Статья: Определение огнезащитной эффективности вспучивающихся покрытий для стальных конструкций с учетом термогазодинамики

Рис. 2. Зависимости толщины сухого слоя краски «Нуллифаер» от приведенной толщины

стальных профилей при различных величинах фактических пределов огнестойкости 1 – R30;

2 – R45; 3 – R60; 4 – R90

– ось симметрии стальной конструк ции перекрытия: ∂T/∂у = 0,

где To – начальная температура; Tb – температура наружной (нагреваемой) поверхности огнезащитного покрытия.

Температура на поверхности слоя ог незащитной краски из-за низкой вели чины коэффициента теплопроводности быстро достигает значения, при которой заканчивается вспучивание огнезащит ного покрытия и его стабилизация. Выше указанное критическое значение темпе ратуры составляет, например, для состава «Терма» 177°С и 230°С в случае крас ки Renitherm PMS-R. Поэтому при расче те нагрева стенки стальной конструкции с нанесенным огнезащитным вспучиваю щимся покрытием принимаем, что огнеза щитное покрытие имеет толщину, равную ее величине во вспученном состоянии.

Принятое допущение об отсутствии теплоотвода от внутренней поверхности стальной конструкции колонны являет ся наиболее опасным вариантом с точки зрения нагрева конструкции.

Предполагаем идеальный тепло вой контакт между слоями вспученного покрытия и стальной конструкции, что также является наиболее опасным ва риантом с точки зрения нагрева конструкции.

Потеря несущей способности стро ительной конструкции определяется по достижению локальной температурой ее критического значения.

Для расчета термогазодинами ки пожара в помещении, необходимой для определения граничных условий к уравнению (1), используются модифици рованные интегральный и зонный мето ды расчета.

Тестирование математической мо дели.

Тестирование модели проводилось на данных по сертификационным испыта ниям в условиях «стандартного» пожара огнезащитных вспучивающихся красок «Терма», «Нуллифаер», Renitherm PMS-R и Interchar 963, а также огнезащитного покрытия «Совер».

Теплофизические свойства стальных конструкций помещений определялись по:

– плотности: ρ = 7 800 кг/куб. м;

– удельной теплоемкости: с = 470 + 0,21t + 5,0∙10-4 t2 Дж/(кг∙К);

– коэффициенту теплопроводности: λ = 58 – 0,042∙t Вт/(м∙К), где t – темпера тура в градусах Цельсия.

Теплофизические свойства вспу ченного покрытия определялись из со поставления результатов расчета по предложенной методике (рис. 1–4) с сертификационными испытаниями огне защитных красок.

Обозначения на рис. 1–4 следующие: δск – толщина сухого слоя огнезащитной краски; δпр – приведенная толщина стальных конструкций.

Полученные значения теплофизичес ких свойств вспученных покрытий прак тически совпадают с экспериментально измеренными величинами, например:

краска «Терма»: плотность ρ = 0,8 кг/ куб. м; эффективный коэффициент теп лопроводности λэф = 0,05–0,32 Вт/(м∙К);

краска Interchar 963: ρ = 0,8 кг/куб. м; λэф = 0,2–0,4 Вт/(м∙К);

огнезащитное покрытие «Совер»: ρ = 250 кг/куб. м; λэф = 0,06–0,12 Вт/(м∙К).

Для определения теплофизических свойств огнезащитной вспучивающейся краски Renitherm PMS-R при использова нии предложенной математической мо дели использовались следующие исход ные данные:

– коэффициент вспучивания kв = 40;

– фактический предел огнестойкости R45: толщина сухого слоя δск = 1,0 мм; приведенная толщина стальной конс трукции δпр = 3,4 мм;

– R60: δск = 1,2 мм; δпр = 4,2 мм;

– R90: δск = 1,7 мм; δпр = 5,8 мм.

Анализ рис. 1–4 показывает, что результаты расчета толщин сухого слоя огнезащитной краски с использованием предложенной методики расчета отличаются от экспериментально значений в ус ловиях «стандартного» пожара не более 5 %

.