Brandgastemperatur i tak i tunnlar

Haukur Ingason

Ying Zhen Li

Brandteknik SP Rapport 2010:76

Brandgastemperatur i tak i tunnlar

Haukur Ingason

Abstract

Brandgastemperatur i tak i tunnlar

En ny metod att beräkna brandgastemperaturer i tak i tunnlar har tagits fram.

Temperaturen kan beräknas utifrån vilken brandeffekt som utvecklas, samt ventilation i tunneln och takhöjden. Metoden kan ge konstruktörer i stora infrastrukturprojekt en unik möjlighet att utvärdera påverkan av branden på konstruktionen.

Key words: brand, temperatur, tunnlar

SP Sveriges Tekniska Forskningsinstitut

SP Technical Research Institute of Sweden SP Rapport 2010:76

ISBN 978-91-86622-19-0 ISSN 0284-5172

Innehållsförteckning

Abstract 3

Innehållsförteckning 4

Förord

5

Summary 6

1

Inledning 7

2

Fullskaliga försök

9

3

Ny metod att beräkna taktemperaturer

11

3.1 Exempel på användning 13

4

Slutsatser 15

Förord

Vi vill tacka Bernt Freiholtz vid Trafikverket för ett bra samarbete och hjälp vid genomförande av projektet, men Trafikverket har finansierat projektet. Denna rapport sammanfattar på svenska delar av informationen och resultaten från projektrapporten som är en omfattande teoretisk och experimentell studie på engelska ”Maximum Temperature beneath Ceiling in a Tunnel Fire, SP Report 2010:51”.

Summary

This report focuses on the maximum excess gas temperature beneath the ceiling, and its position relative to the centre, in a tunnel fire. Effects of different ventilation systems and ventilation velocities, heat release rates, tunnel geometries and fire sources are analysed. Maximum excess gas temperature data from both model scale and large scale tests are used and analyzed. Correlations for the calculation of the maximum ceiling excess gas temperature in the vicinity of the fire source is proposed for low and high ventilated tunnels. The work presented here summaries in Swedish the extensive theoretical and experimental work presented in SP Report 2010:51 Maximum Temperature beneath Ceiling in a Tunnel Fire [1], written by the authors of this report. The report can be downloaded from www.sp.se.

1

Inledning

När en tunnel ska byggas är det viktigt att dimensionera konstruktionen så att den tål den brand den kan utsättas för. Enligt det regelverk som finns idag, dimensioneras tunneln enligt standardiserade tid-temperatur kurvor. För vägtunnlar bestäms valet först och främst av typ av tunnel och typ av trafik. I Figur 1 ges exempel på standardiserade tid-temperatur kurvor som används i Sverige idag [2]. ISO 834 är den mest kända kurvan och används ofta i samband med provning av byggkonstruktionsdelar, men även i tunnlar. HC kurvan, ibland kallad hydrokarbonkurvan, används i tunnlar, men den är

ursprungligen framtagen för brandsäkerhet på oljeplattformar. RWS kurvan används enbart för tunnlar och ger de högsta gastemperaturerna. Den är framtagen av det Nederländska vägverket och baseras på försök som gjordes i en skalmodell med bensin som bränsle.

I regelverket Tunnel 2004 [2], som gäller för svenska tunnlar, beskrivs att i tunnlar där all godstransport, utom farligt gods i klasserna 1 och 2 är tillåtna, skall konstruktionen dimensioneras enligt HC kurva. Om tunneln ligger under vatten eller går under en byggnad skall en kompletterande bedömning göras och dimensionering kan behöva ske för RWS kurvan. En ISO kurva används för lokala konstruktionsdelar, t.ex. väggelement, utrymningsdörrar eller tekniska utrymmen. De valda tid-temperatur kurvorna bygger på ett deterministiskt synsätt som ansluter till traditionell branddimensionering av

konstruktionsdelar. Valet av kurva bygger på erfarenhet från olika experter där man gör en bedömning kring vilken temperatur olika fordonstyper kan ge för högsta temperaturer. Något systematiskt samband mellan fordonens realistiska brandutveckling och

varaktighet och den verkliga temperaturnivån som kan uppnås har inte funnits för tunnlar. Inverkan av faktorer såsom ventilation eller tunneltakhöjd har inte beaktats i framtagning av dessa kurvor. 0 20 40 60 80 100 120 0 300 600 900 1200 1500 RWS HC ISO 834 T emp er atu r ( o C) tid (min) Figur 1 Standardiserade tid-temperatur kurvor.

Allt eftersom behovet av funktionsbaserad dimensionering ökar, uppstår behovet att kunna beräkna temperaturerna i taket baserat på den trafik som förväntas trafikera i tunneln och de tekniska och geometriska förhållanden som gäller för den enskilda

tunneln. Som tidigare nämnts, vid valet av de tid-temperatur kurvor som finns idag, tas ingen hänsyn till brandeffekten, tunnelhöjden eller om det finns ventilation i tunneln. Det finns heller inga enkla modeller som kan beskriva sambandet mellan dessa parametrar och därför krävs avancerade strömningstekniska modeller för att kunna göra en sådan bedömning. Behovet av en enkel ingenjörsmässig modell är därför stort.

I följande kapitel ges en sammanställning av det arbete som presenteras i en

engelskspråkig rapport och som ger allt teoretiskt och experimentellt bakgrundsmaterial nödvändigt för att ta fram de teoretiska samband som finns i rapporten [1]. Rapporten bygger på teorier kring brandplymer och hur de påverkas av horisontella luftflöden som strömmar förbi den, se Figur 2 . Teorierna har resulterat i matematiska samband som har använts för att analysera data från både modell och fullskaleförsök.

V θ u s b o b g

Figur 2 Bilden visar hur vind påverkar en vertikal brandplym.

Höjden på brandkällan i förhållande till takhöjden har också antagits som en parameter av betydelse för taktemperaturen. Försöksdata har plottats och sammanställts utifrån de samband som har teoretiskt tagits fram. I följande kapitel ges en sammanställning av resultatet av det arbete som beskrivs i referens [1].

2

Fullskaliga försök

En viktig del i bakgrundsbeskrivningen till den beräkningsmodell som har utvecklats är de så kallade Runehamarförsöken som SP ledde i Norge 2003 [3-5]. Försöken i

Runehamartunneln visade att temperaturer som överstiger 1000 °_{C även kan inträffa i}

tunnlar med vanligt gods, och inte bara tankbilar som många trodde. Totalt genomfördes fyra försök med varierande last: träpallar och plastpallar, madrasser och träpallar, kartonger och plastmuggar samt emballerade möbeldelar. I Figur 2 ser vi ett försök med emballerade möbeldelar. De högsta uppmätta temperaturerna vid försöken låg mellan 1281 °C och 1365 °C. Som jämförelse kan vi se från Figur 1 att RWS kurvan ger en högsta temperatur på 1350 °_{C efter 60 minuter, en HC en högsta temperatur på 1100 °C}

(1050 °_{C redan efter 15 minuter) medan ISO kurvan når sin högsta temperatur 1050 °C}

efter två timmar (120 minuter).

Efter att vi hade genomfört försöken i Runehamar började tunnelexperter fundera på om dessa höga temperaturer kunde uppnås i andra tunnlar. Det satte igång en livlig

diskussion bland experter om vilka temperaturer man ska dimensionera tunnlar för. Tunneltvärsnittet i Runehamartunneln (34 m2) överensstämde inte alls med de mått som förekom i tunnlar såsom Södra Länken, som är betydligt större (90 m2). Det fanns inga beräkningsverktyg för att ”översätta” resultaten från Runehamar försöken till en modern vägtunnel i Sverige. Det var då tunnelforskarna på SP började fundera kring inverkan av tunneltvärsnittet på temperaturen och även vilken inverkan ventilationen hade på resultaten. Därför genomförde vi under 2006 en serie modellskaleförsök där man varierade tunneltvärsnittet, både bredd och höjd samt ventilationsförhållandena [6-7]. Viktiga slutsatser från projektet var att tunnelbredden inte nämnvärt påverkar de högsta taktemperaturerna, att tunnelhöjden och då speciellt avståndet från brandens överkant till taket avsevärt påverkar de högsta taktemperaturerna och att ventilationsförhållandena har en stor betydelse.

Figur 2 Försök som SP genomförde i Runehamartunneln 2003. I försöken uppmättes

temperaturer mellan 1281 – 1365 °_{C [4].}

Tabell 1 Sammanställning av fullskaleförsök som har genomförts sedan 1960 talet och använts i analysen som presenteras här [8].

Test program,

land, år

Antal

försök Brandkälla Tvärsnitt (m2₎ Tunnelhöjd_(m)

Tunnel längd (m) Mätningar Brandeff ekter (MW) Ofenegg, Switzerland, 1965 11 bensin (6.6, 47.5, 95 m2) 23 6 190 T,CO,O2,v, sikt 11-80 Glasgow, 1970 5 Kerosine (1.44 , 2.88, 5.76 m2₎ 39.5 5.2 620 T, OD 2 - 8 Zwenberg, Österrike, 1974 - 1975 30 bensin (6.8, 13.6 m2), trä och gummi 20 3.9 390 T,CO,CO2, NOx,CH, O2, v, OD 8 – 21 P.W.R.I, Japan, 1980 16 bensin (4, 6 m2), personbil, buss 57.3 ~6.8 700 T, CO, COv, OD, 2, strålning Pöl : 9 – 14* P.W.R.I, Japan, 1980 8 bensin (4 m2), buss 58 ~6.8 3277 T, CO, CO2, O2, v, OD, strålning Pool: 9 Buss okänd EUREKA 499, Norge, 1990 - 1992 21 träribbstaplar, heptan, fordon, tunnelbanevagn, järnvägsvagna, långtradar attrapp 25 – 35 _~5.5 4.8 2300 HRR,T,CO, m,CO2,O2,S O2,CxHy, NO,sikt,sot, m,v 2 – 120 Memorial, USA, 1993-1995 98 diesel (4.5 – 45

m2) 36 and 60 4.4/ 7.9 853 HRR, T,CO, CO2,sikt 10 - 100

2nd Benelux tunnel, Holland,

2002

14 +toulene, skåpbil, n-heptan

långtradar attrapp 50 5.1 872 HRR, T, m, strålning, v, OD, sikt 3 - 26 Runehamar tunnel, Norge 2003

4 Cellulosa, plast, _möbler 32 - 47 4.7 ~5.1 1600

HRR,T,PT, CO,CO2,O2,HC N,H2O, isocyanates, OD, radiation 70 – 203

HRR=Heat Release Rate, m=mass loss rate, T=temperature, PT=Plate Thermometer, CO=Carbon monoxide, CO2=Carbon

dioxide, CH= Hydrocarbon, HCN=cyanide, H2O=water vapour, v=velocity, OD=Optical density, visibility=cameras for

smoke registration,

Ett flertal modellskaleförsök användes också i analysen av taktemperaturen. Många av dessa försök genomfördes vid SP [9-11] men även på andra platser [12-14].

3

Ny metod att beräkna taktemperaturer

Metoden bygger på en teoretisk analys där alla de betydelsefulla parametrarna för

taktemperaturen ingår. Vi börjar med att identifiera två områden, där ventilationen har en avgörande betydelse. Vid låga lufthastigheter påverkar inte det längsgående flödet temperaturen speciellt mycket utan det är enbart den effektiva takhöjden Hef (höjden

mellan tak och brandkällans botten, se Figur 3) och brandeffekten Q som har betydelse. När det längsgående luftflödet överstiger en viss hastighet påverkade det temperaturen betydligt mer. Gränserna eller övergången kunde identifieras med ett dimensionslöst tal för hastigheten: * / V_{′ =}V w , där * ( )1/ 3 fo o p o gQ w b

_ρ

c T = (1) Här är V den längsgående lufthastigheten i tunneln (m/s), g är graviationskonstanten (9.81 m/s2_{), Q är brandeffekten i kW, b}

fo är en ekvivalent radie på brandkällan (m), ρ0 är

luftens densitet (kg/m3_{), c}

p är luftens värmekapacitet (kJ/kg K) och To är

rumstemperaturen (K).

V g

ef H

Figur 3 Definition av olika parametrar som används i rapporten. Hef definieras som

effektiv tunnelhöjd och är avståndet mellan tak och botten på det brinnande objektet.

Analysen visar att den maximala gas temperaturen (nettoökningen) under tunneltaket ligger i intervallet 1150 °C till 1350 °C för storskaliga försök och 950 °C till 1150 °C för modell skala. Orsakerna till denna skillnad kan sammanfattas enligt följande:

(1) I modellskaleförsöken finns ingen möjligt att bevara alla skalningsvillkor. (2) Modelltunnelns väggar skalas inte bra, där tjocklek och termiska egenskaper hos väggmaterialet (Promatect) ökar värmeförlusterna i förhållande till stor skala. Detta innebär högre värmeförluster i modelltunneln.

(3) I många av modellförsöken har glasfönster använts på ena sidan för att möjliggöra observationer under försöker, vilket också bidrar till ökad värmeförlust.

I Figur 4 och Figur 5 visas en sammanställning av alla försök i fullskala och modellskala som användes i analysen, för två olika ventilationsvillkor,

V

_{′ ≤}

0.19

respektive

0.19

V

_{′ >}

(se ekvation (1)). Analysen gäller högsta uppmätta netto (excess) gas

temperaturer i taket vid varje enskilt försök. Det är tydligt att när temperaturen uppnår ett visst värde så kan den inte öka ytterligare. Den högsta netto temperaturen som uppmättes var 1350 °C.

10 100 1000 10000 100000 10 100 1000 10000 SP Longitudinal SP Extraction SP/FOA SWJTU (Tunnel A) SWJTU (Tunnel B) HSL Ofenegg Zwenberg PWRI EUREKA Memorial 2nd Benelux Runehamar Equation (46) Δ T max ( o C) 17.5Q2/3_/H 5/3 ef

Figur 4 Högsta gastemperaturen (netto) under tunneltaket (gäller för Region I,

V

′

≤

0.19). 10 100 1000 10000 100000 10 100 1000 10000 SP Longitudinal SP Extraction SP/FOA SWJTU (Tunnel A) SWJTU (Tunnel B) HSL Ofenegg Zwenberg PWRI EUREKA Memorial 2nd Benelux Runehamar Equation (47) Δ Tma x ( o C) Q/(VH 5/3_ef b 1/3_fo )

Figur 5 Högsta gastemperaturen (netto) under tunneltaket (gäller för Region II,

V

′

>0.19).

Vid låga lufthastigheter och där villkoret att

V

′ ≤

0.19

uppfylls kan följande temperaturökning beräknas: max

DTR1,

1350,

T

⎧

Δ

= ⎨

⎩

DTR1 1350

DTR1 1350

<

≥

där 2 / 3 5/ 3

DTR1 17.5

ef

Q

H

=

(2)

Här är Hef den effektiva höjden mellan tak och botten på brandkällan. När

DTR1 är lägre än1350 används DTR1 som beräknat värde. Om DTR1 är högre eller lika med 1350 används det (dvs 1350) som beräknat värde. Vid högre lufthastigheter och där villkoret

V

_{′ >}

0.19

är uppfyllt kan följande temperaturökning över normala temperaturer beräknas.

max

DTR 2,

1350,

T

⎧

Δ

= ⎨

⎩

DTR 2 1350

DTR 2 1350

<

≥

där DTR 2 1/ 3 5/ 3 fo ef Q Vb H = (3)

När DTR2 är lägre än 1350 används DTR2 som beräknat värde. Om DTR2 är högre eller lika med 1350 används det (dvs 1350) som beräknat värde.

3.1

Exempel på användning

För att visa hur man kan använda metoden, följer här ett exempel. Anta att vi har en brinnande lastbil i en tunnel. Vi antar att det är en 50 MW (Q) brand som utvecklas och lufthastigheten är 2 m/s (V). Tunneltakhöjden är 6 m, och underkant gods är 1 m över vägbanan. Det innebär att den effektiva höjden Hef är lika med 5 m. Släpet är 10 m långt

och 2.5 m brett. Det innebär att ekvivalent radie på släpet är . 2.8 m . Övriga värden är =1.2 kg/m3_{, c}

p=1 kJ/kg K och T0=283 K (10°C). Därmed kan vi

beräkna

.

. .

0.25 med hjälp av ekvation (1). Det innebär att vi

använder ekvation (3) eftersom

V

_{′ >}

0.19

och 2

. / 1213

°_{C vilket är}

lägre än 1350 o_C.

Om vi istället antar att takhöjden minskar till 5 m, blir motsvarande resultat 1760 °C, vilket är en dramatisk ökning jämfört med den högre takhöjden. Det innebär att DTR2 blir lika med 1350 o_C.

Om vi ökar den längsgående lufthastigheten till 5 m/s, och använder 6 m takhöjd igen, så blir DTR2=485 °_{C. För att kunna använda ekvation (2), måste brandeffekten öka om vi}

antar samma lufthastighet som tidigare (2 m/s). Om vi antar att den är 150 MW så får vi

.

. .

0.17 med hjälp av ekvation (1). Det innebär att vi använder ekvation (2) eftersom

V

_{′ ≤}

0.19

och 1 17.5 _/ / 3380 °C vilket är högre än 1350 °C. Därmed blir 1 1350 °C. Notera att de beräknade temperaturerna är netto temperaturökningen. Om man vill ha temperaturnivån direkt så lägger man till den initiala (ambient) temperaturen.

Exemplet visar hur man kan lätt använda ekvationerna och hur stor betydelse både brandeffekt, lufthastighet och takhöjder har på temperaturnivån. Det är mycket enkelt att ta fram en ny tid-temperatur kurva om brandeffekten varierar som funktion av tiden. Man kan även använda ekvationerna för att ta fram en lägsta brandeffekt kurva som motsvarar en given standard tid-temperatur kurva.

I rapporten [1] visas ett exempel där man kan beräkna vilken brandeffektkurva som motsvarar en RWS tid-temperatur kurva (se Figur 1) under antagna förhållanden om ventilation, tunnelhöjd och storlek på brandlasten. I exemplet användes följande värden:

‐ Tunneltakhöjd 6 m och bredden 12 m. Höjden från lasten och upp till tak är Hcf =

4.8 m.

‐ Den effektiva radius på lasten antas vara bfo, = 4 m.

‐ Längsventilationen V= 3 m/s. ‐ Normal temperatur för brand 10 °C.

I början vet vi inte vilket värde det är på parameter V´ eftersom Q(t) är okänd. Därför börjar vi med att anta att

V ′

>

0.19

_{vilket innebär att ekvation (3) kan användas.} Genom att använda RWS kurvans temperaturer vid olika tidpunkter, en hastighet på 3 m/s, bfo, = 4 m och och Hcf = 4.8 m kan vi beräkna QRWS(t). Resultaten visas i

Figur 6. Nu kan vi kontrollberäkna och se om

V ′

>

0.19

gäller fortfarande. Det visar sig att första antagandet var korrekt. Notera att den framräknade brandeffekten som visas i Figur 6 endast är den minsta brandeffekten för att uppnå dessa

temperaturer. 0 20 40 60 80 100 120 0 20 40 60 80 100 V=3 m/s, RWS Q (t ) ( M W) t (min)

Figur 6 Beräknad brandeffekt som motsvarar en RWS tid-temperatur kurva för en

tunnel som är 6 m hög och har en lufthastighet på 3 m/s. Höjden mellan överkant gods och tunneltaket är 4.8 m.

4

Slutsatser

En ny beräkningsmetod för att beräkna taktemperaturer i tunnlar vid brand har

presenterats. Den är enkel att använda och gäller både för tunnlar med låg längsgående ventilation och för tunnlar med lite kraftigare längsgående ventilation.

De parametrar som framförallt påverkar den högsta taktemperaturen är tunnelhöjden, brandeffekten, brandkällans geometriska utformning och ventilationen. Tunnelbredden har betydligt mindre betydelse och har eliminerats från de matematiska utryck som metoden använder.

Den framtagna beräkningsmetoden har stor betydelse för konstruktörer som vill göra egna beräkningar utifrån den aktuella tunneltypen och den trafik som kan förekomma. Den underlättar därmed en så kallad funktionsbaserad dimensionering.

5

Referenser

1. Li, Y.Z. and H. Ingason, Maximum Temperature beneath Ceiling in a Tunnel

Fire, in SP Report 2010:51. 2010, SP Technical Research Institute of Sweden.

2. ATB Tunnel 2004. 2004, Vägverket (The Swedish Road Administration):

Borlänge, Sweden (in Swedish).

3. Ingason, H. and A. Lönnermark, Heat Release Rates from Heavy Goods Vehicle

Trailers in Tunnels. Fire Safety Journal, 2005. 40: p. 646-668.

4. Lönnermark, A. and H. Ingason, Gas Temperatures in Heavy Goods Vehicle

Fires in Tunnels. Fire Safety Journal, 2005. 40: p. 506-527.

5. Lönnermark, A. and H. Ingason, Fire Spread and Flame Length in Large-Scale

Tunnel Fires. Fire Technology, 2006. 42(4): p. 283-302.

6. Ingason, H. and A. Lönnermark, Temperaturlaster vid tunnelbränder, in Bygg &

Teknik. 2006.

7. Lönnermark, A. and H. Ingason, The Effect of Cross-sectional Area and Air

Velocity on the Conditions in a Tunnel during a Fire, in SP Report 2007:05.

2007, SP Technical Research Institute of Sweden: Borås, Sweden.

8. Ingason, H., Fire Testing in Road and Railway Tunnels, in Flammability testing of materials used in construction, transport and mining, V. Apted, Editor. 2006,

Woodhead Publishing. p. 231-274.

9. Ingason, H., Model Scale Tunnel Fire Tests - Longitudinal ventilation. 2005, SP

Swedish National Testing and Research Institute: Borås, Sweden.

10. Lönnermark, A. and H. Ingason. The Effect of Air Velocity on Heat Release Rate

and Fire Development during Fires in Tunnels. in 9th International Symposium on Fire Safety Science. 2008. Karlsruhe, Germany: IAFSS.

11. Ingason, H. and Y.Z. Li, Model scale tunnel fire tests with longitudinal

ventilation. Fire Safety Journal, 2010. 45: p. 371-384.

12. Li, Y.Z., B. Lei, and H. Ingason, Study of critical velocity and backlayering

length in longitudinally ventilated tunnel fires. Fire Safety Journal, 2010. 45: p.

361 - 370.

13. Ingason, H. and P. Werling, Experimental Study of Smoke Evacuation in a Model

Tunnel. 1999, FOA Defence Research Establishment: Tumba, Sweden.

14. Bettis, R.J., S.F. Jagger, and Y. Wu, Interim Validation of Tunnel Fire

Consequence Models: Summary of Phase 2 Tests. 1993, Health and Safety

SP Sveriges Tekniska Forskningsinstitut

Box 857, 501 15 BORÅS

Telefon: 010-516 50 00, Telefax: 033-13 55 02 E-post: info@sp.se, Internet: www.sp.se

www.sp.se

Brandteknik

SP Rapport 2010:76 ISBN 978-91-86622-19-0

ISSN 0284-5172

Mer information om SP:s publikationer: www.sp.se/publ

SP Sveriges Tekniska Forskningsinstitut

Vi arbetar med innovation och värdeskapande teknikutveckling. Genom att vi har Sveriges bredaste och mest kvalificerade resurser för teknisk utvärdering, mätteknik, forskning och utveckling har vi stor betydelse för näringslivets konkurrenskraft och hållbara utveckling. Vår forskning sker i nära samarbete med universitet och högskolor och bland våra cirka 9000 kunder finns allt från nytänkande småföretag till internationella koncerner.