конструкций. - М.: НИИЖБ Госстроя
СССР, 1986.43.	Яковлев А.И. Расчет огнестойкости строительных кон¬
струкций. - М.: Стройиздат, 1988.44.	Инструкция по расчету фактических пределов огне¬
стойкости железобетонных конструкций на основе применения
ЭВМ.-М.: ВНИИПО, 1975.45.	ГОСТ 31251-2003. Конструкции строительные. Методы
определения пожарной опасности. Стены наружные с внешней
стороны.46.	НПБ 233-96. Здания и фрагменты зданий. Метод натур¬
ных огневых испытаний. Общие требования.47.	Павловский А.В. Пожарная опасность конструкций кро¬
вельных покрытий	Texij. наук. - М.:
ВНИИПО, 2004. '