Resultat

Nedan följer resultaten från beräkningsmetoderna och intervjuerna för att besvara frågeställningarna.

Skydd mot utveckling och spridning av brand och

brandgaser inom byggnader

Handberäkningarna kräver att övertändning är möjligt i brandrummen för att handberäkningar ska vara validerade. I syfte att kontrollera övertändbarheten i respektive geometrisk modell utfördes beräkningar av den teoretiska maximala effektutvecklingen för respektive modell, baserade på den öppningsfaktor som presenterades i Tabell 2. För beräkningsunderlag till Tabell 5 nedan, se Bilaga B.

Tabell 5. Den teoretiska maximala effektutvecklingen för respektive geometrisk modell i denna studie.

Adam AB Bertil AB Cesar AB David AB Erik AB Teoretisk maximal

effektutveckling (𝐐̇_𝐌𝐚𝐱) [MW] ^{51,86 14,49 12,63 8,66 0,12}

Öppningsfaktorerna varierar från 0,001 m½ till 0,036 m½ vilket också innebär att den maximala effektutvecklingen varierar mellan 0,12 MW och 51,86 MW. Detta beror på att ekvationen för maximal effektutveckling baseras i huvudsak på två variabler, öppningsarea och den viktade höjden på öppningsareorna. Större öppningsareor skapar en högre teoretisk maximal effektutveckling, vilket medför större risk för övertändning i brandrummet för byggnader med högt värde på

öppningsfaktorn.

Beräkningarna visar att övertändning inte kan ske i en container där dörrarna till containern förväntas vara stängda. För att övertändning skall ske i en container krävs att effektutvecklingen av branden uppgår till minst 9 840 kW enligt beräkningarna i Bilaga C och beräknad maximal

effektutveckling uppgår till 120 kW. Den effektutveckling som kan utvecklas med en öppningsfaktor på 0,001 är 120 kW. Detta betyder att syretillförseln är den begränsade faktorn som gör att ingen övertändning kan ske i en container. Handberäkningar kunde därmed inte genomföras som för övriga modeller, utan endast datorberäkningar genomfördes för Erik AB. För fullständiga beräkningar, se Bilaga C.

Plåt med isoleringskärna

Figur 7 nedan visar maximala omslutningsarean för ett rum, beroende på vilken effektutveckling som sker i rummet, för att övertändning ska kunna vara möjlig. Med omslutningsarea menas den totala arean på alla väggar, golv och tak sammanräknat.

Den effektutveckling som representerar varje specifikt däckhotell, för att beräkna om övertändning kan ske, har varit den teoretiska maximala effektutvecklingen kontra den verkliga omslutningsarean av rummet. Detta har skapat koordinaterna för varje enskilt däckhotell i figuren nedan.

Arean till höger om den svarta streckade kurvan medger att övertändning kan ske, om en byggnad är utförd enligt specifikationen som är antagna i denna studie.

Figur 7 Den högsta möjliga omslutningsarea ett brandrum kan erhålla bestående av plåt med isoleringskärna, beroende på den effektutveckling som sker för att övertändning skall vara möjlig. Öppningsfaktorerna presenteras inom parentes.

Figur 7 visar att övertändning kan ske under de rådande förutsättningarna för varje däckhotell, dock framgår inte efter vilken tidsperiod detta kan ske. En större öppningsfaktor med en hög

brandbelastning medför att övertändning kan ske i ett tidigare skede än när den teoretiska maximala effektutvecklingen uppnås. Detta utifrån att omslutningsarean är konstant i alla objekt och den variabel som förändras är effektutvecklingen över tid. När effektutvecklingen uppnår kurvan i figuren kan övertändning ske. För däckhotellet Adam AB är den maximala effektutvecklingen mycket

förskjuten till höger om kurvan, vilket medför att övertändning kan ske långt innan den teoretiska maximala effektutvecklingen i brandrummet har uppnåtts.

Se Bilaga B för beräkningar. Väggar och tak av betong

Figur 8 nedan visar den största möjliga omslutningsarea ett rum konstruerat av betong kan ha, under förutsättning att övertändning ska kunna ske beroende på den effektutveckling branden utvecklar.

Figur 8 Den högsta möjliga omslutningsarea ett brandrum kan erhålla bestående av betong, beroende av den effektutveckling som sker för att övertändning skall vara möjlig. Öppningsfaktorerna presenteras inom parentes.

Figur 8 visar att övertändning kan ske i fyra av fem besökta platser i fallstudien om konstruktionen var av betong, dock ligger David AB på kurvan vilket medför att maximala effektutvecklingen måste

0 500 1000 1500 2000 2500 0 10 20 30 40 50 60 Total omsl utn ingsarea [m 2] Effektutveckling i rummet [MW]

Maximal omslutningsarea för lokal med plåt och

isoleringskärna som möjliggör övertändning

Max omslutningsarea Adam AB (0,036) Bertil AB (0,006) Cesar AB (0,017) David AB (0,009) 0 500 1000 1500 2000 2500 0 10 20 30 40 50 60 Total omsl utn ingsarea [m 2] Effektutveckling i rummet [MW]

Maximal omslutningsarea för lokal av betong som

möjliggör övertändning

uppnås. En större öppningsfaktor medför längre avstånd från kurvan och skapar en överkapacitet i brandens effekt för att uppnå övertändning. Även om beräkningar visar att övertändning inte kan ske i Bertil AB, antas det kunna ske till följd av de antagande på minimala ventilationsmöjligheter i lokalen.

Se Bilaga B för beräkningar.

Temperatur i brandrummen för de geometriska modellerna

För att studera hur temperaturutveckling kan ske i de geometriska modellerna genomfördes två olika beräkningar, handberäkningar och datorberäkningar. Resultaten från datorberäkningarna baseras på en effektutveckling antagen utifrån effektutvecklingen i litteraturstudien från verkliga

laboratorieförsök. Handberäkningsmetoden hade inte denna möjlighet till anpassning av effektutveckling för personbilsdäck.

Figuren visar en medeltemperatur i brandrummen i den varma zonen bestående av brandgaser. I varje figur har temperaturutveckling i ett brandrum enligt standardbrandkurvan infogats som jämförelse. Figuren visar resultaten från både handberäkningsmetoden och datorsimuleringarna. För fullständig handberäkningsmetod, se Bilaga D.

Adam AB

Figur 9. Temperatur i däckhotell utformat efter Adam AB:s värden och öppningsfaktor på 0,036 utförda med handberäkningsmetod och datorberäkning, med standardbrandkurvan infogad för jämförelse.

Figur 9 visar att vid handberäkningen för plåtkonstruktion är temperaturen högre än standardbrandkurvan under hela tidsperioden och har en sluttemperatur på ca 1000°C.

Betongkonstruktion har lägre temperaturer än standardbrandkurvan och en sluttemperatur på cirka 650 ̊C vid handberäkningen. Temperaturkriteriet för övertändning uppfylls för samtliga

beräkningsmodeller.

Resultatet från datorberäkningarna visar att en konstruktion av plåt med isoleringskärna ger en högre temperatur än vid betongkonstruktion. Med plåtkonstruktion medför det att temperaturen i brandrummet överstiger standardbrandkurvan strax innan 15 minuter från brandstart, medan det med betongkonstruktion tar ca 30 minuter. Temperaturen i betongkonstruktionen slutar på över 1100 ̊C efter 60 minuter, konstruktionen med plåtväggar överstiger 1200 ̊C redan 25 minuter efter brandstart. Brandförloppet beräknas pågå över 180 minuter med aktuell brandbelastningen i byggnaden, utan att avsvalningsfasen är påbörjad.

0 200 400 600 800 1000 1200 0 10 20 30 40 50 60 Tem peratur [° C] Tid [Min]

Temperaturer i brandrummet för Adam AB (0,036)

Standardbrandkurvan Plåt med isoleringskärna (Handberäkning) Betong (Handberäkning) Plåt med isoleringskärna (Datorberäkning) Betong (Datorberäkning)

I datorberäkningarna för Adam AB finns en sänkning av temperaturen i brandgaslagret efter ca 8 minuter för båda beräkningarna i Figur 9. Detta beror på att datorprogrammet ändrar

beräkningsmodell från tvåzonsmodell till enzonsmodell vid detta tillfälle för denna geometri. Den andra temperatursänkningen som sker vid 400 ̊C för båda temperaturkurvorna uppkommer för att fönsterrutorna fallerar och skapar öppning i fasaden, vilket medför att en del av de varma brandgaserna ventileras ut.

Snabb temperaturstegring sker när temperaturen uppnår 500 ̊C vilket innebär att villkoret för

övertändning har uppnåtts. Detta innebär att allt material som kan brinna antänds, vilket medför den kraftiga temperaturstegringen vid båda datorberäkningarna.

Temperaturen stiger under hela tidsförloppet vid handberäkningarna och datorberäkningarna men handberäkningsmodelen visar betydligt mindre ökning i temperatur över tid. Väggar och tak av betong ger lägre temperaturer under hela förloppet för båda beräkningsmetoderna.

Bertil AB

Figur 10. Temperatur i däckhotell utformat efter Bertil AB:s värden och öppningsfaktor på 0,006 utförda med handberäkningsmetod och datorberäkningar, med standardbrandkurvan infogad för jämförelse.

Figur 10 visar att plåtkonstruktion medför lägre temperatur än standardbrandkurvan, samt att sluttemperaturen är ca 850 ̊C vid handberäkningen. Konstruktion av betong har en betydligt lägre temperatur än standardbrandkurvan och når inte upp till en temperatur på 250 ̊C. Konstruktionen av plåt med isoleringskärna överstiger standardbrandkurvan efter ca 50 minuter, men där

betongkonstruktionen klart understiger jämförelsekurvan även vid datorberäkningen. Temperaturen för plåtkonstruktionen understiger 1000 ̊C efter 60 minuter.

Temperaturen i datorberäkningen visar cirka 370 ̊C efter 60 minuter för betongkonstruktion vilket är högre än handberäkningen. Temperaturen i brandrummet blir inte tillräckligt hög för att

fönsterrutorna bör fallera och skapa ytterligare ventilationsmöjligheter i fasaden. Detta medför att branden blir ventilationskontrollerad och effektutvecklingen begränsas kraftigt. Skulle fönsterrutorna fallera kommer temperaturen i brandrummet öka. Avsvalningsfasen för brandförloppet påbörjas inte efter 180 minuter från brandstart.

0 200 400 600 800 1000 1200 0 10 20 30 40 50 60 Tem peratur [° C] Tid [Min]

Temperaturer i brandrummet för Bertil AB (0,006)

Standardbrandkurvan Plåt med isoleringskärna (Handberäkning) Betong (Handberäkning) Plåt med isoleringskärna (Datorberäkning) Betong (Datorberäkning)

Cesar AB

Figur 11. Temperatur i däckhotell utformat efter Cesar AB:s värden och öppningsfaktor på 0,017 utförda med handberäkningsmetod och datorberäkning, med standardbrandkurvan infogad för jämförelse.

Plåtkonstruktion med sluttemperatur på 1000 ̊C är högre än betongkonstruktion med temperatur i slutskedet på nästan 500 ̊C, vid handberäkningen där övertändningskriteriet inte uppfylls.

Konstruktion av plåt har högre temperatur medan betongkonstruktion erhåller lägre temperatur jämfört med standardbrandkurvan, vilket Figur 11 visar.

Temperaturen i brandrummet i datorberäkningarna är lika i båda beräkningarna från start till ca 5 minuter in, därefter har plåtkonstruktionen en kraftigare ökning av temperaturen. Denna kraftiga ökning av temperatur pågår ända tills kurvan skär standardbrandkurvan och förblir ovan

jämförelsekurvan under resterande tiden av beräkningen. Efter 40 minuter överstiger temperaturen 1200 ̊C.

Temperaturen för betongkonstruktion vid datorberäkningarna ligger under standardbrandkurvan under hela försöket och har en sluttemperatur på över 700 ̊C. Att byggnaden är försedd med fönsterrutor som fallerar vid 400 ̊C medför ingen större förändring på temperaturstegringen, endast en liten förändring på kurvorna identifieras vid datorberäkningarna.

Sammantaget från båda beräkningsmetoderna erhåller den geometriska modellen med en betongkonstruktion lägre temperatur än jämförelsekurvan medan en konstruktion av plåt med isoleringskärna ger en högre temperatur än jämförelsekurvan. Efter 180 minuter har fortfarande inte avsvalningsfasen inletts. 0 200 400 600 800 1000 1200 0 10 20 30 40 50 60 Tem peratur [° C] Tid [Min]

Temperaturer i brandrummet för Cesar AB (0,017)

Standardbrandkurvan Plåt med isoleringskärna (Handberäkning) Betong (Handberäkning) Plåt med isoleringskärna (Datorberäkning) Betong (Datorberäkning)

David AB

Figur 12. Temperatur i däckhotell utformat efter David AB:s värden och öppningsfaktor på 0,009 utförda med handberäkningsmetod och datorberäkning, med standardbrandkurvan infogad för jämförelse.

Figur 12 visar likt i de två av de tidigare figurerna (Figur 9 och Figur 11) ger konstruktion med plåt och isoleringskärna högre temperatur än standardbrandkurvan. Detta i ett inledande skede och

temperaturen är över jämförelsekurvan i de första 30 minuterna. Sluttemperaturen är dock under till nästan 900 ̊C. Även likt tidigare handberäkningar understiger temperaturen i betongkonstruktion standardbrandkurvan och slutar på en temperatur på under 400 ̊C.

Geometriska modellen uppbyggd med väggar av plåt med isoleringskärna överstiger

standardbrandkurvan redan efter ca 8 minuter, samt har en kraftig temperaturstegring under hela datorberäkningen. Efter 25 minuter överstiger temperaturen 1200 ̊C. Temperaturen i

betongkonstruktionen understiger under hela datorberäkningen standardbrandkurvan och har en sluttemperatur på ca 900 ̊C. Förändring av temperaturerna vid fallering av fönsterrutor kan endast noteras, ingen större påverkan erhålls på temperaturförloppen.

Jämfört med tidigare geometriska modeller startar avsvalningsfasen för brandförloppet vid 180 minuter från brandstart. 0 200 400 600 800 1000 1200 0 10 20 30 40 50 60 Tem peratur [° C] Tid [Min]

Temperaturer i brandrummet för David AB (0,009)

Standardbrandkurvan Plåt med isoleringskärna (Handberäkning) Betong (Handberäkning) Plåt med isoleringskärna (Datorberäkning) Betong (Datorberäkning)

Erik AB

Beräkningar visar att övertändning inte kan ske i en container när dörrarna förväntas vara stängda, därmed genomfördes endast datorberäkning för Erik AB.

Figur 13. Brandgastemperaturen i en container bestående av stål och en öppningsfaktor på 0,001 via datorberäkningar.

Beräkningen visar att maximaltemperaturen uppgår till just över 400 ̊C efter ca 5 minuter, vilket visas i Figur 13. Denna temperatur räcker inte för övertändning i lokalen då den kritiska temperaturen är 500 ̊C. Efter ca 5 minuter blir temperaturen sjunkande under resterande tiden av beräkningen. Sluttemperaturen understiger 120 ̊C. Syretillgången blir en starkt begränsande faktor för

brandförloppet. Stängda dörrar ger goda förutsättningar att temperaturutvecklingen hålls på mycket låga nivåer.

Skydd mot brandspridning mellan byggnader

Beräkningar är genomförda för att studera vilka strålningsnivåer som uppkommer på närliggande byggnader. Avståndet från den brinnande byggnaden till den angränsande byggnaden är en viktig faktor. Strålningsnivåerna är beräknade på 0 meter från de brinnande fasadöppningarna till ett avstånd på 20 meter. Temperaturen i brandrummet som avger den uppkomna strålningen är antagen till 1100°C utifrån de försök som är genomförda på brand i personbilsdäck och är

presenterade i litteraturstudien. Temperaturen är inte den maximala uppkomna temperaturen utan en lägre temperatur, eftersom detta anses vara mer representativt utifrån de temperaturdiagram som erhålls från de olika försöken.

Handberäkningarna på strålningsnivån på motstående byggnad vid brand i däckhotell visar följande. Gränsvärdet på 12 kW/m2 [12] finns presenterat i Figur 14 nedan:

0 200 400 600 800 1000 1200 0 10 20 30 40 50 60 Tem peratur [° C ] Tid [Min]

Temperatur i brandrummet - Erik AB (0,001)

Standardbrandkurva Erik AB (0,001)

Figur 14. Uppkomna strålningsnivåer beroende på avstånd och typ av öppning.

Beräkningarna visar att strålningsnivåer på 12 kW/m2 uppkommer från 0 meter till 11 meter från den brinnande byggnaden, beroende på typ av öppning. Gränsvärdet för strålningsnivån med en öppning i form av en gångdörr uppnås efter 3 meter och sjunker kraftigt ner till 5 meter varpå kurvan för strålningen planar ut och slutar på under 1 kW/m2. För en fasad med port understigs kritiska strålningsnivåer mot närliggande byggnad efter 7,5 meter, men för stora fönster och två portar överskrids strålningsnivåerna vid ett avstånd på 8 meter. Kritiska avstånd för stora fönster är 9,5 meter respektive 11 meter för två portar, vilket är det längsta avståndet som beräknades vid denna studie. Fullständiga beräkningar se Bilaga E.

Sammanfattningsvis kan det konstateras att strålningsnivåerna varierar stort närmast öppningarna men vid ett avstånd på 20 meter är strålningsnivåerna ungefär desamma (under 1 – 4 kW/m2). Avstånd när gränsvärdet uppnås varierar stort från 3 till 11 meter.

Möjlighet till räddningsinsatser

En räddningsinsats som beskrivs i det konstruerade exemplet (Bilaga F), skulle mest sannolikt utgå från att begränsa branden till byggnaden och skydda närliggande byggnader med utvändig insats. Detta beror på den kraftiga effektutvecklingen branden medför, tillsammans med den stora

brandgasmängden och att riskerna vid rökdykningen är större än nyttan då värdet av det som går att rädda är begränsat. Det kan även finnas en osäkerhet kring hur länge branden har pågått och hur detta har påverkat konstruktionen för byggnaden. Detta medför svårigheter att utföra

riskbedömningar och utföra säkra invändiga insatser. Att risknivån är högre än nyttan av aktionen är under förutsättning att det inte handlar om livräddande insatser, vilket inte var aktuellt i det

beskrivna exemplet. De största riskerna vid brand i däckhotell för räddningstjänstpersonalen, vilket uppstår vid invändiga insatser, är den strålning som skapas från branden och de varma brandgaserna. Riskerna för räddningsmanskapet är avsevärt lägre vid utvändig brandbekämpning.

Möjliga metoder vid en utvändig släckningsinsats kan vara att använda dimspik för att minska temperaturen i brandgaslagret. Även användning av skärsläckare och vanliga strålrör har möjlighet att åstadkomma en liknande effekt som en första åtgärd. Dock har dessa metoder begränsningar om byggnaden har en stor volym, släckningen genomförs endast i punkter och inte i hela lokalen. Det viktiga med en insats både vid invändig- och utvändig släckning är att kunna säkerställa vattentillgången och åstadkomma säkert vatten. Utan vatten försvåras räddningstjänstens möjligheter att begränsa eller bekämpa en brand. Även rökdykarnas säkerhet är beroende av god vattentillförsel. Det är viktigt med tillgång till brandposter som har möjlighet att leverera stora mängder vatten som sedan kan kopplas till räddningsfordonen. Den mängd vatten som erfordrades

0 4 8 12 16 20 24 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 Strålningsniv å [kW/ m 2]

Avstånd mellan byggnaderna [m]

Strålningsnivå mot närliggande byggnad

Gränsvärde Gångdörr Port Stora fönster Två portar

enligt det gamla regelverket Allmänna vattenledningsnät VAV P38 var 2400 liter/min [26], vilket inte ett enskilt brandposthuvud har möjlighet att leverera. Vid tidigare genomförda beräkningar har det visats att flödet inte kan överstiga 2200 liter/min per brandpost om trycket är 70 metervattenpelare [27]. Räddningstjänstpersonalen har på frågor svarat att de troligtvis inte skulle använda sig av invändiga brandposter.

Byggnadstekniska åtgärder med syfte att minska riskbilden samt att underlätta för räddningstjänsten kan vara installation av brandgasventilation, detta för att ventilera bort de heta brandgaserna och minska strålningseffekten inne i lokalen. Ett automatiskt vattensprinklersystem dämpar

effektutvecklingen på branden och kyler de heta brandgaserna, för att undvika övertändning i byggnaden. Automatiskt brandlarm är en annan viktig åtgärd för räddningstjänstens möjligheter att bekämpa branden genom att få tidig detektion av en brand. Att i ett tidigt skede komma till

olycksplatsen för att börja med åtgärder skulle minska riskbilden för räddningsmanskapet och öka möjligheten för en bra insats.

Föreslagna åtgärder och installationer överensstämmer delvis med kravställningen i BBR, att det ska finnas tillträde till byggnaden och tillgång till vatten. Dock ger intervjupersonerna ett flertal åtgärder utöver BBR, där en viktig åtgärd för att minska riskerna vid en insats, är att i ett tidigt skede bli medveten om uppkomst av brand. Tabell 6 nedan finns en sammanställning av olika brandtekniska åtgärder en byggnad bör vara utforma med, från de två olika myndigheterna.

Tabell 6. Sammanställning av brandtekniska åtgärder från två olika myndigheter.

BBR krav Förslag från intervjupersonerna Markbrandpost Ja (Indirekt) Ja Inomhusbrandpost Ja Nej Tillträdesväg Ja Ja Brandgasventilation Nej Ja Automatiskt brandlarm Nej Ja Automatisk vattensprinkler Nej Ja