EXAMENSARBETE
Brand i hallbyggnad
En studie i FDS och Evac
Johan Rönnblom
Civilingenjörsexamen Brandteknik
Luleå tekniska universitet
Institutionen för sammhällsbyggnad och naturresurser
i
Förord
Denna studie har genomförts som ett examensarbete på 30 högskolepoäng i utbildningen Civilingenjör, Brandteknik på Luleå Tekniska Universitet, LTU. Examensarbetet har utförts i samarbete med Tyréns AB.
Jag vill tacka Tyréns AB med personal för hjälp med teknisk rådgivning och förseende av material. Ett speciellt vill jag ge till Madelene Nordqvist och Leif Fällman på Tyréns AB som har varit ett stort stöd genom arbetet.
Jag vill även tacka LTU med personal för deras hjälp med examensarbetet. Ett speciellt tack vill jag ge till doktoranden Alexandra Byström samt till min handledare prof. Milan Veljkovic på LTU för deras rådgivning och handledning.
Johan Rönnblom
ii
Sammanfattning
I Sverige har debatten om brand i hallbyggnad pågått under en längre tid. Grundkravet enligt EKS 8 för hallbyggnader som innehåller samlingslokal är R30, men konstruktionsdelar som vid kollaps inte leder till fortskridande ras eller ger för stort skadeområde kan förbli oskyddade. Framförallt handlar debatten om möjligheter till oskyddade takbalkar av stål samt vilka verifieringsmetoder som ska vara tillämpningsbara.
I denna studie har FDS-simuleringar utförts med olika scenarier där parametrar som bland annat bränsletyp, takhöjd och öppningsstorlekar har varierats. Dessa scenarier har jämförts och
parametrarnas betydelse har analyserats. Fokus i denna studie har varit analys av temperaturerna i takbalkarna, men även utrymningssimuleringar har utförts i programmet Evac. Utrymningstiden från simuleringarna har sedan jämförts med tider för olika kritiska värden.
För scenario 1-10 dimensionerades effektutvecklingen enligt Eurocode och brandbelastningen enligt BBR:s handbok. För alla scenarier har geometrin utgått ifrån en befintlig hallbyggnad. Brandmodellen som användes var utformad med ett förskrivet effektutvecklingsvärde för bränslet. Värdena som påverkar brandspridningen, antändningstemperaturen och materialets termiska tröghet, var i scenario 1-10 baserad från materialet ”softwood”. För scenario 11 användes chips som bränsle. Från en tidigare studie baserades effektutvecklingen, brandbelastningen och materialets värden som påverkar
brandspridningen. I alla scenarier placerades bränslet i mitten av lokalen.
Utrymningssimuleringarna utfördes med tre scenarier där branddata hämtades från brandscenario 1 eftersom det scenariot mest efterliknar den befintliga byggnaden. Persontäthet, reaktionstider och kritiska värden hämtades från BBR:s rekommendationer. Den totala utrymningstiden var i alla utrymningsscenarier kortare än de kritiska tiderna, vilket resulterade i en säker utrymning.
För scenario 1, 4 och 5 blev den adiabatiska yttemperaturen temporärt strax över 550 °C för en av mätpunkterna. Tidsperioden för denna temperatur var för kort för att utgöra någon fara för brott. För dessa scenarier blev branden ventilationskontrollerad och effektutvecklingen i hallen passerade aldrig 30 MW. För de övriga scenarierna blev den adiabatiska yttemperaturen på takbalkarna i några
mätpunkter över 550 °C vilket kan resultera i brott, men ingen vidare analys på detta gjordes. Scenario 11 var ett väldigt farligt scenario, med hastigt förhöjda strålningsvärden, eftersom fenomenet
”backdraft” skedde när rökluckorna öppnades.
Från resultaten kan det fastställas att rökluckor ventilerar ut varma brandgaser, vilket innebär att effektutvecklingen och temperaturer minskar för de fall då branden är bränslekontrollerad. Däremot ger rökluckor en större effektutveckling för en brand som i annat fall är ventilationskontrollerad eftersom luftflödet ökar. Detta kan således även ge högre temperaturer i takbalkarna.
Takhöjden påverkar den adiabatiska yttemperaturen för takbalkarna. Vid en lokal brand är det framförallt ovanför bränslet, där brandplymen finns, som takhöjden påverkar temperaturerna. För scenarierna med de lägre taken blev temperaturen högre och dessa scenarier har en större risk för snabba lokala ras. Faktorer som rökluckor, öppningar och brandbelastning gör alla scenarier unika och någon generell kritisk gräns för denna takhöjd kan därmed inte fastställas. Även brandspridningen är snabbare för hallbyggnader med låga tak eftersom det uppvärmda taket strålar tillbaka mer värme till bränslet.
iii
Abstract
In Sweden there is a debate about fire in hall-buildings. The basic requirement in EKS 8 for most hall- buildings is R30. Construction parts which in case of collapse cannot result in progressive collapse nor result in large damage area can remain unprotected. Particularly the debate concerns unprotected steel beams in the ceiling and which verification methods that should be applicable in the fire design of these.
In this thesis, FDS-simulations has been carried out with different scenarios in which parameters such as type of fuel, height of ceiling and size of openings has been varied. These scenarios have been compared to each other and the influence of the parameters has been analyzed. The main objective of this study has been to analyze the development of temperatures in the steel beams but also evacuation simulations has been carried out and compared with time for critical values.
For scenario 1-10, the heat release rate has been calculated according to Eurocode and the fire load has been calculated according to the BBR handbook. For all scenarios, the geometry has been based on an existing building. The used fire model was designed with a prescribed value of HRR. The values affecting the fire spread (ignition temperature and thermal inertia) were in scenario 1-10 based on the material “softwood”. For scenario 11, potato chips was used as fuel and the HRR, fire load and values that affects fire spread was based on a previous study. In all the scenarios the fuel was located in the middle of the hall.
The evacuation simulations were performed with three different scenarios and the fire data was taken from fire scenario 1 because that scenario most resembles the existing building. The occupant load factor, time of reaction and critical values were according to the recommendation in BBR. In all the scenarios the total time of evacuation was shorter than the critical times which resulted in safe evacuations.
For scenario 1, 4 and 5, the adiabatic surface temperature was temporarily above 550 °C for one of the measuring points. The time period was however too short to constitute any risk of collapse. For all these scenarios the fire became ventilation-controlled and the heat release rate in the hall never exceeded 30 MW. For the other remaining scenarios the adiabatic surface temperature exceeded 550
°C for some measurement points which can result in collapse but no further analysis was made in this thesis. Scenario 11 was a dangerous scenario with rapidly increased radiation values due to the phenomenon “backdraft” that occurred when the smoke vents opened.
From the results it can be concluded that smoke vents are venting out hot fire gases so that heat release rate and the temperatures decreases in the cases where the fire is fuel-controlled. When the fire is ventilation-controlled, the smoke vents contribute with more heat release due to increased airflow.
This can also result in higher temperatures for the steel beams in the ceiling.
The height of the ceiling affects the adiabatic surface temperature for beams in the ceiling. For a local fire, it is mainly above the fuel within the fire plume that the temperature is affected. For the scenarios with the lower ceilings the temperature was higher and these scenarios have a greater risk of fast local collapses. Factors as different smoke vents, openings, heat release rate and fire load makes all
scenarios unique and no general critical ceiling height can thereby be concluded. The fire spread is also more rapid for hall-buildings with low ceilings as the heated ceiling radiates more heat back to the fuel.
iv
Innehållsförteckning
Förord ... i
Sammanfattning... ii
Abstract ... iii
Förkortningar ... vi
1 Inledning ... 1
1.1 Tidigare studier ... 2
1.2 Syfte och mål ... 3
1.3 Avgränsningar/förenklingar ... 3
1.4 Metod... 3
1.5 Självutvärdering ... 5
2 Byggnaden ... 6
2.1 Geometri och material ... 6
2.2 Aktiva system och utrymningsvägar ... 7
2.3 Tillämpning av EKS 8 på byggnaden ... 7
3 Datormodeller ... 9
3.1 Fire Dynamics Simulator, FDS ... 9
3.1.1 Mesh ... 9
3.1.2 Väggar och öppningar ... 11
3.1.3 Brandmodell och placering ... 12
3.1.4 Förbränningsreaktion och värden ... 15
3.1.5 Rökluckor och rökdetektorer ... 16
3.1.6 Mätningspunkter och placeringar ... 16
3.2 Evac ... 18
3.2.1 Persontäthet ... 19
3.2.2 Personegenskaper och reaktionstider... 20
4 Scenarier ... 21
4.1 Scenario 1, Utgångsdata ... 21
4.2 Scenario 2, Branddämpning avslagen ... 21
4.3 Scenario 3, Med rökluckor ... 21
4.4 Scenario 4, Högre tak ... 21
4.5 Scenario 5, Lägre tak ... 21
4.6 Scenario 6, Större öppningar ... 21
4.7 Scenario 7, Större öppningar + högre tak ... 21
4.8 Scenario 8, Större öppningar + lägre tak ... 21
4.9 Scenario 9, Med rökluckor + högre tak ... 21
v
4.10 Scenario 10, Med rökluckor + lägre tak ... 22
4.11 Scenario 11, Bränsle av chips och funktionen ”burn away” + rökluckor ... 22
4.12 Utrymningsscenarier ... 23
4.12.1 Scenario A, Utgångsdata ... 23
4.12.2 Scenario B, Utgångsdata med en blockerad utrymningsväg ... 23
4.12.3 Scenario C, Utan utrymningslarm med en blockerad utrymningsväg ... 23
5 Handberäkningsmetoder ... 24
5.1 Beräkningsmetoder för övertändning ... 24
5.2 Beräkningsmetod för utrymning ... 25
5.2.1 Egna antaganden ... 26
6 Resultat och analys ... 27
6.1 Handberäkningar ... 27
6.1.1 Handberäkningar för övertändning ... 27
6.1.2 Handberäkningar för utrymning ... 27
6.2 FDS ... 28
6.2.1 Brandutveckling och effektutveckling... 28
6.2.2 Adiabatisk yttemperatur på takbalkarna ... 39
6.2.3 Gastemperaturer vid personhöjd ... 49
6.2.4 Siktbarhet vid personhöjd ... 50
6.2.5 Strålning vid personhöjd ... 53
6.3 Evac ... 58
7 Diskussion ... 64
7.1 Förslag till fortsatta studier ... 66
8 Slutsatser ... 67
8.1 Brandutveckling och temperaturer i takbalkarna ... 67
8.2 Utrymning ... 68
Litteraturförteckning ... 69
Bilaga A, Ritning med markeringar ... 71
Bilaga B, Mer resultat ... 72
Bilaga C, FDS och Evac indata för scenario 1 ... 77
vi
Förkortningar
AST Adiabatic Surface Temperature (adiabatisk yttemperatur)
BBR Boverkets byggregler
CFD Computational Fluid Dynamics
EKS Boverkets föreskrifter och allmänna råd om tillämpning av europeiska konstruktionsstandarder (eurokoder)
FDS Fire Dynamics Simulator
FED Fractional Effective Dose
HRR Heat release Rate (effektutveckling)
NIST National Institute of standards and Technology SP Sveriges tekniska forskningsinstitut
VTT Technical Research Centre of Finland
1
1 Inledning
I Sverige är debatten om brand i hallbyggnader het och framförallt handlar debatten om möjligheter till oskyddade takbalkar av stål samt vilka verifieringsmetoder som ska vara tillämpningsbara. Debatten har pågått länge, men har under det senaste året har ökat. Redan 2007 publicerades en artikel i tidningen Sirenen som handlade om att takbalkar har dimensionerats oskyddade med felaktig praxis som stöd [1].
De flesta hallbyggnader är av ett våningsplan och de som är mest debatterade är hallbyggnader som innehåller en samlingslokal. Byggnaden får därmed byggnadsklassen Br2 [2]. I EKS 8 framgår det att brandsäkerhetsklasserna har utformats med hänsyn till risk för personskador vid kollaps av
byggnadsdel [3]. Det framgår att bärverkets huvudsystem ska skyddas med brandskydd i klass R30 för en Br2-byggnad eftersom risk för personskador är måttliga [3]. Det framgår även att byggnadsdelar som tillhör bärverkets huvudsystem (som tillexempel takbalkar) kan förbli oskyddade om eventuell kollaps av byggnadsdel inte kan leda till fortskridande ras [3]. Detta eftersom risken för personskador därmed ändras till ringa (mer om detta i kapitel 2.3).
För en stålhall kan det bli väldigt kostsamt att skydda takkonstruktion eftersom långa spännvidder ofta används [4]. Därför finns det intresse att, genom olika verifieringsmetoder, hänföra risken för
personskador till ringa vid kollaps av delar på takkonstruktionen. Problemet med detta är att delar av branschen använt verifieringsmetoder som är felaktiga eller saknar stöd från regler för att uppföra hallbyggnader med oskyddat stål [4] [5]. Enligt uppgift från Stålbyggnadsinstitutet kan det handla om miljontals kvadratmeter som är byggda på detta sätt [4]. Ett fel är exempelvis att bärande
konstruktioner kollapsar v-format vid temperturpåverkan, något som egentligen saknar stöd från forskning [5]. Ett annat felaktigt exempel, eftersom det saknar stöd i föreskrifterna, är att bärverket får hänga ner till tre meters höjd utanför det maximala skadeområdet [5].
Viktigt är även att påpeka att kraven för utrymning och bärförmåga ska, enligt reglerna och EKS, uppfyllas oberoende av varandra. Det är alltså inte möjligt att använda principen "utrymning är så snabb" eller "räddningstjänsten behövs inte/kan inte göra insats". [6]
Michael Strömgren, brandingenjör och specialist på byggregler och fire safety engineering på SP Brandteknik, skriver på sin blogg om bärförmåga vid brand av stålbyggnader [6]:
”Det saknas bra metoder som är vedertagna av branschen. Behovet av nya handböcker är stort eftersom de som finns antingen är felaktiga eller saknar rimliga och tydliga dimensioneringsmetoder på området.”
Ett av problemen är att brand i en hallbyggnad skiljer sig avsevärt jämfört med en vanlig rumsbrand.
Framförallt är det geometrin som skiljer eftersom en hallbyggnad har en mycket större golvarea samt en takhöjd som ofta är mer än det dubbla jämfört med ett vanligt rum. Detta gör att många av dagens handberäkningsmetoder som bygger på fullskaleförsök och som används på hallbyggnader kan ge felaktiga resultat. Detta eftersom fullskaleförsöken ofta är utförda i vanliga rum med mycket mindre volymer jämfört med en hallbyggnad. Geometrier och takhöjder för hallbyggnader kan även kraftigt variera vilket ger olika förutsättningar för olika hallbyggnader.
I denna studie kommer brand i hallbyggnad studeras i datorprogrammet FDS. Olika scenarier kommer att simuleras för att kunna jämföra resultat. Fokuseringen kommer att ligga på temperaturer på
takbalkarna med hänsyn på bärighet. Även utrymning i hallbyggnad kommer att studeras i datorprogrammet Evac.
2
1.1 Tidigare studier
Brandskyddslaget har i en rapport, 2009, utrett praxis och tidigare gällande normer som använts för hallbyggnader [7]. Enligt dessa normer och praxis kan man tillåta oskyddat stål för takkonstruktionen så som balkar och bärande takskiva. En av förutsättningarna för att tillåta detta är att takets
värmeisolering ska vara obrännbar samt att, för vissa typer av verksamheter, eventuell lokal skada på grund av brand inte får leda till fortskridande ras eller för stort skadeområde [7].
Med hjälp av ett datorprogram exemplifierades beräkningar av en brand i en hallbyggnad. Denna hallbyggnad hade ett planmått på 40 x 50 m, en takhöjd på 9 m samt en brandgasventilationsarea på 5 m2. Brandutvecklingen antogs följa FAST enligt NFPA och kritisk ståltemperatur antogs vara 550° C.
[7]
I utredningen kom man fram till att utrymningen måste vara avslutad senast efter 8 min på grund av strålningen från brandgaslagret. Invändig brandbekämpning ansågs vara omöjlig efter 11 min. Lokal kollaps över brandhärden förväntades kunna ske efter 18 min och global kollaps efter 24 min. Med dess data kom man fram till att kollaps av bärande takkonstruktion inte utgör någon fara för utrymmande personer eller personal från räddningstjänsten. [7]
I ett projekt utfört 2005 av SP, Sveriges Tekniska forskningsinstitut, undersökte man brandspridning för ett hyllager med några varierande parametrar [8]. Bränslet man använde var staplade kartonger innehållande muggar gjorda av polystyren samt tomma kartonger. Man gjorde även några tester med trä som bränsle [8].
I testerna kom man bland annat fram till att höjden mellan taket och bränslet på toppen påverkar brandspridningen avsevärt. Detta eftersom när flammorna når taket sprids de ut mot sidorna och strålningen ner mot bränslet ökar. Testerna visade att brandspridningen, för motsvarande uppställning i stor skala, var snabbast när höjden mellan bränslet på toppen och taket var 3 meter. Brandspridningens utveckling för höjdskillnaderna 1 och 6 meter var ungefär lika. Detta eftersom höjdskillanden med 1 meter fördröjer brandspridningen då förbränningen blir mindre fullständig. [8]
I testerna såg man även att tjockleken på materialet, höjden på staplarna och avståndet för
rökkanalerna mellan lådorna påverkar brandbeteendet avsevärt. En viktig parameter som påverkade den globala brandspridningen var positionerna av antändningspunkterna. Detta eftersom olika antändningspunkter gav olika brandutvecklingar och effektutvecklingskurvor. [8]
Även på LTU, Luleå Teknisk Universitet, har man gjort studier för brand i hallbyggnad där man kombinerat kunskaper om bärighet av stålkonstruktioner med kunskaper om brand. I ett
examensarbete utfört 2012 av Lars-Olof Björkstad utreddes och evaluerades vilken bärighet som finns i en typisk hallbyggnad i Sverige [9].
Takbalkarna analyserades i Abaqus, ett datorprogram som bygger på finita elementmetoden, där man kan beräkna kritiska laster vid olika temperaturer på balkarna. I studien analyserades bärförmågan med två olika temperaturer. Den ena temperaturen var från standardbrandkurvan efter 30 min (850°C) och den andra temperaturen var erhållen från en simulering i FDS där den högsta temperaturen, i en av takbalkarna, blev 450°C. För att se om några förändringar i viktiga detaljer bidrog till att höja bärförmågan hos balkarna gjordes flera analyser där olika parametrar ändrades. Parametrar som förändrades var infästningen av balken i mitten, randvillkoren samt tjockleken på de stänger som var tänkt att motsvara taket på byggnaden. [9]
3 Resultaten från Abaqus visade att inget fall klarade den dimensionerande lasten när balkens temperatur sattes till 850°C. Däremot klarade balken den dimensionerande lasten för de tre fall som gjordes med en balktemperatur på 450°C.
1.2 Syfte och mål
Syftet med denna är studie att med hjälp av FDS, och varierande parametrar, kontrollera vilka
temperaturer som kan uppstå på stålbalkarna vid brand i en hallbyggnad. De varierande parametrarnas betydelse ska analyseras samt att resultatet ska kunna diskuteras gällande bärighet av konstruktion.
Studien ska även ge möjligheter för vidare analys.
Syftet är även att titta på utrymningsmöjligheter och kritiska förhållanden med hjälp av FDS och utrymningsprogrammet Evac.
Studien är genomförd utifrån följande forskningsfrågor:
Hur påverkar takhöjd, öppningsstorlekar och rökluckor brandutvecklingen och temperaturerna i takbalkarna?
Kan en säker utrymning förutsättas för hallbyggnaden?
1.3 Avgränsningar/förenklingar
I studien har inga beräkningar på brott gjorts för takbalkarna. Istället har tempereraturen 550 °C antagits som kritisk temperatur och är det värde som använts vid jämförelse av scenarier. Adiabatisk yttemperatur har endast mätts på undersidan av takbalkarna. Endast ett material av bränsle, med dess parametrar, har använts i varje scenario till brandspridningen. Brännbart material för väggar och fasta brännbara tekniska installationer har inte studerats. Väggarna har därmed antagits vara obrännbara.
1.4 Metod
Arbetet är indelat i tre arbetsspår och är illustrerat som ett flödesschema i Figur 1. Dessa spår utgörs i figuren av det blå huvudspåret där syftet var att ta reda på temperaturerna i takbalkarna. Detta gjordes i huvudsak med brandsimuleringar i programmet FDS version 5.5.3. Det gröna spåret är ett spår där utrymning undersöktes. Detta är i huvudsak gjort med utrymningsprogrammet Evac version 2.2.1. Det röda spåret illustrerar handberäkningar som genomfördes för att jämföra och validera resultaten från de andra spåren. Bland annat BBR och Eurocode användes som riktlinjer och hjälp vid
handberäkningar.
För att få jämförande data simulerades olika scenarier med ett antal förändrade parametrar. Till exempel ändrades geometri och värden på indata i FDS (se kapitel 4 för de olika scenarierna ).
4
Figur 1, Tillvägagångsätt för arbetet är illustrerat som ett flödesschema.
Validera en eller flera FDS-modeller lämpliga för denna studie
Befintlig hallbyggnad
Kartlägg byggnadens geometri och
materialegenskaper
Anpassa modellerna till byggnaden
Simulera i FDS och granska resultatet
Fortsätt anpassa modellen och validera resultaten för alla scenarier
Analysera resultaten, dra slutsatser
Diskutera resultaten och ge förslag till fortsatt arbete Utför enklare
handberäkningar och jämför resultaten från FDS och EVAC med dessa
Simulera utrymning med EVAC
5
1.5 Självutvärdering
Detta examensarbete är utfört i enlighet med de krav som ställs av fakulteten och Högskoleverket för Civilingenjörsutbildningen, Brandteknik. Arbetet är påbörjat i september 2012 och slutfört i januari 2013. Arbetet är utfört av mig själv med vägledning och stöd från min handledare och personal från LTU och Tyréns. Arbetets tidsfrist är inom den planerade tidsfristen.
I denna studie har jag använt de kunskaper som jag lärt mig från genomförd utbildning. Även ny kunskap har lärts in under arbetets gång, kunskap som jag kommer att ha fortsatt nytta av. Jag har visat att jag har en bred kunskap inom området, men även en djupare kunskap inom specifika områden.
Genom min studie har jag visat att jag har god kunskap inom datorprogrammen FDS och Evac samt att jag har visat att jag kan tolka Eurocode och liknande regelverk. Jag har även visat att jag kan tolka och analysera resultaten från FDS på ett analytiskt sätt. Med utrymningssimuleringarna har jag visat att jag kan utföra analyser av utrymning samt tolka och bedöma dessa.
Arbetet har haft ett brett syfte och därför behandlat många parametrar och faktorer. Därför ges det i denna studie förslag på fortsatt arbete med djupare studier.
6
2 Byggnaden
I detta kapitel redovisas den undersökta byggnadens geometri, material, aktiva system och
utrymningsvägar. I kapitel 2.3 tillämpas EKS 8 på byggnaden och där förklaras de regler som finns i EKS 8 med hänsyn på byggnadens verksamhetsklass och byggnadsklass.
Byggnaden som har undersöks, och efterliknats vid simuleringarna, är en hallbyggnad med en bärande takkonstruktion av stål. Ritning av byggnaden finns i Figur 2. Byggnaden är en ombyggnation från industri till varuhus. På nedre plan finns en samlingslokal som är avsedd för mer än 150 personer.
Detta innebär att den brandtekniska klassen för lokalen är verksamhetsklass 2B och byggnadens byggnadsklass är Br2 [2]. Det är samlingslokalen som utgör den största delen av byggnaden och är också, i denna studie, den del som har simulerats upp i FDS. I lokalen finns ett flertal hyllor
utplacerade som innehåller olika brännbara material som till exempel plast, skumgummi, textiler, trä med mera.
2.1 Geometri och material
Byggnadens publika del har en total yta på ca 2400 m2. På denna yta finns ett antal ställningar/hyllor utplacerade (finns utmarkerade i ritningen i Figur 2). Hyllornas höjd uppskattas till ungefär 2,2 m.
Byggnadens takhöjd varier något p.g.a. lutning, men i denna studie har taket förenklats till ett plant tak med höjden 7,6 m. Upplagens höjd för takbalkarna är 6,8 m ovan golvet. För balkarna är c/c avståndet 6 m. Längden på lokalen är ungefär 54 m och där man med hjälp av tvärgående balkar har reducerat spännvidden till 18 m.
Figur 2, Ritning på byggnaden med röda markeringar för rökluckor och gröna pilar för utrymningsvägar (större bild finns i Bilaga A).
7 Den publika delen har två sorters väggar. Ytterväggarna är en utfackningsvägg medan innerväggarna är en brandvägg i klass EI30. Taket består till största del av isolering och bärande plåt.
2.2 Aktiva system och utrymningsvägar
Lokalen är totalt utrustad med fem utrymningsvägar; huvudentrén samt fyra andra utrymningsvägar.
Bredden på utrymningsentrén uppskattas, med hjälp av ritningen, till cirka 2,8 meter. Dock så är huvudentrén inbyggd med ett vindfång som måste passeras vid utrymning. Detta vindfång har två dörrar med en bredd på cirka 1,6 meter vardera och antas vara det som kommer att begränsa utrymningen vid huvudentrén. De fyra andra utrymningsvägarna har en bredd på 1,2 meter.
Byggnaden är även utrustad med utrymningslarm i form av ett talande meddelande. I taket på lokalen finns rökluckor, men dessa används inte med dagens verksamhetsklass. Det finns totalt nio rökluckor som är jämt placerade i taket. Dessa har enligt ritningen en uppmätt yta på cirka 3 m2 vardera.
Rökluckorna och utrymningsvägarna finns markerade på ritningen i Figur 2, sida 6
2.3 Tillämpning av EKS 8 på byggnaden
Enligt ”Boverkets föreskrifter och allmänna råd om tillämpning av europeiska konstruktionsstandarder (eurokoder) BFS 2011:10 EKS 8”, [3] kan byggnadsdelar delas in i 5 olika brandsäkerhetsklasser.
Dessa brandsäkerhetsklasser har grundats utifrån risken för personskada vid kollaps av byggnadsdel och kan ses i Tabell 3.
Tabell 1, Brandsäkerhetsklasser från BFS 2011:10 EKS 8 [3]
Brandsäkerhetsklass Risk för personskada vid kollaps av byggnadsdel
1 Ringa
2 Liten
3 Måttlig
4 Stor
5 Mycket stor
För en Br2-byggnad kan brandsäkerhetsklass delas upp enligt Tabell 2.
Tabell 2, Brandsäkerhetsklasser för en Br2-byggnad. Från BFS 2011:10 EKS 8 [3]
Brandsäkerhetsklass Exempel på byggnadsdelar i en Br2-byggnad
1 Vissa bärverk i säkerhetsklass 1, takfot, ickebärande innervägg, skärmtak eller balkong utan gemensamt bärverk.
Bärverk som tillhör byggnadens huvudsystem och som vid kollaps inte kan leda till fortskridande ras i brandlastfallet. Exempel på byggnadsdelar kan vara fackverk och pelare som endast påverkar ett begränsat område.
2 -
3 Bärverk som tillhör byggnadens huvudsystem och som vid kollaps kan leda till fortskridande ras i brandlastfallet. Trapplan och trapplopp som utgör utrymningsväg och som är beläget under över översta källarplanet.
4 -
5 Bärverk som tillhör byggnadens huvudsystem och som är beläget under översta källarplanet.
I BFS 2011:10 EKS 8 [3] framgår att byggnadsdelar i brandsäkerhetsklass 3 ska ha en brandteknisk klass lägst R30 medan byggnadsdelar i brandsäkerhetsklass 1 inte behöver någon brandteknisk klass.
8 Dimensionering bör utföras för fullt utvecklad brand. Om det kan visas att övertändning inte kan inträffa kan dimensionering utföras för lokal brand. I BFS 2011:10 EKS 8 [2] står följande som allmänt råd:
”Om sannolikheten för övertändning i en byggnad i Br2 eller Br3 kan visas vara mindre än 0,5 %, givet att brand har uppkommit, behöver byggnaden enbart dimensioneras för lokal brand. Exempel på hur detta kan visas kan vara med minst två oberoende tekniska system med säkerställd driftsäkerhet, se även 10 §. Det kan även vara möjligt att visa att övertändningen inte kan inträffa med hänsyn till låg brandbelastning.”
Enligt Tabell 2 kan bärverk som tillhör byggnadens huvudsystem hänföras till brandsäkerhetsklass 1 om de i brandlastfallet, vid kollaps, inte kan leda till fortskridande ras. I BFS 2011:10 EKS 8 [2]
framgår att:
”Byggnadsdelar kan hänföras till brandsäkerhetsklass 1 om omfattningen på kollaps av byggnadsdel eller byggnadsdelar, dvs. den primära skadan samt angränsande område, begränsas till det maximala området som anges i figur C-2. I annat fall hänförs byggnadsdelarna till brandsäkerhetsklass 3.”
Där figur C-2 utgör Figur 3 i denna rapport.
Figur 3, Brandpåverkansområde samt maximalt skadeområde. Bild från BFS 2011:10 EKS 8 [2].
Med brandpåverkansområde menas 20 m2 och dess ovanliggande volym [3].
Om brott endast kan ske lokalt ovan brandpåverkat område på grund av höga temperaturer kan alltså takbalkarna vara oskyddade. Det kräver att spännvidd och c/c-avstånd inte överstiger 11m eftersom det maximala skadeområdet då endast kan bli 11 m utanför brandpåverkat område.
9
3 Datormodeller
I detta kapitel introduceras programmen FDS och Evac som använts i studien. Här redovisas och motiveras även indata och uppställning för ett par viktiga parametrar i scenariot med utgångsdata (mer om scenarierna i kapitel 4).
3.1 Fire Dynamics Simulator, FDS
FDS är ett CFD-program som är skapat av NIST och är gratis att använda. Med hjälp av FDS kan man beräkna flöden av fluider som drivs av brand. Med en form av ”Navier-Stokes ekvationer” löser FDS problemen, med termiskt driven strömning, och där tyngdpunkten ligger på rök och värme från bränder. [10]
FDS har funnits sedan år 2000, men har ett flertal gånger uppdateras och där nya funktioner har utvecklas till programmet [11]. I dagens version, FDS 5.5.3, kan man bland annat få resultat på rökspridning, HRR, temperaturer på och i material, adiabatisk yttemperatur, gastemperatur, gasfraktion, strålning samt aktivering av sprinklers och detektorer [10]. För att kunna se resultaten grafiskt kan man använda det medföljande programmet Smokeview.
Användaren skriver i en indata-fil (textdokument), parametrar som ska ingå i simuleringen. Detta görs med olika kodsträngar som finns beskrivna i användarmanualen. Det finns även olika
tredjepartstillverkare som har byggt grafiska användargränssnitt som ska underlätta för användaren. En del av dessa är kostandsfria medan andra kräver en betald licens.
Värden på vissa parametrar har föreskrivna standardvärden som används ifall inget annat anges. Dessa värden finns beskrivna i användarmanualen. Till exempel används propan som bränsle i
förbränningsreaktionen ifall inget annat anges och förbränningshastigheten kommer därför att justeras efter det [10]. Eftersom dessa standardvärden kan ha stort inflytande på resultatet är det viktigt för användaren att veta vilka dessa värden är och vilka som behöver definieras av användaren utifrån syftet med simuleringen.
I FDS delar man upp sin ”mesh” (simuleringsvolym) i celler, så kallade ”mesh cells”, som bildar rätblock och som man själv väljer storlek på. Det är dock bäst att cellerna liknar kuber där sidorna, så gott som det går, har samma längd, bredd och höjd [10].
Storleken på cellerna kan påverka resultatet. Mindre och fler celler ger bättre upplösning, men även längre beräkningstid. Att välja storlek på cellerna är inte lätt och valet varierar beroende på vad man vill åstadkomma. Ett bra sätt att hitta en lämplig storlek är att göra en mesh-analys. I analysen börjar man med en grov grid-storlek (grovt rutnät) för att sedan stegvis minska tills man inte får någon märkbar skillnad på resultaten. [10]
3.1.1 Mesh
För att få en uppfattning om vilken grid-strolek man ska ha kan man använda den karakteristiska plym-diametern. Den definieras som [12], [13]:
(
√ ) Ekv 1
10 Där z är karakteristiska plym-diametern [m], Q är effektutveckling [kW], ρ∞, är omgivningens
luftdensitet [kg/m3], cp, ∞, är luftens specifika värmekapacitet [kJ/(kg K)], T∞ är omgivningens lufttemperatur [K] och g är tyngdaccelerationen [m/s2].
Enligt de flesta studierna rekommenderas en grid-storlek som är mellan 5 % och 10 % av den karakteristiska plym-diametern [12]. Som exempel:
Med en effektutveckling på 6000 kW och en grid-storlek med 10 % av karakteristiska plym-diametern ger det en rekommenderad grid-storlek på ungefär 24 cm medan en effektutveckling på 40000kW ger en rekommenderad grid-storlek på 50 cm.
I denna studie kommer dock effektutvecklingen bero på brandspridningen (se kapitel 3.1.3 om brandmodellen som använts) och där brandspridningen i sin tur bland annat kommer att bero på grid- storleken. Därför används Ekv 1 endast som en riktlinje vid val av grid-storlek eftersom den minsta möjliga grid-storleken är att föredra med brandmodellen som används i denna studie.
För att spara beräkningstid har två finare grid-storlekar valts runt där branden startar och kan tänkas sprida sig medan en grövre storlek har valts på övriga ställen. Med hjälp av kortare simuleringar och med hänsyn på resultat och beräkningstid har storleken för den finaste grid-storleken valts till 10 cm och sträcker sig upp till hyllornas höjd. Den minsta grid-storleken prioriterades vid bränslet eftersom brandspridningen samt luftflödet mellan de täta hyllvåningarna blir bättre med en så liten grid-storlek som möjligt. Ovan dem har en grid-storlek på 20 cm valts eftersom plymen från branden stiger upp genom den samt att de högsta temperaturerna på balkarna förväntas uppstå på balkarna i den meshen.
På övriga ställen, har 40cm valts. I Figur 4 och Figur 5 finns meshen uppritat.
Beräkningstiden varierade för de olika scenarierna, men tog mellan 2-3 dygn för scenario 1-10 och ungefär 6 dygn för scenario 11. Då erhölls resultat för 60 minuter simulerad tid. En mindre grid- storlek prövades på samtliga mesher, men dessa simuleringar kunde inte slutföras eftersom
programmet stängdes ner av okänd anledning. Även en större grid-storlek testades vid bränsleområdet.
Denna uteslöts eftersom däremot eftersom luftflödet mellan hyllorna blev dåligt, vilket medförde att tillgången av syre blev lokalt sämre vid hyllorna.
Figur 4, Hela lokalen med de olika mesh-storlekarna uppritade i alla plan. Det mörka området i mitten är meshen med minst grid-storlek.
11
Figur 5, Närbild på mesh-storleken uppritad i xz-planet. På bilden kan man urskilja tre olika mesh storlekar. 10, 20 och 40 cm.
3.1.2 Väggar och öppningar
Väggarna och takets konstruktionslösningar som använts har efterliknat lösningar som
isoleringsföretaget ISOVER redovisar på sin hemsida [14]. Väggarna har en inre beklädnad av gips och taket av plåt. Nedan följer den totala tjockleken av isolering som har använts för respektive del.
Mellanvägg/brandvägg = 4,5 cm tjock isolering
Yttervägg = 34 cm tjock isolering
Tak = 26 cm tjock isolering
Egenskaper för huvudisoleringen som använts är följande:
Emissivitet = 0.85
Specifika värmekapaciteten = 0.84 kJ/kg*K Denisitet = 30 kg/m3
Konduktivitet = 0.04 W/m*K
För samtliga material egenskaper se indatafilen för FDS i Bilaga C.
Öppningar är en viktig parameter som bland annat avgör hur mycket syre som kan tillföras branden samt att den påverkar rökskiktet. Dörrar som utgör utrymningsvägar antas vara öppna medan övriga dörrar antas vara stängda. Det ger en total öppningsarea på 19,36 m2.
12 3.1.3 Brandmodell och placering
I boverkets handbok om brandbelastning [15] finns tabulerad data för brandbelastning för olika verksamheter. I handboken delar man upp brandbelastningen i två typer, permanent brandbelastning och variabel brandbelastning. Den permanenta brandbelastningen är brandbelastning som finns med i byggnaden genom dess hela ekonomiska livslängd som till exempel brännbart material i väggar och brännbart material på permanent teknisk utrustning. Den variabla brandbelastningen är den
brandbelastning som varierar under byggnadens ekonomiska livslängd och exempel på detta kan vara lagervaror, flyttbar utrustning och möbler.
För samlingslokalen i den studerade byggnaden har värdet för variabel brandbelastning tagits för shoppingscentrum och är 730 MJ/m2 golvyta [15]. Detta värde är ett genomsnittsvärde för flera shoppingcentrum och utgör den övre 80 % fraktilen. Med en golvyta på 2400 m2 blir den totala variabla brandbelastningen 1752000 MJ. Hyllorna utgör 500 m2 av golvytan. Med antagandet att hyllorna utgör all variabel brandbelastning, blir brandbelastningen 3504 MJ/m2 hylla.
Den permanenta brandbelastningen kan schablonmässigt sättas till 50 MJ/m2 omslutningsarea [15].
Med en total omslutningsarea på 6370 m2 blir den totala permanenta brandbelastningen 318500 MJ.
Uppdelat på hyllorna blir det 637 MJ/m2 hylla.
I SS-EN 1991-1-2 bilaga E.4 [16] finns tabulerade värden för effektutveckling i de fall branden är bränslekontrollerad för olika verksamhetstyper. För varuhus är värdet 250 kW/m2 golvyta. Med en golvyta på 2400 m2 blir den totala maximala effektutvecklingen för lokalen 600 MW. Med samma antagande ovan att hyllorna utgör bränslet blir den maximala effektutvecklingen 1,2 MW/ m2 hylla.
För variabel och permanent brandenergi skulle det innebära att varje del bränsle, från att det börjar brinna, brinner i cirka 60 min med maximal effektutveckling (ej medräknat brandtillväxt och avsvalningsfas).
Mängden syre i rummet kan beräknas med Ekv 2:
Ekv 2
Där msyre är syrets massa [kg], ρluft är densiteten på luften = 1,2 kg/m3, V är volymen luft i lokalen = 16800 m3 och asyre är andel syre i luften = 23 %. Det ger msyre = 4636,8 kg.
Vidare ger ungefär 1 kg förbränt syre 13,1 MJ. Vilket ger att syret i rummet ger 60742 MJ och med en antagen konstant brand i en timme skulle det ge en maximal effektutveckling på ungefär 17 MW.
Däremot kommer mer luft strömma in genom öppningarna vilket kan uppskattas med Ekv 3 [17]:
√ Ekv 3
Där ma är flödet av luft [kg/s]. A0 är öppningar till lokalen = 19,36 m2 och H0 är höjden på
öppningarna = 2,4 m. Det ger ma ≈ 15kg/s. Vilket i sin tur ger med 23 % syre i luften och 13,1 MJ/kg förbrännt syre, en effektutveckling på ungefär 45 MW. Totalt blir det en effektutveckling på 62 MW.
13 I mitten på lokalen har brännbara hyllor simulerats upp. Området finns inringat med en röd rektangel i Figur 6 och har en yta på ungefär 310 m2. Branden antas starta i mitten på detta område. Detta område ger maximalt 126 MW ifall allt brinner samtidigt. Mängden bränsle uppskattas därför vara mer än mängden syre till en simulerad brand i området under 60 min för scenario 1. En tätare grid-storlek används i området där bränslet har simulerats upp (se kapitel 3.1.1). Med det lokala området med bränsle har meshen med den tätare grid-storleken reducerats till detta område. Därför uppskattas beräkningstiden att minska betydligt.
De övriga hyllorna som simulerats upp utan fyllning och med bruna kanter används bara som hinder för utrymmande personer i utrymningsberäkningarna. Dessa hyllor påverkar inte beräkningar i FDS som till exempel strålning eller strömning av gaser.
Figur 6, Översikt av modellen där de brännbara hyllorna, inringade med en röd ruta, syns i mitten på bilden.
14 De brännbara hyllorna har simulerats upp som rätblock och kan ses i Figur 7. De översta rätblocken sträcker sig upp till höjden 2,2 m. Avståndet mellan hyllorna är 1,2 m. I figuren syns även två röda rätblock som är antändningspunkterna, det vill säga där branden startar. Antändningspunkterna har en brandutveckling enligt αt2 upp till dess maximala effektutveckling (totalt 666 kW för de röda blocken) och hålls sedan konstant. Tillväxthastigheten α för de röda rätblocken är satt till 0,047 kW/s2 och anses som snabb brandtillväxt [15] [16]. Det är även det rekommenderade värdet för samlingslokaler [15]
och varuhus [16].
Figur 7, Närbild på de brännbara hyllorna. På bilden syns även de röda kuber som är antändningspunkterna.
Alla ytor förutom botten anges avge HRR med ett maximalt värde på 150 kW/m2 framräknat med hänsyn från 1,2 MW/m2 hylla (framräknat tidigare i detta kapitel). Varje hylla innehåller 18 rätblock vilket gör att en hylla vid full effektutveckling avger ungefär 6 MW.
Ytorna för rätblocken delas upp enligt grid-storleken (100 cm2 i området) där varje cellyta har en homogen yttemperatur. Dessa ytor har angetts en antändningstemperatur och cellytorna börjar brinna enligt en ramp när denna antändningstemperatur nås. Efter 30 s anges ytan uppnå sin maximala effektutveckling. Denna typ av brandmodell bygger på en tidigare studie i FDS [18], där brandmodellen har utformats med hjälp av utförda försök.
Hur snabbt en yta på ett material når sin antändningstemperatur beror på den termiska trögheten och antändningstemperaturen hos materialet. Den termiska trögheten kan utryckas som kρc där k är värmeledningsförmågan [W/(m K)], ρ är densiteten [kg/m3] och c är den specifika värmekapaciteten [J/(kg K)]. Dessa parametrar samt antändningstemperaturen beror på materialet och ju högre värden desto längre tid till antändning. [19]
För aktuell lokal finns det massor av olika brännbara material med olika termiska trögheter och antändningstemperaturer. Dock har endast värden från ett brännbart material använts med samma termiska tröghet och antändningstemperatur. Det material som använts är ”softwood” vilket är ett relativt lättantändligt trä och bedöms vara ett bra genomsnittsmaterial för lokalen.
Materialparametrarna som påverkar den termiska trögheten har följande värden för ”softwood” [20]:
15
Värmeledningsförmåga = 0.12 W/m K
Specifik värmekapacitet = 1380 J/ kg K
Densitet = 500 kg/m3
Antändningstemperatur kan variera beroende på bland annat träslag, fuktinnehåll och geometri [21].
Detta är även tydligt när man jämför antändningstemperaturen för trä från olika studier. För trä
generellt är antändningstemperaturen från olika studier: 280-340 °C [22], 300 °C [23], 190°-260° [24].
För några specifika träslag är antändningstemperaturen för ek 482 °C och för tall 427 °C [23].
Eftersom ”softwood” anses som ett relativt lättantändligt trämaterial sätts antändningstemperaturen för bränslet till 270 °C i denna studie. Den låga antändningstemperaturen kan även motiveras med att det i lokalen också finns mer lättantändliga material som papper och textil. Dessa skulle kunna börja brinna och sedan sprida branden vidare till de mer svårantändliga närliggande materialen.
Inga ställningar/hyllor av stål har valts att simuleras upp. Detta eftersom dessa tunna hyllor är mycket tunnare än grid-storleken vilket skulle resultera i att dessa hyllor skulle renderas som ”thin sheets”i FDS. ”Thin sheets” har inte samma funktionalitet som vanliga objekt [10]. På grund av denna osäkerhet valdes ställningarna/hyllorna att exkluderas.
3.1.4 Förbränningsreaktion och värden
I FDS anger man en förbränningsreaktion där man bland annat kan ange molekyluppsättning och sotproduktion. Molekyluppsättningen behövs för att FDS ska kunna räkna ut produktionen av CO och CO2, men man kan även välja att sätta ett fast värde på dessa produktioner. En begränsning i FDS är att man bara kan ha en förbränningsreaktion (&REAC) per simulering även fast man har olika
brännbara material. En lösning på detta kan vara att räkna ut en genomsnittlig förbränning och således genomsnittliga värden för alla brännbara material.
I Boverkets ”Vägledning i analytisk dimensionering av byggnaders brandskydd” [25] ges förslag till dimensionerande värden för sot- och CO-produktion i det tidiga brandförloppet för
utrymningsanalyser. Med samlingslokal som verksamhet är förslaget för sotproduktion 0,06 g/g (0,06g sot per g brännbart material) och för CO-produktion 0,02 g/g.
I en studie utfört av Branz har man, genom försök och experiment, kommit fram till det bästa värdet för sotproduktion och CO-produktion för stoppade möbler är 0,07g/g respektive 0,04g/g [26]. Som man kan se är dessa värden relativt nära Boverkets förslag på värden.
I denna studie har ett fast värde på sotproduktion använts och är satt till 0,01g/g. Detta värde är lägre än de värden som beskrivits ovan, men bedöms vara ett bra värde med trä som bränsle. Värdet för CO- produktion sätts till 0,02 g/g.
16 3.1.5 Rökluckor och rökdetektorer
I taket finns, med jämna avstånd, rökdetektorer utplacerade som har inställda värden som motsvarar en joniserande rökdetektor enligt manualen i FDS. I Figur 8 finns ett exempel på hur dessa ser ut i FDS när de är utplacerade i taket.
Figur 8, Rökdetektorer i FDS utplacerade i taket i lokalen.
I taket är det även utplacerat rökluckor enligt kapitel 2.2. Som tidigare nämnts så används inte dessa rökluckor med dagens verksamhetsklass. Därför kommer inte heller rökluckorna användas i de flesta av scenarierna som simuleras i FDS (mer om scenarierna kapitel 4). I några av scenarierna kommer dock simuleringar ske med rökluckor, men där de i starten av branden är stängda. Med hjälp av två stycken ”CTRL-funktioner” kan rökluckorna öppnas i en realistisk tid. Den ena ”CTRL-funktionen”
har en tidfördröjning som ska motsvara den tid det tar för räddningstjänsten att anlända till platsen (insatstid) och den tid det tar att öppna rökluckorna efter räddningstjänsten har anlänt. Enligt brandskyddsdokumentationen är insatstiden under 10 min för den studerade byggnaden. Insatstiden med ett tillägg att öppna rökluckorna uppskattas därför till 15 min. Denna tid börjar dock inte räkna förrän någon av rökdetektorerna har detekterat branden. För exakt utformning av ”CTRL-
funktionerna” se exempel av FDS-indata i bilaga C.
Sammanfattningsvis kan man säga att den tid det tar för rökluckorna att öppna efter simuleringen startat är detektionstid av rökdetektorerna + insatstid (15 min) där tillägg för att öppna rökluckorna är medräknat.
3.1.6 Mätningspunkter och placeringar
På undersidan av takbalkarna, på höjden 6,8 m, har mätpunkter placerats ut med jämna avstånd. Dessa punkter har mätt adiabatisk yttemperatur och gastemperatur som en funktion av tiden. I Figur 9 kan man se de gröna cirklarna som utgör mätpunkterna på undersidan av takbalkarna. Avståndet mellan mätpunkterna är 6,4 m.
Adiabatisk yttemperatur är en temperatur som ligger mellan gas- och strålningstemperatur. Adiabatisk yttemperatur beror inte på materialets termiska tröghet utan endast av konvektionen, gastemperatur, strålning samt materialets emissivitet. Per definition är adiabatisk yttemperatur den temperatur på en yta som inte kan absorbera någon värme. [19]
17 Yttemperaturen hos ett material kan aldrig bli större än den adiabatiska yttemperaturen utan är den maximala temperatur som en yta kan få. När ett material värms upp närmar sig yttemperaturen den adiabatiska yttemperaturen. Desto högre termiska tröghet ett material har desto långsammare uppvärmning. Det är därför viktigt att påpeka att även fast en adiabatisk yttemperatur har uppnått ett kritisk värde för en stålbalk, så kan det dröja innan stålbalkens temperatur uppnår samma kritiska värde. En fördel med adiabatisk yttemperatur är att den enkelt kan användas i andra program för vidare brottanalys av konstruktionsdel utsatt av brand. Den går även att anpassa på olika material med olika termiska trögheter.
Även strålning har mätts [kW/m2] på höjden 2 m ovan golvet. Mätningspunkterna för strålning finns i Figur 9 och är utmärkta med röda cirklar och namnmärkta med S1-S7. Avståndet mellan dessa mätpunkter är 4 m. Antalet strålningsvinklar som använts i studien är 104 st och är standardvärdet i FDS.
Figur 9, Lokalen ovanifrån. De gröna cirklarna utgör mätpunkterna för adiabatisk yttemperatur på undersidan av takbalkarna. De röda cirklarna utgör mätningspunkter för strålning.
18
3.2 Evac
Evac är en tilläggsmodul till FDS som hanterar evakueringssimuleringar. Programmet är skapat av VTT och används för att simulera rörelser av människor i evakueringssituationer. [27]
Några av huvudfunktionerna enligt FDS+Evac:s officiella hemsida är [27]:
Agentbaserad simulering av människor
Rörelsealgoritm baserad på ”panic model”
Enkel, textbaserad definition av scenarier
Efterarbete av resultat med hjälp av Smokeview
Brandeffekter beräknas med hjälp av FED-konceptet
I Evac har man möjlighet att själv definiera persontyper eller välja någon av de fördefinierade persontyperna, adult, male, female, child eller elderly. Dessa typer har olika egenskaper som till exempel storlek och gånghastighet. Användaren väljer själv vilka persontyper och antalet personer som slumpvis, med jämna mellan rum, ska placeras ut på ett användardefinierat område. Användaren väljer också vilken detektionstid och reaktionstid som personerna ska ha, samt vilka av de definierade utrymningsvägarna som ska vara kända av personerna. [28]
Personernas val av utrymningsvägar är enligt följande ordning [28]:
1. Personerna väljer den närmaste synliga kända utrymningsvägen (den får ej vara blockerad av rök)
2. Om inte nr 1 finns väljer personerna den närmaste synliga utrymningsvägen (den får ej vara blockerad av rök)
3. Om det inte finns någon synlig utrymningsväg följer personerna flödet som definieras till en specifik mesh/utrymningsväg. Standard är att personerna då följer flödet i ”Main-mesh” det vill säga flödet till alla utrymningsvägar.
När man simulerar med Evac kan man välja att simulera tillsammans med en brand eller endast utrymning (”fire drill”). Vid simulering med brand (FDS+Evac) lagras så kallade FED-värden i en datafil. FED (Fractional Effective Dose) är utvecklat av David Purser och är ett vanligt använt mått för att bestämma mänsklig inkapacitet på grund av giftiga gaser [10]. För att beräkna FED använder Evac, med hjälp av ekvationer, gaskoncentrationer av O2, CO2 och CO [28].
Resultaten som man kan få ut från Evac är bland annat:
Tid för hela utrymningsförloppet
Högsta FED-värde uppmätt på en person vid en viss tidpunkt
Antal döda
Antal personer som passerat en specifik utrymningsväg
Antal personer som samtidigt försöker utrymma via en specifik utrymningsväg
Kontaktkraft som verkar på personerna (N/m)
Viktigt är också att tillägga att resultaten i Evac kan skilja sig i simuleringar med exakt samma indata.
Detta eftersom Evac innehåller ett par slumpparametrar som baseras på sannolikhetsfördelningar. Som exempel kan reaktionstid hos personerna fördelas enligt ett intervall och medelvärde. Dessa personer slumpas sedan ut på det definierade området och personer med olika reaktionstider placeras således ut på olika platser för upprepade simuleringsförsök.
19 3.2.1 Persontäthet
Byggnadens publika del har en total area på ca 2400 m2. Borträknat areorna för hyllor och liknande blir nettoarean ca 1900 m2. Enligt BBR, regelsamling för byggande [2], kan persontäthet
dimensioneras för köpcentrum, varuhus och butik med 0,5 personer/m2 nettoarea. I ett stort varuhus kan man dock anta att en del av nettoarean, uppskattningsvis cirka 400 m2, har en persontäthet av 0,25 personer/m2. Det dimensionerade personanatalet blir cirka 850st och har använts vid både
handberäkningar och Evac.
Dessa personer har sedan fördelats ut någorlunda jämt i lokalen av programmet och kan ses i Figur 10.
Inga personer har valts att placeras ut i närheten av där branden startar eftersom det då finns risk för missvisande FED-värden.
Figur 10, Persontäthet och fördelning i programmet Evac innan utrymning påbörjats.
20 3.2.2 Personegenskaper och reaktionstider
Tre olika persontyper har använts i utrymningssimuleringarna och som har fördefinierade egenskaper i Evac. Dessa typer är ”Adult”, ”Child” och ”Elderly”. I Tabell 3 kan antalet utplacerade personer ses, samt dess respektive kroppsradie och gånghastighet. Alla personer får sedan slumpade kroppsradier och hastigheter utifrån deras persontyp och variationsbredd. På grund av sämre sikt minskar
hastigheterna hos personerna vid ökad röktäthet [28]. Den minskade hastigheten följer en algoritm från resultaten av en studie utfört av Frantzich and Nilsson, Lunds universitet, 2003 [28].
Tabell 3, Antal av de fördefinierade persontyperna samt dess respektive kroppsradie och hastighet.
Typ av personer Antal (st) Kroppsradie Rd (m) Hastighet (m/s)
”Adult” 500 0,255±0,035 1,25±0,30
”Child” 250 0,210±0,015 0,90±0,30
”Elderly” 100 0,250±0,020 0,80±0,30
Många försök visar att personer helst väljer en känd utrymningsväg vid utrymning [29]. Därför antas cirka 70 % utrymma via den kända utrymningsvägen (huvudentrén).
För personerna i Evac ansätts att 60 % har huvudentrén som känd utrymningsväg. De personerna kommer i första hand välja huvudentrén som utrymningsväg om den är synlig. Resterande personer ansätts att inte har någon känd utrymningsväg. De personerna kommer att välja den närmaste synliga utrymningsvägen. Uppskattningsvis bör då totalt cirka 70 % utrymma via huvudentrén.
FED-data beräknas som standard i Evac på höjden 1,6 m. I denna studie har dock höjden 2,0 m valts eftersom jämförelse av resultat då kan göras med gränsvärden från BBR:s vägledning för utrymning [25].
Med hjälp av tidigare brandsimuleringar har rökdetektorer använts för att finna en detektionstid. Det tog ungefär 66 s innan den första detektorn detekterade. Denna tid har således använts som
detektionstid/varseblivningstid ± 1 sekund hos personerna, för scenariot när utrymningslarmet fungerar, för Evac-simuleringarna och vid handberäkningarna.
I BBR:s ”vägledning för utrymning” [25] ges förslag på förberedelsetiden hos personerna för utrymning. Förberedelsetid är tiden som går åt för att personen ska förstå att det brinner, lyssna på utrymningslarmet, hjälpa andra att utrymma, förbereda sig, försöka bekämpa branden med mera [25]. I ett varhus är förslaget 2 min om ett enkelt talat meddelande finns och i övriga fall 4 min. Dessa tider har använts i handberäkningar och som reaktionstid i Evac ± 10 s.
21
4 Scenarier
För att kunna jämföra resultat och dra slutasatser behöver olika scenarier simuleras. Alla scenarier simuleras med 60 minuters simuleringstid. I de olika scenarierna ändras olika parametrar som kan vara både geometriska, men även materialparametrar. I detta kapitel redovisas de olika scenarierna som är simulerade.
4.1 Scenario 1, Utgångsdata
I detta scenario simuleras branden med utgångsdata, det vill säga, indata och geometri är enligt den studerade byggnaden. Indata och uppställning redovisas i kapitel 2 (Byggnaden) och kapitel 3 (Datormodeller).
Från detta scenario valdes, med hänsyn till resultat och beräkningstid, grid-storlek till alla scenarierna (se kap 3.1.1 för grid-storlek).
4.2 Scenario 2, Branddämpning avslagen
I FDS finns en funktion som dämpar/släcker branden ifall syrekoncentration är för låg. Som förskrivet värde är detta 0,15 i FDS. I detta scenario prövas detta värde att ändras till 0,0. I övrigt är indata enligt scenario 1.
4.3 Scenario 3, Med rökluckor
I detta scenario används rökluckorna (se kapitel 3.1.5 för mer information). I övrigt är indata enligt scenario 1.
4.4 Scenario 4, Högre tak
I detta scenario ökas takhöjden med 1,2 m vilket ger en takhöjd på 8,8 m. Även upplagen för takbalkarna ökas med 1,2 m. I övrigt är indata enligt scenario 1.
4.5 Scenario 5, Lägre tak
I detta scenario minskas takhöjden med 1,2 m vilket ger en takhöjd på 6,4 m. Även upplagen för takbalkarna minskas med 1,2 m. I övrigt är indata enligt scenario 1.
4.6 Scenario 6, Större öppningar
I detta scenario ökas storleken på öppningarna genom att öka bredden på
öppningarna/utrymningsvägarna. Höjden på öppningarna behålls. Öppningsarean är 201,6 m2 i detta scenario istället för 19,36 m2. I övrigt är indata enligt scenario 1.
4.7 Scenario 7, Större öppningar + högre tak
I detta scenario är öppningsarean ökad till 201,6 m2 och takhöjden är ökad till 8,8 m. Även upplagen för takbalkarna ökas med 1,2 m. I övrigt är indata enligt scenario 1.
4.8 Scenario 8, Större öppningar + lägre tak
I detta scenario är öppningsarean ökad till 201,6 m2 och takhöjden är minskad till 6,4 m. Även upplagen för takbalkarna minskas med 1,2 m. I övrigt är indata enligt scenario 1.
4.9 Scenario 9, Med rökluckor + högre tak
I detta scenario används rökluckorna (se kapitel 3.1.5 för mer information), samt att takhöjden är ökad till 8,8 m. Även upplagen för takbalkarna ökas med 1,2 m. I övrigt är indata enligt scenario 1.
22
4.10 Scenario 10, Med rökluckor + lägre tak
I detta scenario används rökluckorna (se kapitel 3.1.5 för mer information), samt att takhöjden är minskad till 6,4 m. Även upplagen för takbalkarna minskas med 1,2 m. I övrigt är indata enligt scenario 1.
4.11 Scenario 11, Bränsle av chips och funktionen ”burn away” + rökluckor
I detta scenario prövas chips att användas som bränsle. Chipsens materialparametrar är baserade från rapporten ”Single storey steel building exposed to fire” [9] där man uppskattat chipsens
materialparametrar utifrån uppmätta värden på trä. I Tabell 4 kan de uppskattade materialparametrarna ses för chips som bränsle. För scenario 1-10 används ”softwood” som bränsle. Vid en jämförelse av den termiska trögheten kan man se att ”softwood” (se kapitel 3.1.3) har mer än dubbelt så stort värde jämfört chips.
Tabell 4, Uppskattade materialparametrar för chips som använts som bränsle i scenariot.
Specifik värmekapacitet 1,3 [kJ/(kg K)]
Densitet 120 [kg/m3]
Emissivitet 0,9 [-]
Konduktivitet 0,2 [W/(m K)]
Förbränningsvärme 20000 [kJ/kg]
Antändningstemperatur 300 [°C]
För scenariot används också funktionen ”burn away” i FDS. Det är en funktion som simulerar att bränslet brinner upp. Förbränningen i FDS sker cell för cell och plockas bort ur beräkningen när full förbränning har uppnåtts. Generellt beror uppbränningstiden på tjockleken, materialdensiteten och den beräknade förbränningshastigheten [10]. Dock så skiljer sig funktionen något beroende på vilken förbränningsmodell som används [10]. Detta beror bland annat på att modellen för
förbränningshastigheten är olika i olika förbränningsmodeller.
Värdet på HRR, med chips som bränsle, sätts till 120 kW/m2 och följer indatafilen i studien ”Single storey steel building exposed to fire” [9]. Om funktion ”burn away” används så bör alla sidor bestå av samma material [10]. Därför anges alla sidor på bränslet, även botten, avge HRR i detta scenario.
Varje hylla avger totalt ungefär 7,8 MW vid full effektutveckling och är högre än för scenario 1-10.
Tjockleken för bränslet sätts till 30 cm.
I detta scenario används rökluckorna (se kapitel 3.1.5 för mer information). I övrigt är indata enligt scenario 1.
23
4.12 Utrymningsscenarier
För de scenarier som använts för utrymning har ”Boverkets allmänna råd 2011:xx” [25] använts som riktlinje och utgångspunkt. Branddata för alla utrymningsscenarier har hämtats från scenario 1 (utgångsdata) eftersom detta scenario bäst speglar byggnadens verkliga geometri. Geometri och brandmodell redovisas i kapitel 2 och 3.
4.12.1 Scenario A, Utgångsdata
I det första scenariot antas alla brandskyddsåtgärder fungera som används i dagens verksamhetsklass.
Alla utrymningsvägar antas kunna användas.
4.12.2 Scenario B, Utgångsdata med en blockerad utrymningsväg
Branden antas blockera den utrymningsväg med störst kapacitet. Det kommer att vara någon av dörrarna till vindskyddet (Utrymningsväg 1a eller 1b i Figur 2 eller bilaga A) eftersom de flesta personerna kommer utrymma via huvudentrén. Med en av vägarna blockerade antas 60 % utrymma via huvudentrén. I Evac ansätts att huvudentrén är känd hos 55 %.
4.12.3 Scenario C, Utan utrymningslarm med en blockerad utrymningsväg
I detta scenario antas utrymningslarmet vara ur funktion. Detta innebär en förberedelse tid på 4 min [25]. Detektionstiden antas vara 120 s i handberäkningarna och 120 s ± 10 s i Evac. Även i detta scenario antas branden blockera den utrymningsväg med största kapacitet med antaganden enligt Scenario B.
24
5 Handberäkningsmetoder
I detta kapitel redovisas handberäkningsmetoder för övertändning och utrymning. Till dessa redovisas ekvationer och förklaringar. Resultaten och värden som använts för övertändning redovisas i kapitel 6.1.1 och för utrymning i kapitel 6.1.2.
5.1 Beräkningsmetoder för övertändning
Övertändning kan definieras som [30]:
”Under en rumsbrand kan det inträffa ett stadium där den termiska strålningen från branden, de varma gaserna och de varma omslutningsytorna orsakar att alla brännbara ytor i brandrummet pyrolyseras.
Detta plötsliga och sammanhängandeövergångsstadium av ökande brand kallas ”övertändning”
För att beräkna gastemperaturer kan MQH-metoden användas. Det är en metod som är baserad på teori med energibalans och experimentell data från försök. Den kan även användas för att beräkna
nödvändig effektutveckling för att övertändning ska ske. Genom att anta att övertändning sker vid en gastemperatur på 500 °C kan MQH-metoden skrivas om till: [17]
√ Ekv 4
Där QFO är den nödvändiga effektutvecklingen för att övertändning ska ske [kW], AT är
omslutningsaren utan öppningar [m2], Ao är totala öppningsarean [m2], Ho är höjden på öppningarna [m] och där hk är den effektiva värmeledningskoefficienten [kW/(m2 K)].
Beräkningen av hk beror på tiden och material i väggarna och räknas enligt följande ekvationer [17]:
För t < tp
√ Ekv 5
För t ≥ tp
Ekv 6
Ekv 7
Där k är värmeledningsförmågan [W/(m K)], c är den specifika värmekapacitet [J/(kg K)], ρ är
densiteten [kg/m3], δ är tjockleken på väggen [m], tp termiska penetreringstiden [s] och t är den tid som branden har brunnit [s].
En annan metod för att beräkna övertändning är ”Thomas’s Flashover Correlation”. Även denna är baserad på teori med energibalans och experimentell data från försök och definieras som [31]:
√ Där symbolerna betyder samma som för Ekv 4.
25
5.2 Beräkningsmetod för utrymning
Samma utrymningsscenarier har använts för handberäkningarna som för Evac (se kapitel 4.12 för utrymningsscenarierna). Även samma persontäthet har använts (se kapitel 3.2.1). Beräkningsmetoder och ekvationer är enligt ”Boverkets allmänna råd 2011:xx” [25].
Modellen som används kan delas upp i följande tider: tutrymning = tvarselblivning + tbeslut & reaktion + tförflyttning. Varseblivningstiden är den tid det tar för personerna att upptäcka att något onormalt har inträffat.
Denna tid beror bland annat på om personen ser branden och om det finns ett automatiskt
utrymningslarm. Eftersom utrymningslarm finns i denna byggnad och antas fungera i scenario A och B är varseblivningstiden satt till samma som detektionstiden för rökdetektorerna. Den tiden är 66 s och är framtagen med tidigare FDS-simuleringar.
Beslut- och reaktionstid eller förberedelsetid som den även kallas är den tid det tar för personerna att förstå att det brinner, lyssna på utrymningslarmet, hjälpa andra att utrymma, förbereda sig, försöka bekämpa branden med mera. I BBR finns det förslag till förberedelsetider för några verksamheter. För ett varhus är förslaget 2 min ifall ett automatiskt utrymningslarm finns i form av enkelt talat
meddelenade (scenario A och B). När utrymningslarm saknas är förslaget 4 min (scenario C).
Förflyttningstid är den tid det tar för personerna att förflytta sig ut ur byggnaden. Faktorer som påverkar förflyttningstiden är antalet personer samt fördelningen i byggnaden, deras gånghastigheter, antal utrymningsvägar, avstånd till utrymningsvägar samt utrymningsvägarnas bredd.
Vid beräkning av förflyttningstiden kan man använda ekvationer. I ”Boverkets allmänna råd 2011:xx”
[25] ger man två beräkningsuttryck:
Ekv 8
Ekv 9
Där tgång är den längsta tid som det tar att gå till utrymningsväg och tdörr är tiden det tar att passera utrymningsvägen.
l = avstånd till dörr [m]
v = gånghastighet [m/s]
n = antalet personer som ska passera genom utrymningsväg [-]
b = dörrens bred [m]
f = personflödet [personer/(s m)]
Förflyttningstiden består av den längsta tid det tar att gå till utrymningsvägen, tgång, och den tid det tar att passera ut genom dörren, tdörr. Om personerna inte är jämnt fördelade i lokalen ska
förflyttningstiden beräknas som summan av tgång och tdörr. [25]
I ”Boverkets allmänna råd 2011:xx” [25] ger man även förslag till gånghastigheter och personflöde genom utrymningsväg. Gånghastighet för horisontella plan är vid låg persontäthet 1,3 m/s och vid hög persontäthet 0,6 m/s. Personflödet genom dörr är 1,1 personer/(s m) för kända dörrar (huvudentré) och 0,75 personer/ (s m) för okända dörrar (övriga utrymningsvägar).
För aktuell byggnad antas hög persontäthet.
26 5.2.1 Egna antaganden
Eftersom att huvudentrén är en känd utrymningsväg antas att 70 % utrymmer via den
utrymningsvägen. Resterande personer fördelas jämt på övriga utrymningsvägar. Ett annat antagande är att dörrarna in till vindfånget kommer att vara begränsande och ej själva huvudentrén.
I scenarierna där en av dörrarna till vindskyddet är blockerad av brand antas att 60 % utrymmer via huvudentrén. Resterande personer fördelas på övriga utrymningsvägar.
Förflyttningstiden räknas som summan av tgång och tdörr eftersom ojämn fördelning antas.
