Обоснование мероприятий по обеспечению необходимых пределов огнестойкости ограждающих конструкций помещений АЭС с применением полевого моделирования пожара

Введение

Для проведения расчета динамики скорости развития и возможных режимов пожара, определения требований к безопасным расстояниям и пределам огнестойкости огнепреграждающих конструкций российскими нормами предусмотрено применение расчетных и экспериментальных методов. В последние годы у нас в стране и за рубежом большое внимание уделяется развитию расчетных методов оценки огнестойкости. Сущность расчета в общем виде сводится к оценке распределения температур по сечению конструкции в условиях пожара (теплотехническая часть) и вычислению несущей способности нагретой конструкции (статическая часть). Однако теория огнестойкости строительных конструкций еще недостаточно разработана, поэтому даже опытному конструктору нелегко спроектировать нужную по качеству огнезащиту силовых элементов конструкций.

Целью статьи является анализ особенностей расчета пределов огнестойкости строительных конструкций основных зданий АЭС с учетом различий в объемно-планировочных и конструктивных решениях, а также специфики находящейся в зданиях горючей нагрузки. Для этого были проведены расчеты и проанализированы полученные результаты для наиболее опасных сценариев развития пожара на примере конкретного помещения АЭС, относящегося к системе аварийного электроснабжения (далее – САЭ), с учетом требования по резервированию данных систем для обеспечения устойчивости к отказам в системах при технологических отказах и внешних воздействиях на эти системы.

С целью выполнения данного требования предусматриваются:

1. дублирование элементов САЭ, выполняемое по канальному принципу, предусматривающему создание нескольких независимых каналов;
2. обеспечение физического разделения оборудования различных каналов при аварийных ситуациях, в том числе при пожарах.

Таким образом, аналитическое обоснование достаточности физического разделения каналов и разработка строительных, технологических и противопожарных мероприятий при пожарах на резервных дизельных электростанциях (далее – РДЭС) направлены на обеспечение ядерной и радиационной безопасности. При этом значительные запасы топлива в хранилищах требуют применения разработки специализированных мероприятий с учетом высокой интенсивности воздействия углеводородных пожаров на конструкции и больших величин пожарной нагрузки в помещениях хранилищ.

Подходы к обоснованию безопасности в настоящей статье будут рассмотрены на примере помещения промсклада топлива РДЭС блока № 1 Калининской АЭС.

Исходные данные по зданию и железобетонным конструкциям промежуточного склада топлива Калининской АЭС блока № 1:

• класс безопасности задания по НП-001-15 – 2;
• категория ответственности за ядерную безопасность по ПиН АЭ-5.6 – I;
• класс конструктивной пожарной ответственности – СО;
• класс функциональной пожарной опасности – Ф5.2;
• марка бетона – В25;
• класс арматуры – АIII (А400);
• защитный слой до грани арматурного стержня – 30 мм;
• толщина несущих стен из монолитного железобетона – 250 мм;
• толщина перекрытий из монолитного железобетона – 400 мм.

В помещении установлен промежуточный бак топлива емкостью 100 м³.

При расчетах используются следующие предположения условий пожара ГЖ:

• круговая модель распространения пожара. В качестве линейной скорости распространения пожара принята скорость распространения пламени по поверхности жидкости;
• скорость выгорания и удельная теплота сгорания приняты для дизельного топлива ЕВРО, сорт С, ГОСТ Р 52368-2005 (ЕН 590:2009) [1].

При анализе предполагалось несрабатывание системы пожаротушения вследствие отказа. При этом предполагается нормальная работа других независимых элементов противопожарной защиты, в том числе закрытое состояние дверей.

Расчеты выполняются для условно герметичных помещений. Такой режим пожара реализуется при двух условиях (ранее рассмотренное предположение условной герметичности помещения).

1. Пожар протекает при давлении, близком к давлению в соседних помещениях и окружающей среде, несмотря на интенсивный рост температуры (и давления в начале пожара) вследствие выдавливания или открытия заполнения проемов в помещениях.
2. Через вскрывшиеся проемы не происходит двустороннего газообмена (одновременного выхода продуктов горения и поступления кислорода окружающего воздуха).

Расчеты проводятся с использованием математической модели и программного кода Fire Dynamics.

Методики расчета локальных параметров пожара

Для описания термогазодинамических параметров пожара применяются три основные группы детерминистических моделей: интегральные, зонные (зональные) и полевые.

Выбор конкретной модели расчета времени блокирования путей эвакуации следует осуществлять исходя из следующих предпосылок:

а) интегральный метод:

• для зданий, содержащих развитую систему помещений малого объема простой геометрической конфигурации;
• для помещений, где характерный размер очага пожара соизмерим с характерными размерами помещения и размеры помещения соизмеримы между собой (линейные размеры помещения отличаются не более чем в 5 раз);
• для предварительных расчетов с целью выявления наиболее опасного сценария пожара.

б) зонный (зональный) метод:

• для помещений и систем помещений простой геометрической конфигурации, линейные размеры которых соизмеримы между собой (линейные размеры помещения отличаются не более чем в 5 раз).

В отличие от интегральных моделей зональный метод может использоваться для помещений большого объема, когда размер очага пожара существенно меньше размеров помещения; для рабочих зон, расположенных на разных уровнях в пределах одного помещения (наклонный зрительный зал кинотеатра, антресоли и т. д.).

в) полевой метод:

• для помещений сложной геометрической конфигурации, а также помещений с большим количеством внутренних преград (атриумы с системой галерей и примыкающих коридоров, многофункциональные центры со сложной системой вертикальных и горизонтальных связей и т. д.);
• для помещений, в которых один из геометрических размеров гораздо больше (меньше) остальных (тоннели, закрытые автостоянки большой площади и т. д.);
• для иных случаев, когда применимость или информативность зонных и интегральных моделей вызывает сомнение (уникальные сооружения, распространение пожара по фасаду здания, необходимость учета работы систем противопожарной защиты, способных качественно изменить картину пожара, и т. д.).

Для определения фактических пределов огнестойкости строительных конструкций использовалась математическая модель расчета прогрева строительных конструкций.

Плотность теплового потока на внешней (огневой) границе стенки определяется из решения моделей пожара или по формулам расчета лучистого теплового потока.

За наступление предела огнестойкости строительной конструкции перехода принимается момент времени от начала пожара, когда температура хотя бы в одном месте конструкции достигает критического значения.

Таким образом, в случаях, когда требуется рассчитать локальные параметры развития пожара или применение строительных конструкций не позволяет использовать эмпирические или среднеобъемные модели для расчета динамики пожара, используется созданная во ФГБУ ВНИИПО МЧС России полевая модель. Это относится, прежде всего, к расчетам пожара в больших помещениях, помещениях с неравномерно распределенной пожарной нагрузкой и сложным режимом газообмена, к задаче определения безопасных расстояний для оборудования систем безопасности. Данная модель создана с учетом требований и рекомендаций по применению методов полевого моделирования и предусматривает решение системы уравнений газодинамики и теплообмена с учетом моделирования процессов горения и переноса тепла излучением.

При расчетах использовались программы, официально зарегистрированные в Федеральной службе по интеллектуальной собственности, патентам и товарным знакам (интегральные, зонные и полевые методы расчета динамики опасных факторов пожара – № 2006614238. Определение огнестойкости строительных конструкций с учетом параметров реального пожара – № 2006614237).

Критерии устойчивости конструкций к воздействию ОФП

В качестве критериев критического воздействия пожара на железобетонные конструкции приняты:

1. прогрев защитного слоя бетона до арматуры со стороны пожара до 500 °C. Критерий соответствует потере расчетного запаса прочности конструкции в зоне растяжения вследствие снижения предела прочности арматуры при прогреве;
2. прогрев необогреваемой стороны конструкции до 180 °C (с учетом расчета средних значений по нормальному сечению со стороны пожара).

Результаты расчета для помещений топливных баков

Результаты расчетов представлены на графиках (рис. 1–6) и в табл. 1.

Анализ результатов расчетов

Из результатов расчетов для помещения следует:

1. Наблюдается резкий рост среднеобъемной температуры в помещении вследствие быстрого распространения пламени по поверхности топлива и интенсивного возрастания площади горения. Максимальная температура достигается примерно через 25 секунд после начала пожара (рис.1).
2. Максимальная избыточная температура ~1050 К – значительно ниже максимального значения температуры пламени при пожарах нефтепродуктов ~1380 °C (1650 К). В случае герметичности помещения давление за такой период времени возросло не менее чем в 3,6 раза (до 2,6 избыточной атмосферы).
3. После 25 секунд пожара начинается снижение среднеобъемной температуры вследствие снижения интенсивности пожара из-за уменьшения концентрации кислорода (рис.2). С этого момента теплопотери в конструкции превышают мощность пожара, суммарная тепловая мощность для среды помещения становится отрицательной (рис. 3). Начинается остывание среды в помещении.
4. При остывании среды происходит приток свежего воздуха через неплотности, открытые или разгерметизированные заполнения проемов. Приток воздуха уменьшает интенсивность снижения мощности пожара, хотя общая мощность пожара продолжает снижаться. Мощность пожара и приток воздуха переходят при остывании в пульсирующий режим: приток – увеличение мощности/снижение притока – падение мощности после выгорания поступившего кислорода – остывание/увеличение притока (рис.4). Данный пульсирующий режим неоднократно наблюдался при реальных пожарах и натурных экспериментах. Учет участия в горении кислорода из притока на фазе остывания имеет принципиальное значение при расчете динамики изменения параметров среды на стадии остывания.
5. На графиках (рис.5–6) представлена динамика распределения температуры по сечению окружающих железобетонных конструкций стен помещения бака. Расчет показывает характерную особенность прогрева – прогрев тонкого слоя конструкции во время пожара и последующее распространение тепловой волны (распределение накопленного тепла) по толщине конструкции.
6. Максимальная избыточная температура прогрева поверхности стены 218 °C достигается через 79 секунд после начала пожара (рис.6, табл. 1).
7. Максимальная избыточная температура на глубине защитного слоя (30 мм от обогреваемой поверхности) 56°C достигается через 1632 секунд после начала пожара (рис. 6). Таким образом, с запасом выполнены определенные ранее требования к огнестойкости на основе выполнения 1-го критерия – прогрев защитного слоя и 2-го критерия – максимальная температура на необогреваемой стороне.
8. В предположении защитного слоя железобетонной конструкции не менее 15 мм для конструкции с REI60: максимальная избыточная температура защитного слоя ~90°C (рис. 6). Для условной железобетонной строительной конструкции с REI60 также выполняются критерии 1 и 2 прогрева защитного слоя и необогреваемой стороны. Таким образом, требуемый предел огнестойкости – не более 60 мин.

Заключение

1. Применение полевой модели динамики пожара Fire Dynamics позволяет обосновать достаточность принятых пределов огнестойкости строительных конструкций зданий и помещений исходя из обеспечения нераспространения пожара за пределы пожарной зоны в течение расчетного времени свободного выгорания всей пожарной нагрузки. Описан методический подход к определению требований к огнестойкости несущих и ограждающих конструкции помещений АЭС с применением полевого моделирования пожара.
2. Расчетный анализ динамики пожара в помещениях резервуаров топлива доказывает, что при обеспечении условной герметичности помещений требования к пределам огнестойкости строительных конструкций и заполнений проемов – не выше 60 мин. Таким образом, проектные пределы огнестойкости стен и заполнений проемов в этих стенах достаточны для обеспечения нераспространения пожара при обеспечении условной герметичности помещений резервуаров.
3. В связи с тем что ячейки промскладов имеют независимые системы вентиляции и смотровые люки в перекрытии помещений резервуаров топлива выходят непосредственно наружу, распространение ОФП между ячейками вследствие повышения давления при пожаре возможно только при повреждении дверей в стенах. Для ограничения роста давления при пожаре с целью обеспечения условий устойчивости дверей в стенах помещений резервуаров были рекомендованы дополнительные противопожарные мероприятия – устройство легкосбрасываемых (открываемых) люков в конструкции перекрытия. Для гарантированного открытия при пожаре люки не должны иметь устройств запирания или должно быть обеспечено их открытое состояние организационно-техническими мероприятиями по пожарной безопасности.
4. При условии выполнения дополнительных противопожарных мероприятий для помещений резервуаров промежуточного топлива при пожаре в соответствии с п. 48 НП-087-11 [2] обеспечивается физическое разделение элементов САЭ, относящихся к разным каналам системы безопасности.