K požární odolnosti žárově zinkovaných prvků

• Foto

EXPERIMENTY
K pilotnímu ověření vlivu odrazivosti zinkovaného povrchu při požáru byl s podporou Asociace českých a slovenských zinkoven, která dodala vzorky a jejich technický popis, připraven 20. října 2010 experiment ve vodorovné peci ve zkušebně PAVUS a. s. ve Veselí nad Lužnicí. Zkoušelo se celkem osm vzorků, viz tabulka 1, o dvou odlišných průřezech, které reprezentovaly dvě – z hlediska přestupu tepla – výrazné skupiny průřezů, uzavřené a otevřené. Délka prvků byla 1 m. Jako otevřený průřez byl zvolen IPE 200 a jako uzavřený TR114,3 ×
4 mm, viz obr. 1 a 2.

Byly vytvořeny skupiny se dvěma vzorky bez úpravy povrchu, vzorky IPE 1, IPE 2, TR 5, TR 6, a žárově zinkované, vzorky IPE 3, IPE 4, TR 7, TR 8, viz tab. 1. Pro oba vzorky IPE 3, IPE 4 byla volena shodná technologie žárového zinkování. Teplota zinkování byla 457 °C. Dosáhlo se průměrné tloušťky povlaku z 16 měření pro každý vzorek 119 μm, max. 142,8 μm, min 95,9 μm. Zinkovalo se v běžné zinkovací lázni bez přídavných prvků, jako Al, Pb, Bi, Sn apod., s chemickým složením předepsaným pro výrobky určené pro trvalý styk s pitnou vodou. Stejná lázeň byla použita i pro kruhové uzavřené profily TR 7, teplota zinkování 460 °C. Vzorek TR 8 byl máčen v lázni s přídavkem hliníku pro zajištění vyššího lesku, při teplotě 456 °C. Všechny povrchy byly kovově lesklé, typické pro žárové zinkování neuklidněné či hliníkem uklidněné oceli.

V peci byly vzorky umístěny po dvojicích, černý a zinkovaný, mezi hořáky, aby se eliminovalo nerovnoměrné rozdělení teplot v peci, viz obr. 3. Profily byly uspořádány zrcadlově k podélné ose pece a jejich poloha v jednotlivých dvojicích byla vystřídána. Dvourozměrný přestupu tepla do profilů byl zajištěn obalením paty žáruvzdornou vatou z hlinitokřemičitých vláken a zakrytím vrcholu deskou z minerální vlny a plynového silikátu.

Teplota vzorků byla měřena plášťovými termočlánky, které byly na každém vzorku umístěny v polovině výšky prvku v otvoru o velikosti termočlánku a hloubce poloviny tloušťky stěny. Termočlánky byly orientovány do středu pece. Teplota plynu v peci byla měřena šesti plášťovými termočlánky o průměru 3 mm, které byly v polovině výšky pece u vyšetřovaných profilů. Při zkoušce, která byla zaměřena na chování ocelobetonového stropu z drátkobetonu, nebylo použito měření teploty plynu, které využívají Evropské zkušební normy.

Teplota v peci byla zvyšována podle nominální normové teplotní křivky podle normy ČSN EN 1363-1 Zkoušení požární odolnosti. Průběh teploty v peci v místě vzorků a na vzorcích je uveden na obr. 3 pro vzorky z otevřených profilů IPE a na obr. 4 pro vzorky z kruhových uzavřených profilů.

ANALYTICKÝ MODEL
Výpočet přestupu tepla do konstrukce se obecně řeší integrací diferenciální rovnice vedení tepla. Pro výpočet s dvourozměrným vedením tepla, zde pro nekonečný prvek, lze výpočet zjednodušit a změnu teploty uvažovat po přírůstcích v časovém intervalu Δt. Tepelná pohltivost prvku se skládá ze dvou složek z proudění v okolí prvku a ze sálání, při kterém je v tomto případě přestup tepla přímo úměrný emisivitě povrchu. Na plochách vystavených účinkům požáru lze čistý tepelný tok hnet pro přestup tepla stanovit, viz (Barthelemy, 1976) jako

h_net = h_net.c + h_net.r       (1)

kde h_net.c je složka přestup tepla prouděním a h_net.r sáláním.

Přestup tepla prouděním je významný při šíření plamene a při transportu kouře a horkých plynů. Čistý tepelný tok prouděním h_net,c lze vyjádřit jednoduchým vztahem, který je pro dané podmínky přímo úměrný rozdílu teplot obou materiálů

h_net.c = α_c ΔT        (2)

kde ΔT je teplotní rozdíl, v případě požáru mezi teplotou plynů a povrchovou teplotou prvku [K] a αc je součinitel přestupu tepla [W/m²K]. Součinitel přestupu tepla αc závisí hlavně na způsobu proudění, fyzikálních vlastnostech plynů, geometrii tělesa a tloušťce mezní vrstvy. Hodnoty součinitele αc pro různé případy jsou popsány v literatuře orientované na sdílení tepla, např. (Ghojel, 1998) a (Barthelemy, 1976). Na odvrácené straně prvků se čistý tepelný tok hnet stanoví podle ČSN EN 1991-1-2:2005 pomocí vztahu pro součinitel přestupu tepla
prouděním αc = 9 W/m²K. Předpokládá, že hodnota zahrnuje i účinky přestupu tepla sáláním.

Pro požáry popisované nominálními teplotními křivkami lze použít pro povrchy vystavené plamenům hodnotu 25 W/m²K, při použití parametrické teplotní křivky hodnotu 35 W/m²K. Ghojel, 1998, uvádí výstižnější model, ve kterém hodnota αc závisí na dosažené teplotě požáru. Uvažuje jej hodnotou od 0 W/m²K pro začátek požáru až 50 W/m²K pro teploty, kdy se teplota plynů vyrovná teplotě materiálu. Mezilehlé hodnoty se doporučuje lineárně interpolovat. Model nevedl pro žárově pozinkované povrchy k významnému zpřesnění a dále je využito řešení podle vztahu (2).

Sáláním se při požáru obvykle přenáší do konstrukcí hlavní část energie z plamenů na povrchu paliva, z horkého kouře na prvky konstrukce a z hořících objektů na sousední objekty. Čistý tepelný tok sáláním hnet.r mezi emitujícím povrchem požáru a přijímajícím povrchem konstrukčních prvků se stanoví ze vztahu:

h_net.r = Φ ε_m ε_f σ (T_r⁴ - T_m⁴)       (3)

kde ε_m je emisivita povrchu prvku, která se pro uhlíkovou ocel uvažuje ε_m = 0,7; ε_f emisivita požáru, která se obecně uvažuje ε_f = 1,0; v Stefan-Boltzmannova konstanta σ = 5,67·10^–8 W/m²K⁴; Φ polohový faktor; T_r účinná teplota sálání prostředí požáru [K]; T_m povrchová teplota prvku [K]. Polohový faktor lze v tomto případě uvažovat přibližně Φ = 1,0. Přesnější hodnoty pro různé situace spolu s emisivitami pro různé materiály jsou uvedeny literatuře, viz např. (Wald, 2005), nebo lze jejich hodnotu stanovit empiricky nebo měřením radiometrem. Pro modely přestupu tepla se předpokládá, že spaliny vzniklé hořením jsou dokonale prostupné sálání a tepelný tok proudí přímo mezi požárem a ocelovou konstrukcí. Ve skutečnosti plyny pohlcují a emitují tepelnou energii, protože mají vlastní emisivitu ε_g a pohltivost α_g. Ghojel, 1998, vztah pro přestup tepla sáláním vlivem plynné směsi vyprodukované požárem zpřesnil, viz (Beneš, 2007). Zatímco emisivita ε_g závisí na teplotě a tlaku plynů, pohltivost α_g závisí jak na teplotě plynů, tak na teplotě prvků. Tento postup není zatím v normách a výpočtech využíván a používá se zjednodušení, viz (3).

Teplota ocelového prvku se pro dvourozměrný přestup tepla do prvku stanovuje z předpokladu zákonu zachování energie, kdy teplo, potřebné k ohřátí ocelového prvku během krátkého časového okamžiku musí být rovno teplu přijatému z požáru. Po úpravě lze počítat přírůstek teploty pro krátký časový okamžik



kde k_sh součinitel zastínění, A_m/V průřezový součinitel [m^–1], c_a měrné teplo oceli [J/kg K], ρ_a hustota oceli [kg/m³], h_net,d čistý tepelný tok [W/m²] a Δt časový přírůstek [s].

EMISIVITA ŽÁROVĚ ZINKOVANÉHO POVRCHU
Pro profily bez povrchové úpravy, u kterých je konzervativní hodnota emisivity povrchu stanovena normou ČSN EN 1993-1-2:2005 jako ε_m = 0,7; byla regresní analýzou při výpočtu přestupu tepla do konstrukce přírůstkovou metodou stanovena numericky náhradní hodnota α_c. Pro prvních 30 min. experimentu vyšla průměrná hodnota součinitele α_c = 4 W/m²K, která byla využita pro vyhodnocení žárově zinkovaných vzorků. Vyšetřovalo se do doby, kdy dochází u sledovaných profilů s danými součiniteli průřezu k vyrovnání teploty vzorku a plynu. Pro zinkované prvky byl ze známé teploty plynů a změřeného přírůstku teploty vzorku vypočten tepelný tok a z něho odečtením části tepelného toku prouděním, který byl stanoven pro nezinkované vzorky jako αc = 4 W/m²K vyhodnocen přestup tepla sáláním, vztah (5). Ze vztahu lze určit emisivitu povrchu pro každý přírůstek přímo. Váženým průměrem pak byla stanovena emisivita povrchu během prvních 30 min. zkoušky

h_net.r = h_net - h_net.c      (5)

Vypočtené hodnoty emisivity jsou uvedeny v tabulce 2.

Výsledná emisivita vzorků byla stanovena jako průměr všech hodnot. Nejistota výsledku je zahrnuta do stanovení hodnoty α_c pro hodnotu emisivity bez povrchové úpravy, tj. ε_m = 0,7. Z porovnání žárově pozinkovaných trubek je pochopitelně lesklejší zinkování s příměsí hliníku lepší. Průměrná hodnota emisivity povrchu žárově zinkovaných prvků byla stanovena na ε_m = 0,322. Přesnost výpočtu je ovlivněna velmi omezeným počtem vzorků.

SHRNUTÍ
Při vyhodnocení pilotního projektu byla hodnota emisivity povrhu žárově zinkovaných prvků stanovena jako ε_m,ZN = 0,32, což je výrazně nižší než emisivita oceli bez povrchové úpravy, ε_m = 0,7.

Na obr. 6 a 7 jsou porovnány vypočtené teploty s teplotami změřenými při zkouškách IPE3 a TR7 pro stanovenou průměrnou hodnotou emisivity povrchu. Předpověď dobře popisuje teploty změřené na vzorcích při zkoušce. Předběžné zkoušky bude pro potřeby využití v praxi třeba ověřit zkouškou s dalšími součiniteli průřezu při normovém měření teploty plynu v peci. V přípravě dat bude třeba ověřit stárnutí povrchů, které se může projevit tmavnutím povrchu. Táním vrstvy zinku při zvýšené teplotě se povrch čistí a vrací se jeho reflexní charakter.

Význam emisivity lze ukázat např. na jednoduchém požárním návrhu nosníku v projektu AccessSteel, viz www.access-steel.com, kde je stanovena požární odolnost nosníku na rozpětí 7,4. Nosník je při běžné teplotě zatížen rovnoměrným zatížením s charakteristickou hodnotou 14,6 kMm^–1 a návrhovou hodnotou 20,93 kMm^–1. Působící ohybový moment za běžné teploty M_Ed = 143,3 kNm je menší než momentová únosnost průřezu IPE 300, M_if,Rd,d = 147,7 kNm. Průřez je za běžné i zvýšené teploty 1. třídy.

Pro redukční součinitel zatížení η_fi = 0,582 je působící ohybový moment při požáru M_if,Rd = η_f M_Ed = 83,3 kNm. Stupeň využití při požáru při pokojové teplotě je μ₀ = M_if,Ed/M_if,Rd,d = 0,563. Tomu odpovídá kritická teplota 565,2 °C. Při zatížení nosníku nominální normovou teplotní křivkou bude v 15. min teplota nosníku s emisivitou povrchu ε_m = 0,7, tj. bez povrchové úpravy zinkováním, θ_a = 618 °C. Prvek na požární odolnost R15 nevyhoví a v řešeném příkladu AcessSteel je navržena jeho požární ochrana. Pro žárově zinkovaný prvek s emisivitou povrchu ε_m = 0,32 bude teplota v 15. min požáru θ_a,ZN = 500 °C a prvek na požární odolnost R15 vyhoví.

Tento výsledek byl připraven za finančního přispění MŠMT, projekt 1M0579, v rámci činnosti výzkumného centra CIDEAS.

ZDROJE INFORMACÍ:

• (Barthelemy, 1976) Barthelemy, B.: Heating calculation of structural steel members. J. Struct. Div., ASCE, vol. 102, no. 8, 1976, s. 1549–1558.
• (Beneš, 2007) Beneš, M.: Komponenta deska v ohybu a šrouby v tahu za požární situace, Doktorská disertační práce, ČVUT v Praze, 2007, 124 s.
• (ČSN EN 1991-1-2, 2004) ČSN EN 1991-1-2: Zatížení konstrukcí – Část 1-2: Obecná zatížení – Zatížení konstrukcí vystavených účinkům požáru, ČNI, Praha, 2004, 54 s.
• (ČSN EN 1993-1-2, 2006) ČSN EN 1993-1-2: Navrhování ocelových konstrukcí, Obecná pravidla, Navrhování konstrukcí na účinky požáru, ČNI, Praha, 2006, 77 s.
• (Ghojel, 1998) Ghojel, J. I.: A New Approach to Modeling Heat Transfer in Compartment Fires. Fire Safety Journal, vol. 31, 1998, s. 227–237
• (Wald a kol, 2005) Wald, F. a kol: Výpočet požární odolnosti stavebních konstrukcí, Vydavatelství ČVUT, Praha, 2005, 336 s.

To the Fire Resistance of Hot Dip Galvanized Components
This contribution describes the effect of surface finish of steel structure by hot-dip galvanizing on heat transfer into the structure. Temperature of the component significantly affects the fire resistance. Advantages of hot-dip galvanizing for anti-corrosion protection are explored and used. Application of the positive effect of surface finish on fire resistance, which is shown at the end of the work, is expected.

Autoři

• Prof. Ing. Wald František CSc.
• Ing. Jirků Jiří