Požární ochrana 2010

Transkript

1 Vysoká škola báňská - Technická univerzita Ostrava Fakulta bezpečnostního inženýrství a Sdružení požárního a bezpečnostního inženýrství Hasičský záchranný sbor Moravskoslezského kraje Požární ochrana 2010 Sborník přednášek XIX. ročníku mezinárodní konference Ostrava, VŠB - TU září 2010

2 OSTRAVA Vysoká škola báňská - Technická univerzita Ostrava Fakulta bezpečnostního inženýrství a Sdružení požárního a bezpečnostního inženýrství Hasičský záchranný sbor Moravskoslezského kraje Recenzované periodikum Požární ochrana 2010 Sborník přednášek XIX. ročníku mezinárodní konference pod záštitou rektora Vysoké školy báňské - Technické univerzity Ostrava Prof. Ing. Ivo Vondráka, CSc. a generálního ředitele HZS ČR genmjr. Ing. Miroslava Štěpána Ostrava, VŠB - TU září 2010

3 Vysoká škola báňská - Technická univerzita Ostrava Fakulta bezpečnostního inženýrství Lumírova Ostrava - Výškovice Česká republika Sdružení požárního a bezpečnostního inženýrství se sídlem VŠB - TU Ostrava Lumírova Ostrava - Výškovice Česká republika Hasičský záchranný sbor Moravskoslezského kraje Výškovická Ostrava - Zábřeh Česká republika Recenzované periodikum POŽÁRNÍ OCHRANA 2010 Sborník přednášek XIX. ročníku mezinárodní konference Editor: doc. Dr. Ing. Michail Šenovský Pro SPBI vytiskl: Tiskárna Kleinwächter, Frýdek - Místek Sdružení požárního a bezpečnostního inženýrství Nebyla provedena jazyková korektura Za věcnou správnost jednotlivých příspěvků odpovídají autoři ISBN: ISSN:

4 Odborný garant konference Chairman doc. Dr. Ing. Michail Šenovský - VŠB - TU Ostrava Vědecký výbor konference Scientific Programe Committee doc. Dr. Ing. Miloš Kvarčák - děkan FBI, VŠB - TU Ostrava genmjr. Ing. Miroslav Štěpán - generální ředitel HZS ČR brig. gen. v z. prof. Ing. Rudolf Urban, CSc. - rektor Univerzity obrany st. bryg. prof. dr hab. inż. Zoja Bednarek - SGSP Warszawa prof. Dr. Ing. Aleš Dudáček - VŠB - TU Ostrava prof. Ing. Karol Balog, PhD. - STU Bratislava prof. Ing. Pavel Poledňák, PhD. - Žilinská univerzita Assoc. Prof. Dr. Ritoldas Šukys - TU Vilnius prof. Ing. Anton Osvald, CSc. - TU Zvolen Prof. Dr.-Ing. Gerhard Hausladen - TU München Prof. Dr.-Ing. Gert Beilicke - Ingenieurbüro für Brand- und Explosionsschutz Leipzig prof. RNDr. Pavel Danihelka, CSc. - VŠB - TU Ostrava Prof. Dr. rer. nat. Tammo Redeker - Institut für Sicherheitstechnik Freiberg Prof. Dr. rer. nat. habil. Reinhard Grabski - Institut der Feuerwehr Heyrothsberge Organizační výbor konference Organising Conference Committee doc. Ing. Vilém Adamec, Ph.D. - VŠB - TU Ostrava doc. Ing. Ivana Bartlová, CSc. - VŠB - TU Ostrava Ing. Petr Bebčák, Ph.D. - VŠB - TU Ostrava Ing. Isabela Bradáčová, CSc. - VŠB - TU Ostrava Ing. Lenka Černá - SPBI Ostrava doc. Ing. Jaroslav Damec, CSc. - VŠB - TU Ostrava doc. Ing. Miroslava Netopilová, CSc. - VŠB - TU Ostrava plk. Ing. Vasil Silvestr Pekar - TÚPO Praha Ing. Pavel Vaniš, CSc. - CSI, a.s. Praha plk. Ing. Vladimír Vlček, Ph.D. - HZS Moravskoslezského kraje

5 Analýza výpočtu teplôt v požiarnom úseku podľa parametrických teplotných kriviek v závislosti od odvetrávania 233 Analysis of temperatures calculation in fire sector according to parametric temperature curves regarding to ventilation conditions Ladislav Olšar Termická stabilita poťahových textílií na báze prírodných vlákien 237 Thermal stability of covering textiles on the base of natural fibers Emília Orémusová Firefighters risk during sanitation of chemical accidents 241 Riziko hasičů během sanace chemických havárií Dušica Pešić, Emina Mihajlović, Sveta Cvetanović Alternativní metody pro stanovení osové teploty Fire Plume 246 Alternative methods to detemining axial temperature Fire Plume Jiří Pokorný Porovnání teplotního pole modelu šachty s plynovým hořákem a matemacikého CFD modelu 250 Comparison of temperature field for shaft model including gas burner and mathematical CFD model Marek Pokorný, Bjarne Paulsen Husted Analyses of the qualitative composition of the gaseous phase obtained from fire resistant non-modified and modified epoxy materials using the ftir technique 254 Analýzy kvalitativního složení plynné fáze získané z ohnivzdorných nemodifikovaných a modifikovaných epoxidových materiálů pomocí metody FTIR Marzena Półka Kinetics of uncontrolled hydrocarbon combustion 257 Kinetika neřízeného spalování uhlovodíků Danilo Popovic, Amelija Djordjevic, Lidija Milosevic, Sveta Cvatanovic Metodika pro výběr optimálního modelu strategického řízení bezpečnosti území 260 Methodology for selection of optimum model of strategic management of territory safety Dana Procházková Hodnocení průmyslových zón prostřednictvím check listů 266 Evaluation of industrial zones through checklists René Přibyl, Petr Pavliska, Aleš Bernatík, Michail Šenovský Fire protection of sacral structures in Vojvodina, Republic of Serbia 269 Protipožární ochrana sakrálních staveb ve Vojvodině, Republika Srbsko Vesela Rаdović, Desimir Јоvаnоvić, Vladimir Јакоvljević, Martina Zdravković Využitelnost zařízení ortogonální dvourozměrné plynové chromatografie doplněné TOF hmotnostním spektrometrem v OVV TÚPO Praha k chemickým analýzám zplodin hoření POP a vzorků z požářiště 276 Informtion about a new device orthogonal two-dimensional gas chromatography supplemented by TOF mass spectrometre in the Research and Development Department of the Fire Technical Institute Prague Milan Růžička, Otto Dvořák The use of thermal cameras in fire fighting and fire prevention 281 Použití termovize v hašení požárů a požární prevenci Janusz Rybiński Vliv různých typů iniciačních zdrojů na teplotní mez výbušnosti 284 Effect of different types of ignition source on the thermal explosion limit Jiří Serafín, Aleš Bebčák, Jaroslav Riedl Havarijní plány a jejich zpracování 287 Emergency plans and their preparation Marek Smetana, Danuše Kratochvílová Fire prevention by oxygen reduction 290 Požární prevence redukcí kyslíku Peter Stahl Problematika certifikace požární techniky 296 Certification of fire accessories equipment Vladislav Straka Využití Ramanovy spektroskopie pro studium reálných zkratovaných Cu vzorků 299 The utilization of Raman spectroscopy to study real short-circuit copper samples Ondřej Suchý, Otto Dvořák Veľkorozmerové skúšky požiaru osobných motorových vozidiel 303 Large - scale fire tests of passenger cars Jozef Svetlík, Pavel Poledňák Změny přístupů k řešení následků mimořádných událostí za posledních 10 let 306 Changing the approach to deal with the consequences incidents in the last 10 years Miloš Svoboda, Josef Janošec Integration of the forest map and a weather forecast for the computer simulation of a forest fire 313 Integrace digitální mapy lesa a krátkodobé předpovědi počasí pro počítačovou simulaci lesního požáru Anna Szajewska Potřeba znalostních systémů pro řízení bezpečnosti sektorů kritické infrastruktury 317 The need of the knowledge systems for management of the safety of the critical infrastructure sectors Pavel Šenovský, Michail Šenovský Korelace vybraných PTCH z databáze MEDIS- ALARM 320 Correlation of the selected FTCH from the database MEDIS- ALARM Libor Ševčík, Otto Dvořák Poznatky z experimentálneho overovania požiarov osobných automobilových vozidiel v skúšobnej štôlni 324 Findings from experimental verification of passanger motor car fires in closed space Mária Šimonová, Pavel Poledňák Súčasný stav zdolávania požiarov 327 Present state fire-fighting Branislav Štefanický Přestup tepla 331 Heat transfer Jiří Švec, Pavel Švec Environmentálne akceptovateľná likvidácia požiarov a havárií - požiar Rumunskej výletnej lode Oltenita 335 Environmentally acceptable suppression of fire and breakdowns - fire of Romanian cruise ship Oltenita Peter Tánczos, Tibor Čandal

6 Analýza výpočtu teplôt v požiarnom úseku podľa parametrických teplotných kriviek v závislosti od odvetrávania Analysis of temperatures calculation in fire sector according to parametric temperature curves regarding to ventilation conditions doc. Ing. Ladislav Olšar, PhD. Fakulta špeciálneho inžinierstva Žilinskej univerzity v Žiline ul. 1. mája 32, Žilina, Slovensko ladislav.olsar@fsi.uniza.sk Abstrakt Článok sa zaoberá analýzou výpočtu teplôt v požiarnom úseku podľa parametrických teplotných kriviek uvedených v národných právnych predpisoch a technických normách a v Eurokóde 1.Výpočty je možné vykonať pre rôzne stavebné látky a rôzne podmienky odvetrávania. V článku sú analyzované výsledky iba pre meniace sa podmienky odvetrávania. Kľúčové slová Eurokódy, výpočet teplôt, teplotná krivka. Abstract The paper is dealing with analysis of temperatures calculation in fire sector according to parametric temperature curves given in national legal enactments and technical standards and in Eurocode 1. The calculations can be realized for various building materials and various ventilation conditions. Results given in the paper are analysed only for changing ventilation conditions. Key words Eurocodes, calculation temperatures, heating curve. Úvod Požiarnobezpečnostné riešenie stavby v Slovenskej republike vychádza z vyhlášky MV SR č. 94/2001 Z.z. [1] a nadväzných technických noriem radu STN Súčasťou požiarnobezpečnostného riešenia stavby je stanovenie požiadaviek na stavebné konštrukcie, predovšetkým požiarnej odolnosti a druhov konštrukčných prvkov v súlade so STN [2] a STN [3]. Požiarnu odolnosť je možné určiť skúškou alebo výpočtom podľa eurokódov. Stavebné konštrukcie sú pri požiari namáhané teplotou plynov v horiacom priestore a namáhanie samozrejme závisí i od doby ich zaťaženia požiarom. Podľa metodiky v [1, 2 a 3] sú stavebné konštrukcie navrhované na účinky normového požiaru (na teploty podľa normovej teplotnej krivky). Pokiaľ potrebujeme určiť teploty plynov v horiacom požiarnom úseku, dosadíme za čas do rovnice teplotnej normovej krivky ekvivalentný čas trvania požiaru u výrobných stavieb alebo výpočtové požiarne zaťaženie u nevýrobných stavieb a vypočítame teplotu plynov. STN [2] umožňuje v prípadoch umiestnenia otvorov v rôznych výškach alebo v protiľahlých stenách použiť na výpočet parametra odvetrania a teplotného poľa spresnený výpočet uvedený v [4] alebo [5]. V súčasnosti sa statické návrhy a posúdenia stavebných konštrukcií vykonávajú podľa eurokódov vrátane navrhovania konštrukcií na účinky požiaru. Zaťaženia konštrukcií namáhaných požiarom sa určujú v súlade s STN EN Eurokód 1, časť 1-2 [6] na teplotné zaťaženie nominálnymi teplotnými krivkami. V určitých prípadoch je možné použiť na výpočet teploty plynov v požiarnom úseku parametrickú teplotnú krivku uvedenú v prílohe A v STN EN [6]. Táto parametrická teplotná krivka nie je totožná s parametrickými krivkami na výpočet teplôt v požiarnom úseku podľa [5], ktoré vychádzajú z iných požiarnych modelov definujúcich podmienky v požiarnom úseku. Teplotné krivky podľa národných technických noriem Pravdepodobné teploty plynov v horiacom priestore požiarneho úseku sú v súlade s metodikou uvedenou v [5] a použitou v STN [3] závislé od parametra odvetrania F 0, tepelne technických vlastností stavebných konštrukcií, a to súčiniteľa tepelnej vodivosti λ, mernej tepelnej kapacity c a hustoty ρ. Pre teplotné krivky na výpočet pravdepodobných teplôt plynov v horiacom priestore T g boli odvodené empirické rovnice, ktoré sú uvedené v [5]. Teplotné krivky sú závislé od parametra odvetrania F 0 a času trvania požiaru t. Pre parameter odvetrania F 0 0,04 m 1/2 má rovnica tvar: Tg T0 Y1log X1t 1 kde Y N 1, N 2,33310 N 1, , , N1 0,04 F0 Pre F 0 0,04 m 1/2 má rovnica tvar: kde X F Keď do rovnice (1) alebo (5) dosadíme za parameter odvetrania F 0 = 0,04 m 1/2 dostaneme normovú teplotnú krivku v tvare T (9) g TN T0 345 log8 t 1 kde T 0 počiatočná teplota plynov v požiarnom úseku, spravidla sa uvažuje T 0 = 20 C. Vo vzťahoch (1) a (9) je t čas v minútach. Parameter odvetrania F 0 vypočítame z rovnice: S0i h0i i1 F0 (10) Sk kde F 0 parameter odvetrania [m 1/2 ]; S 0i plocha i-teho otvoru v m 2 v obvodových konštrukciách a konštrukciách striech ohraničujúcich požiarny úsek alebo jeho časť; h 0i výška i-teho otvoru v m v obvodových konštrukciách a konštrukciách striech ohraničujúcich požiarny úsek alebo jeho časť; j počet otvorov v obvodových konštrukciách a konštrukciách striech ohraničujúcich požiarny úsek alebo jeho časť; S k povrchová plocha konštrukcií [m 2 ]. 1 0 T T Y log X t 1 3,5 tf g Y F 2 0 X N 6,4310. N 2, N 1,25 6 4, , N2 F0 0,04 j (1) (2) (3) (4) (5) (6) (7) (8) Ostrava září

7 Do rovníc (3, 4, 5, 6 a 8) môžeme namiesto parametra odvetrania F 0 dosadiť prepočtový parameter F 1 pre požiar riadený odvetraním alebo prepočtový parameter F 2 pre požiar riadený povrchom paliva. Prepočtový parameter odvetrania F 1 sa vypočíta podľa rovnice [2]: F1 k4f0k (11) Prepočtový parameter odvetrania F 2 sa vypočíta podľa rovnice [2]: vm F2 k4f0k (12) v p Vo vzorcoch (11 a 12) sú: F 1 prepočtový parameter odvetrania [m 1/2 ]; F 2 prepočtový parameter odvetrania [m 1/2 ]; k 4 súčiniteľ vplyvu tepelnotechnických vlastností konštrukcií ohraničujúcich požiarny úsek na priebeh teplôt v horiacom priestore, bez rozmeru; F 0 parameter odvetrania [m 1/2 ]; _ K súčiniteľ ekvivalentného množstva dreva, bez rozmeru; v m výsledná rýchlosť odhorievania [kg.m -2.min -1 ]; v p rýchlosť odhorievania pre požiar riadený odvetraním [kg.m -2.min -1 ]; Súčiniteľ k 4 sa môže určiť výpočtom z rovnice [2]: az k (13) 4 0,65 0,35 a kde k 4 súčiniteľ tepelnotechnických vlastností konštrukcií, bez rozmeru; a z súčiniteľ teplotnej vodivosti porovnávajúcej konštrukcie, a z = 0, m 2.s -1 ; _ a priemerný súčiniteľ teplotnej vodivosti posudzovanej konštrukcie [m 2.s -1 ]; Súčiniteľ teplotnej vodivosti je určený vzťahom: a (14) c kde a súčiniteľ teplotnej vodivosti [m 2.s -1 ]; λ súčiniteľ tepelnej vodivosti [W.m -1.K -1 ]; c merná tepelná kapacita [J.kg -1.K -1 ]; ρ hustota [kg.m -3 ]. Z uvedených vzťahov vyplýva, že pri dosadení prepočtového parametra odvetrania F 1 do vzťahov (3, 4, 5, 6 a 8) na výpočet pravdepodobných teplôt plynov v horiacom priestore T g zohľadníme pri ich výpočte aj tepelnotechnické vlastnosti konštrukcií. Parametrické teplotné krivky podľa Eurokódu 1 [6] Parametrické teplotné krivky podľa prílohy A Eurokódu 1 [6] platia pre požiarne úseky s podlahovou plochou do 500 m 2, bez otvorov v streche a s maximálnou svetlou výškou úseku 4 m. Vychádza sa z predpokladu, že požiarne zaťaženie v úseku úplne vyhorí. Tento postup by sa mal obmedziť na požiarne úseky s požiarnym zaťažením prevažne celulózového typu. V prílohe A Eurokódu 1 [6] sú uvedené teplotná krivka vo fáze ohrevu a tiež teplotná krivka vo fáze chladnutia, ktorá nie je v tomto článku uvedená. Teplotná krivka vo fáze ohrevu, ktorá zahŕňa aj určenie teplôt vo fáze plne rozvinutého požiaru má tvar: 0,2 t* 1,7 t* 19 t* g ,324e 0, 204e 0, 472 e (15) kde Θ g teplota plynov v požiarnom úseku [ C]; * t t (16) pričom je t čas [h]; b 2 O b 0, c 2 bez rozmeru (17) v hraniciach 100 b 2200, [J.m -2.s -1/2.K]; (18) kde ρ hustota konštrukcií ohraničujúcich požiarny úsek [kg.m -3 ]; c merná tepelná kapacita konštrukcií ohraničujúcich požiarny úsek [J.kg -1.K -1 ]; λ koeficient tepelnej vodivosti konštrukcií ohraničujúcich požiarny úsek [W.m -1.K -1 ]; O otvorový súčiniteľ v hraniciach: 0,02 O 0,20 podľa vzorca: Av heq O [m 1/2 ] (19) At A v celková plocha zvislých otvorov vo všetkých stenách [m 2 ]; h eq vážený priemer výšok okien vo všetkých stenách [m]; A t celková plocha konštrukcií ohraničujúcich požiarny úsek (steny, strop a podlaha, vrátane otvorov) [m 2 ]. Keď sa Γ = 1 približuje sa rovnica (15) normalizovanej teplotnej krivke. Porovnanie veličín potrebných na výpočet teplôt podľa teplotných kriviek Na výpočet teplôt podľa teplotných kriviek uvedených v [5] (ďalej uvádzané ako výpočet podľa národných noriem) a v [6] (ďalej výpočet podľa Eurokódu 1) potrebujeme veličiny uvedené v tabuľke 1. Tabuľka 1 Porovnanie veličín potrebných pre výpočet Výpočet podľa národných STN Výpočet podľa Eurokódu 1 T 0 - počiatočná teplota uvažovaná 20 C S 0 - plocha otvoru v obvodových konštrukciách v m 2 h 0 - vážený priemer výšok otvorov v m S k - povrchová plocha konštrukcií ohraničujúcich požiarny úsek bez plochy otvorov v m 2 λ - súčiniteľ tepelnej vodivosti konštrukcií ohraničujúcich požiarny úsek v W.m -1.K -1 ; ρ - hustota konštrukcií ohraničujúcich požiarny úsek v kg.m -3 ; c - merná tepelná kapacita konštrukcií ohraničujúcich požiarny úsek v J.kg -1.K -1 ; t - čas v min Vo vzťahu (14) priamo zadaná hodnota 20 C A v - celková plocha zvislých otvorov vo všetkých stenách v m 2 h eq - vážený priemer výšok okien vo všetkých stenách v m A t - celková plocha konštrukcií ohraničujúcich požiarny úsek vrátane otvorov v m 2 λ - koeficient tepelnej vodivosti konštrukcií ohraničujúcich požiarny úsek v W.m -1.K -1 ; ρ - hustota konštrukcií ohraničujúcich požiarny úsek v kg.m -3 ; c - merná tepelná kapacita konštrukcií ohraničujúcich požiarny úsek v J.kg -1.K -1 ; t - čas v h Výpočtové predpoklady Teplotné krivky uvedené v [5] a v Eurokódu 1 [6] nie sú totožné, vychádzajú z výsledkov rozdielnych experimentov a sú inak empiricky odvodené. Požiadavky na konštrukcie pri požiarnobezpečnostnom riešení stavby sú stanovené podľa slovenských právnych predpisov a technických noriem, ktoré vychádzajú z teórie uvedenej v [4 a 5]. Požiarna odolnosť 234 Ostrava září 2010

8 konštrukcií môže byť deklarovaná skúškou a klasifikovaná v súlade s STN EN [7] alebo preukázaná výpočtom podľa eurokódov. Vzhľadom na to, že vstupné veličiny pre výpočty sú takmer rovnaké (tabuľka 1) môžeme určité porovnanie výsledkov výpočtov teplôt urobiť. Vo výpočtoch som vychádzal z týchto predpokladov: - požiarny úsek bol zvolený tak, aby vyhovoval podmienkam uvedeným v prílohe A Eurokódu 1 [6]; - v požiarnom úseku boli uvažované rovnaké otvory, menil sa ich počet a tým aj parameter odvetrania F 0 (respektíve F1) a otvorový súčiniteľ O (vzorce pre ich výpočet (10 a 19) sú rovnaké, rozdiel je, že u výpočtu F 0 sa uvažuje plocha konštrukcií bez otvorov, u výpočtu O sa berie do úvahy plocha vrátane otvorov); - otvory boli uvažované iba vo zvislých stenách, bez otvorov v streche; - tepelnotechnické vlastnosti (λ, ρ, c) boli zvolené pre železobetón a neboli menené (pri výpočte teplôt podľa národných noriem sú zohľadnené pri prepočte F 0 na F 1 súčiniteľom k 4, pri výpočte podľa Eurokódu 1 [6] sú zohľadnené priamo vo výpočte teplôt); - výsledky sú prezentované v grafoch krivkou závislosti teploty na čase pre výpočty podľa rovnice (1) v súlade s národnými technickými normami a teóriou uvedenou v [5], krivkou podľa rovnice (15) v súlade s Eurokódom 1 [6] a porovnanie je vykonané aj s normovou teplotnou krivkou podľa rovnice (9); výpočty a grafy boli spracované v programe Microsoft Office Excel. Vstupné údaje pre výpočet a výsledky výpočtov niekoľkých variant v závislosti od zmeny odvetrania Vstupnými údajmi pre výpočty sú: - šírka požiarneho úseku 25,00 m; - dĺžka požiarneho úseku 18,00 m; - svetlá výška požiarneho úseku 3,80 m; - plocha požiarneho úseku 450,00 m 2 ; - otvory v stenách sú okná šírky 3,00 m a výšky 2,10 m; - počty okien uvažované od 3 ks do 20 ks (F 0 od 0,02 do 0,17); - stavebné konštrukcie ohraničujúce požiarny úsek steny i stropy sú železobetónové; - súčiniteľ tepelnej vodivosti stavebných konštrukcií λ = 1,34 W.m -1.K -1 ; - merná tepelná kapacita stavebných konštrukcií c = 840,00 J.kg -1.K -1 ; - hustota stavebných konštrukcií ρ = 2400,00 kg.m -3. Variant 1 Počet okien 3. Plocha okien S 0 = 18,9 m 2 t.j. 5,78 % z plochy stien ohraničujúcich požiarny úsek. Parameter odvetrania F 0 = 0,0226 m 1/2. Otvorový súčiniteľ O = 0,0223 m 1/2. Výsledky výpočtov sú v grafe č. 1. Tvar kriviek teplôt je od 40 minúty takmer rovnaký, krivka teplôt podľa národných STN s teplotami približne o 200 C nižšími ako sú teploty podľa normovej krivky, krivka teplôt podľa Eurokódu 1 s teplotami približne o 260 C nižšími ako teploty podľa normovej krivky. Teplota [ C] Teplota [ C] Teplota [ C] Parameter odvetrania 0,0226 Otvorový súčiniteľ 0, Čas [min] Graf 1 Teplotné krivky pre variant 1 Variant 2 Počet okien 5. Plocha okien S 0 = 31,5 m 2 t.j. 9,63 % z plochy stien ohraničujúcich požiarny úsek. Parameter odvetrania F 0 = 0,0382 m 1/2. Otvorový súčiniteľ O = 0,0372 m 1/2. Výsledky výpočtov sú v grafe č. 2. Tvar kriviek teplôt je takmer rovnaký, krivka teplôt podľa národných STN s teplotami približne o 55 C nižšími ako teploty podľa normovej krivky, krivka teplôt podľa Eurokódu 1 s teplotami približne o 125 C nižšími ako teploty podľa normovej krivky. S narastajúcim parametrom odvetrania F 0 a otvorovým súčiniteľom O sa krivky približujú k normovej krivke teplôt. Variant 3 Počet okien 7. Plocha okien S 0 = 44,1 m 2 t.j. 13,49 % z plochy stien ohraničujúcich požiarny úsek. Parameter odvetrania F 0 = 0,0540 m 1/2. Otvorový súčiniteľ O = 0,0520 m 1/2. Výsledky výpočtov sú v grafe č. 3. Tvary kriviek teplôt sú takmer rovnaké s rozdielmi teplôt do 25 C Parameter odvetrania 0,0382 Otvorový súčiniteľ 0, Čas [min] Graf 2 Teplotné krivky pre variant 2 Parameter odvetrania 0,0540 Otvorový súčiniteľ 0, Čas [min] národná STN STN EN normová národná STN STN EN normová národná STN STN EN normová Graf 3 Teplotné krivky pre variant 3 Ostrava září

9 Variant 4 Počet okien 10. Plocha okien S 0 = 63,0 m 2 t.j. 19,28 % z plochy stien ohraničujúcich požiarny úsek. Parameter odvetrania F 0 = 0,0784 m 1/2. Otvorový súčiniteľ O = 0,0744 m 1/2. Výsledky výpočtov sú v grafe č. 4. Tvary kriviek teplôt sú rovnaké, krivka podľa národných STN a krivka podľa Eurokódu 1 majú teploty približne o 80 C vyššie ako sú teploty normovej teplotnej krivky. Teplota [ C] Graf 4 Teplotné krivky pre variant 4 Variant 5 Počet okien 20. Plocha okien S 0 = 126,00 m 2 t.j. 38,55 % z plochy stien ohraničujúcich požiarny úsek. Parameter odvetrania F 0 = 0,166 m 1/2. Otvorový súčiniteľ O = 0,149 m 1/2. Výsledky výpočtov sú v grafe č. 5. Teplota [ C] Parameter odvetrania 0,0784 Otvorový súčiniteľ 0, Čas [min] Parameter odvetrania 0,166 Otvorový súčiniteľ 0, Čas [min] Graf 5 Teplotné krivky pre variant 5 národná STN STN EN normová národná STN STN EN normová Na začiatku majú krivka teplôt podľa národných STN a krivka teplôt podľa Eurokódu 1 rovnaké teploty, asi o 300 C vyššie ako teploty podľa normovej teplotnej krivky. S narastajúcim časom si krivka teplôt podľa Eurokódu 1 zachováva tvar približne rovnaký ako normová teplotná krivka, ale s teplotami asi o 280 C vyššími. Teploty krivky podľa národných STN postupne klesajú, v 180 minúte sú o 190 C nižšie ako teploty krivky podľa Eurokódu 1 a asi o 90 C vyššie ako teploty normovej teplotnej krivky. Záver Na základe vykonaných výpočtov je možné vysloviť nasledujúce závery: - pre parametre odvetrania a otvorové súčiniteľe o veľkosti 0,02 m 1/2 majú teplotné krivky podobný tvar ako normová krivka len s nižšími teplotami približne o 200 C až 260 C; - so zvyšujúcim parametrom odvetrania a otvorovým súčiniteľom sa krivky približujú k normovej krivke, pri parametri odvetrania okolo 0,04 m 1/2 sú takmer totožné s normovou krivkou; - pri ďalšom zvyšovaní parametra odvetrania a otvorového súčiniteľa majú krivky podľa národných STN a podľa Eurokódu 1 rovnaký začiatok, krivka podľa Eurokódu 1 má rovnaký tvar ako normová krivka, len je posunutá o určité vypočítané teploty; krivka podľa národných STN sa postupne približuje k normovej krivke, v 180 minúte dosahujú na nej teploty približne polovičných hodnôt medzi normovou krivkou a krivkou podľa Eurokódu 1. K obdobným záverom som dospel i pri výpočtoch s otvormi, u ktorých výška otvoru prevyšovala šírku otvoru. Výpočty je možné ďalej skúmať, predovšetkým pri meniacich sa tepelnotechických vlastnostiach stavebných konštrukcií, ale toto už nebolo cieľom tohto článku. Zoznam literatúry [1] Vyhláška Ministerstva vnútra Slovenskej republiky č. 94/2004 Z.z., ktorou sa ustanovujú technické požiadavky na protipožiarnu bezpečnosť pri výstavbe a pri užívaní stavieb. [2] STN Požiarna bezpečnosť stavieb. Spoločné ustanovenia. Časť 1: Požiarne riziko, veľkosť požiarneho úseku. Úrad pre normalizáciu, metrológiu a skúšobníctvo SR, Bratislava., [3] STN Požiarna bezpečnosť stavieb. Spoločné ustanovenia. Časť 2: Stavebné konštrukcie. Slovenský ústav technickej normalizácie, Bratislava., [4] Reichel, Vladimír: Navrhování požární bezpečnosti staveb. Díl I. Edice Zabraňujeme škodám. Svazek 11. Česká státní pojišťovna. Praha [5] Reichel, Vladimír: Navrhování požární bezpečnosti výrobních objektů. Edice Zabraňujeme škodám. Svazek 17. Česká státní pojišťovna. Praha [6] STN EN Eurokód 1. Zaťaženia konštrukcií. Časť 1-2: Všeobecné zaťaženia. Zaťaženia konštrukcií namáhaných požiarom. SÚTN, Bratislava, [7] STN EN Klasifikácia požiarnych charakteristík stavebných výrobkov a prvkov stavieb. Časť 2: Klasifikácia využívajúca údaje zo skúšok požiarnej odolnosti (okrem ventilačných zariadení). SÚTN, Bratislava Ostrava září 2010

10 Termická stabilita poťahových textílií na báze prírodných vlákien Thermal stability of covering textiles on the base of natural fibers Ing. Emília Orémusová, PhD. Technická univerzita vo Zvolene, Drevárska fakulta T. G. Masaryka 24, Zvolen, Slovenská republika Abstrakt Príspevok sa zaoberá termickou stabilitou vybraných druhov poťahových textílií, ktoré predstavujú úvodný kontakt čalúnenej skladby s tepelným zaťažením v prípade možného požiaru. Z tohto pohľadu, ak chceme, aby bol čalúnený nábytok bezpečný, je dôležité, aby bol bezpečný práve poťahový materiál. Testovacou metódou bola termogravimetria podľa STN EN ISO (2000). Testované vzorky boli na báze prírodných vlákien (bavlny a vlny). Kľúčové slová Poťahové textílie, čalúnený nábytok, termická stabilita, termogravimetria, vlna, bavlna. Abstract The article deals with the thermal stability of covering textiles selected types which represent the first contact of upholstery composition with the thermal loading in the case of fire. According to this aspect, if we expect the upholstered furniture to be safe, it is necessary to use safe upholstery material. We used the thermogravimetry by the STN EN ISO (2000) as a testing method. The tested samples were made of natural fibers (cotton and wool). Key words Covering textiles, upholstered furniture, thermal stability, thermogravimetry, wool, cotton. Úvod Čalúnnické materiály, medzi ktoré sa zaraďujú aj poťahové textílie sú typickým predstaviteľom súboru horľavých polymérnych materiálov. Materiály používané pri výrobe čalúneného nábytku ako aj samotná skladba čalúnenia je rizikovou kategóriou z pohľadu protipožiarnej bezpečnosti, hlavne čo sa týka požiarov zapríčinených z nedbanlivosti alebo nevedomosti ľudí (odhodená cigareta na sedačke, horiaca sviečka, ohrievač v blízkosti čalúnenia a pod.). Najlepším prostriedkom proti vzniku požiaru je prevencia. Jednou z jej zložiek je poznanie požiarnych charakteristík materiálov, ktoré vyšpecifikujú vhodnosť použitia materiálov a ich následné aplikácie v praxi. To platí v plnej miere aj pre materiály používané v konštrukcii čalúnnických výrobkov (Orémusová 2008, Navrátil a kol. 2002, Kačíková a kol. 2005). Horľavosť a protipožiarna ochrana polymérnych materiálov má široký spoločenský dosah, pretože polyméry sú v priemysle a v domácnosti najrozšírenejšie horľavé organické látky a s ich využitím sú spojené takmer všetky oblasti ľudskej činnosti (Tureková 2002). Často prispievajú v prípade požiaru k jeho ďalšiemu šíreniu. Preto je nutné zaoberať sa požiarnou bezpečnosťou polymérnych materiálov hlavne pri ich praktickej aplikácii a prijímať účinné preventívne opatrenia. To si vyžaduje poznať ich správanie v jednotlivých fázach horenia a súvislosti medzi týmito javmi a chemickým zložením polymérov (Balog a kol. 2005, Tereňová 2008). Pre hodnotenie horľavosti polymérnych materiálov bol vypracovaný celý rad testovacích metód. Rozšírenou a všeobecne prijímanou metódou hodnotenia termickej analýzy je termogravimetria. Termoanalytické metódy umožňujú s použitím malého množstva vzorky poskytnúť informáciu o termickej stabilite testovaného materiálu (Marková 2005, Bábelová 2005, Coneva 2008 ). Cieľom príspevku je zhodnotiť termickú stabilitu metódou termogravimetrie poťahových textílií na báze prírodných vlákien rastlinných - bavlna a prírodných vlákien živočíšnych - vlna. Tieto textílie patria medzi tzv. štandard v širokej škále rôznorodých poťahov na čalúnený nábytok. Hodnotiacim kritériom bol predovšetkým úbytok na hmotnosti a počiatočná teplota aktívneho tepelného rozkladu vzoriek textílií. Experimentálna časť Testované vzorky Boli testované dve textilie na báze bavlny a dve textílie na báze vlny s rôznymi plošnými hmotnosťami, pričom jedna z vlnených vzoriek bola s úpravou Scotchard. Úprava scotchard znamená tzv. 3-úpravu textílie: hydrofóbna (odolnosť voči vlhkosti) oleofóbna (odolnosť voči mastnote) nešpinivá (odolnosť voči nečistotám). Špina neprenikne do vlákna a možno ju ľahko zotrieť alebo vysať. Úprava je na báze tzv. perfluoralkánov. Podľa výrobcov tieto chemické úpravy sú zdravotne nezávadné a trvalé. Bližší popis vzoriek je uvedený v tab. 1. Tab. 1 Základné údaje o testovaných vzorkách poťahových textílií Vysvetlivky: žv - živočíšne vlákno, rv - rastlinné vlákno Druh vlákna prírodné vlákna žv rv bavlna (ba) bavlna (ba) Pomer zloženia [%] Označ. vzorky Plošná hustota [g.m -2 ] 100 P , P ,47 Vlhkosť [%] Poznámka vlna (vl) 100 P ,59 úprava scotchard vlna (vl) 100 P ,75 Testovacia metóda - termogravimetria TG Metodika bola spracovaná podľa STN EN ISO (2000). Základné pojmy a definície: termogravimetria (TG): postup, ktorým sa meria hmotnosť skúšobnej vzorky ako funkcia teploty alebo času, keď je skúšobná vzorka vystavená kontrolovanému teplotnému programu, TG krivka: termogravimetrická krivka zostrojená tak, že hmotnosť skúšobnej vzorky sa vynesie na os Y a teplota T alebo čas t na os X. Podstata skúšky spočíva v zahrievaní skúšobnej vzorky konštantnou rýchlosťou podľa kontrolovaného teplotného programu a zmena hmotnosti sa meria ako funkcia teploty. Inou alternatívou je, keď sa skúšobná vzorka udržiava pri danej konštantnej teplote a zmena hmotnosti sa meria ako funkcia času v danom časovom úseku. Reakcie, ktoré spôsobujú zmeny hmotnosti skúšobnej vzorky, sú vo všeobecnosti rozkladné alebo oxidačné reakcie alebo ide o vyprchávanie zložky. Zmena hmotnosti sa zaznamenáva ako TG krivka. Ostrava září

11 Zmena hmotnosti materiálu ako funkcia teploty a rozsah tejto zmeny sú ukazovateľmi termickej stability materiálu. Údaje TG krivky je preto možné použiť na zhodnotenie relatívnej termickej stability polymérov rovnakého druhu a vzájomného pôsobenia polymér-polymér alebo polymér-prísada, keď sa použijú merania uskutočnené za rovnakých skúšobných podmienok. Pevné látky môžu byť vo forme práškov, tabliet, granúl alebo odrezkov. Skúšobné vzorky z hotových výrobkov musia byť v takom tvare, v akom sa bežne používajú. Skúšobné vzorky sa musia pred meraním kondicionovať pri (23 ± 2) C a relatívnej vlhkosti (50 ± 5) % podľa ISO 291. Hmotnosť skúšobnej vzorky môže byť nižšia ako 10 mg. Postup sa prispôsobí použitému prístroju a skúšobným podmienkam. Môžu sa použiť dva spôsoby: dynamické podmienky a izotermické podmienky. V práci budú skúšky vykonané v dynamických podmienkach. Skúšobná vzorka sa odváži. Termováhy sa vynulujú. Držiak so skúšobnou vzorkou sa umiestni na temováhy. Zvolí sa rýchlosť prietoku plynu, spustí sa prívod plynu a zaznamená sa začiatočná hmotnosť. Súčasťou programu musia byť začiatočná a konečná teplota, izotermické stupne pri týchto teplotách a rýchlosti ohrevu medzi jednotlivými teplotami teplotného programu. Spustí sa teplotný program a zaznamená sa termogravimetrická krivka. Získané termogravimetrické údaje sa prezentujú vo forme krivky závislosti hmotnostnej zmeny alebo percentuálnej hmotnostnej zmeny od času alebo od teploty. Špecifické teploty a hmotnosti sa určia z TG krivky. Výsledky termogravimetrickej analýzy Termogravimetrická analýza bola uskutočnená na prístroji METTLER TA 50, vyhodnocovaná príslušným softwarom v PTEU Bratislava. Vzorky sa ohrievali plynulým ohrevom rýchlosťou 10 C.min -1 v atmosfére vzduchu v teplotnom rozsahu C. Z experimentálnych meraní boli získané TG krivky, ktoré vyjadrujú percentuálny úbytok na hmotnosti a DTG krivky, (prvá derivácia pôvodnej TG krivky), ktoré vyjadrujú rýchlosť úbytku na hmotnosti, pričom sú charakterizované tzv. píkmi. Tab. 2 Teplotná charakterizácia stupňov rozkladu vzoriek poťahových textílií na báze prírodných vlákien Označ. vzorky Medzistupne rozkladu Teplotný interval [ C] Úbytok hmotnosti Δ m [%] Teplota pri max. rýchlosti úbytku [ C] Píky na DTG krivke zodpovedajú teplotám pri dosiahnutí maximálnej rýchlosti úbytku na hmotnosti vzorky v danom stupni rozkladu. Výsledky termogravimetrickej analýzy sú spracované P mg Rezistentný zvyšok C 600 [%] P1 sušenie ,72 1,05 I. stupeň ,44 338,3 II. stupeň ,65 464,3 P2 sušenie ,5 2,03 0,16 I. stupeň 229, ,27 333,7 II. stupeň 366, ,78 421,6 P3 sušenie 42,1-121,8 5,65 3,23 I. stupeň ,5 38,24 289,3 II. stupeň 387,5-526,0 42,95 462,0 III. stupeň ,0 9,40 557,5 P4 sušenie 43,1-113,7 5,48 3,02 I. stupeň ,5 33,60 285,3 II. stupeň ,5 37,89 441,0 III. stupeň 478, ,60 517,4 2. mg formou tabuliek a obrázkov znázorňujúcich priebeh degradácie vzoriek. Z termogravimetrickej krivky je možné vyčísliť kvantitatívne hodnotenie dejov prebiehajúcich pri plynulom ohreve vzorky. Získané údaje pre všetky vzorky na báze prírodných vlákien sú uvedené v tab. 2, pričom je hrubou farbou označená hodnota píku pre maximálnu rýchlosť úbytku na hmotnosti pre celý teplotný interval (maximum platí nielen pre príslušný stupeň rozkladu vzorky, ale pre celý teplotný rozsah). Krivky termogravimetrickej analýzy vzorky P1 sú znázornené na obr. 1. Z obrázku vyplýva, že vzorka P1, sa pri plynulom ohreve rozkladá v dvoch stupňoch. Úvodný stupeň degradácie predstavuje proces sušenia, odparovanie vody z analyzovanej vzorky a to v teplotnom intervale 44,1-112,7 C. Pri tomto deji nastal úbytok na hmotnosti vzorky 2,72 % C Rate: 10.0 C/min C C + * C + TG METTLER [ C] Obr. 1 TG a DTG krivky vzorky P1 Až nasledujúce procesy I. a II. popisujú termickú degradáciu vzorky, ktorá začína v prípade P1 pri teplote 232,8 C. V I. stupni, ktorý je v teplotnom intervale 232,8-383,2 C dochádza k maximálnemu úbytku na hmotnosti pri teplote 338,3 C, pričom rýchlosť rozkladu vzorky je najvyšia. Δ m pre daný stupeň rozkladu je 62,44 %. V II. stupni v teplotnom intervale 383,2-507,3 je hmotnostný úbytok 33,65 %. Termická degradácia vzorky je ukončená pri teplote 507,3 C, pri ktorej zostal rezistentný zvyšok 1,05 %. Krivky termogravimetrickej analýzy vzorky P2 sú znázornené na obr. 2. Priebeh TG krivky vzorky P2 vyjadruje podobne ako pri vzorke P1 dvojstupňový termický rozklad. Sušenie je v intervale 40,0-102,5 a predstavuje 2,03 % úbytku na hmotnosti. Termická degradácia začína pri 229,8 C a končí pri teplote 463,9 C, čo je takmer o 44 C menej ako je konečná teplota vzorky P2. I. stupeň rozkladu je v intervale teplôt 229,8-366,2 C, v ktorom bol aj maximálny úbytok na hmotnosti (64,27 %) pri teplote 333,7 C. V II. stupni v intervale teplôt 366,2-463,9 C dosiahol úbytok hmotnosti 32,78 %. Rezistentný zvyšok vzorky P2 bol 0,16 %. Krivky termogravimetrickej analýzy vzorky P3 sú znázornené na obr. 3. Termogravimetrické krivky vzoriek P3 a P4 poukazujú na rozdiel od predchádzajúcich vzoriek trojstupňový termický rozklad. Pri vzorke P3 prebieha proces sušenia v intervale 42,1-121,8 C a predstavuje 5,65 % úbytku hmotnosti. V I. stupni v teplotnom intervale 215,7-387,5 C bol úbytok hmotnosti vzorky 38,24 %. Maximálny úbytok na hmotnosti vzorky P3 bol v II. stupni pri teplote 462,0 C v teplotnom intervale 387,5-526,0 C. V III. * C mg/s 238 Ostrava září 2010

12 stupni termického rozkladu v teplotnom intervale 526,0-583,0 C bol úbytok 9,40 % vzorky. Rezistentný zvyšok pri konečnej teplote 583 C bol 3,23 %. P mg 40.0 C 2. mg 68.3 C P mg 42.1 C 5. mg [ C] Obr. 2 TG a DTG krivky vzorky P2 Obr. 3 TG a DTG krivky vzorky P3 Krivky termogravimetrickej analýzy vzorky P4 sú znázornené na obr. 4. Priebeh TG a DTG krivky vzorky P4 je podobný ako pri vzorke P3. Sušenie prebieha v intervale 43,1-113,7 C a úbytok hmotnosti bol 5,48 %. V I. stupni v intervale teplôt 206,6-373,5 C bol úbytok 33,60 %. Maximálny úbytok bol pri teplote 441 C (o 21 C nižšia hodnota ako pri vzorke P3). V II. stupni v intervale 373,5-478,5 C bol úbytok hmotnosti 37,89 %. Tento stupeň je v porovnaní s II. stupňom vzorky P3 v užšom rozsahu teplôt. P4 2. mg mg 43.1 C C Rate: 10.0 C/min C Rate: 10.0 C/min C Obr. 4 TG a DTG krivky vzorky P4 + * + File: Ident: C File: Ident: 1.0 TG METTLER C TG METTLER [ C] Rate: 10.0 C/min C C C File: Ident: * + TG METTLER mg/s mg/s 583,0 C [ C] + * C mg/s C V III. stupni rozkladu, ktorý končí pri teplote 585,1 C bol úbytok hmotnosti 19,6 % a rezistentný zvyšok 3,02 %. Záver Termogravimetria (TG) je dôležitá termoanalytická metóda, ktorá sa používa pri štúdiu priebehu termolýzy a horenia polymérov. Ide o metódu, pri ktorej sa sledujú zmeny hmotnosti zahrievanej vzorky. Podľa spôsobu ohrevu vzorky poznáme izotermickú termogravimetriu (vhodná najmä na sledovanie procesov samozahrievania a samovznietenia) a dynamickú termogravimetriu, pri ktorej sa teplota mení podľa vopred zvoleného programu. Termogravimetriou sa porovnáva predovšetkým termická stabilita najrozličnejších polymérnych materiálov (Tureková 2002). TG analýzou sme získali originálne výsledky zo súboru charakteristík, ktoré sú potrebné poznať pri jednotlivých materiáloch z hľadiska protipožiarnej ochrany. Jednalo sa predovšetkým o počiatočné teploty, konečné teploty termickej degradácie vzoriek, teploty píkov, pri ktorých dochádzalo k maximálnej rýchlosti úbytku na hmotnosti ako aj údaje o rezistentných zvyškoch testovaných vzoriek poťahových textílií. Pri plynulom ohreve vzoriek v dynamických podmienkach počiatočné teploty termického rozkladu testovaných textílií boli nižšie pri vlne, avšak tento rozdiel nebol až taký výrazný (26,2 C). Aj pri bavlne aj pri vlne lepšie odolávali textílie s vyššou plošnou hmotnosťou. Výraznejší rozdiel bol medzi konečnými teplotami (121,12 C), kde vyššie hodnoty dosiahli vlnené textílie podobne ako teploty maxima píkov (rozdiel medzi najvyššou a najnižšou hodnotou bol 128,3 C). Najvyššie hodnoty rezistentných zvyškov dosiahli textílie na báze vlny, pričom väčší zvyšok mala textília s úpravou scotchard. Treba podotknúť, že v celku boli výsledky hodnotiacich kritérií medzi dvoma bavlnenými ale aj dvoma vlnenými vzorkami (i napriek jednej vzorky s úpravou) pomerne vyrovnané. Dôležitý poznatok pre exaktné chápanie procesu horenia poťahových textílií je, že bavlnené textílie sa termicky rozkladajú v dvoch stupňoch, čo sa zhoduje s teoretickými poznatkami horenia polymérnych materiálov. Výnimku tvoria vlnené textílie, ktoré sa termicky rozkladajú v troch stupňoch. Trojstupňový rozklad vlny potvrdzuje Giertlová a kol (2002). Tureková (2002) sledovala termickú stabilitu čistej celulózy. Tieto výsledky sú do určitej miery porovnateľné s priebehom testovaných bavlnených textílií, ktorých chemickú podstatu tvorí taktiež celulóza. Poďakovanie Príspevok vznikol v rámci riešenia projektu VEGA MŠ SR (GD - 1/0436/09). Poďakovanie zároveň patrí pracovníkom Požiarnotechnického a experízneho ústavu MV SR Bratislava za vykonanie termogravimetrie vzoriek. Literatúra [1] Bábelová, E : Kritická teplota rozkladu a reakčné teplo napeňujúceho protipožiarneho nástreku. In. Požární ochrana Sborník přednášek mezinárodní konference. Ostrava: VŠB - TU, s ISBN: [2] Balog, K., Tureková, I., Slabá, I : Stanovenie parametrov vznietivosti polymérnych materiálov. Ostrava: In: Požární ochrana Sborník přednášek. Mezinárodní conference. Ostrava, SPBI s ISBN: [3] Coneva, I : Sledovanie tepelnej degradácie vzoriek celulózových materiálov metódou diferenčnej snímacej kalorimetrie (DSC). In: Ochrana pred požiarmi a záchranné služby [elektronický zdroj]. 3. vedecko-odborná konferencia s medzinárodnou účasťou. Žilina: ŽU v Žiline, FŠI, Katedra požiarneho inžinierstva, 2008, s.24-36, ISBN: Ostrava září

13 [4] Giertlová, Z., Čunderlík, I., Marková, I : Termická degradácia na báze organických vlákien. Zvolen: In: Zborník prednášok z odborného seminára Čalúnnické dni Materiály, konštrukcie a technológie v čalúnnictve. KNDV DF TU vo Zvolene, s ISBN [5] Kačíková, D. A KOL : Materiály v protipožiarnej ochrane. Vybrané kapitoly pre voľný ročník študijného programu Hasičské a záchranárske služby. Zvolen: Technická univerzita vo Zvolene, s. ISBN: [6] Marková, I : Správanie sa vybraných druhov dreva při ich tepelnom zaťažení. In. Požární ochrana Sborník přednášek mezinárodní konference. Ostrava: SPBI, s ISBN: [7] Navrátil,V., Dubnička, Š., Ludrovský, J : Tepelné pôsobenie na čalúnnické materiály. Zvolen: In: Zborník prednášok z odborného seminára Čalúnnické dni Materiály, konštrukcie a technológie v čalúnnictve. KNDV DF TU vo Zvolene, str ISBN: [8] Orémusová, E : Tepelno-fyzikálne charakteristiky vybraných druhov čalúnnických materiálov. Zvolen: Dizertačná práca. TU vo Zvolene s. [9] STN EN ISO Plasty. Termogravimetria (TG). Všeobecné princípy. [10] Tereňová, Ľ : Minerálna vlna z hľadiska reakcie na oheň. In: Požární ochrana XVIII. ročník mezinárodní konference. Ostrava: SPBI, S ISBN: [11] Tureková, I : Vplyv vybraných chemických látok na vysokoteplotnú degradáciu celulózy. Zvolen: Dizertačná práca. TU vo Zvolene 2002, 142 s. Publikace z edice SPBI SPEKTRUM EDICE SPBI SPEKTRUM 44. SDRUŽENÍ POŽÁRNÍHO A BEZPENOSTNÍHO INŽENÝRSTVÍ MILOŠ KVARÁK ZÁKLADY POŽÁRNÍ OCHRANY Základy požární ochrany Miloš Kvarčák Tato publikace si dává za cíl vysvětlit principy vzniku požárů a jejich působení na okolí. Má snahu vysvětlit někdy složité procesy chemie a fyziky související se vznikem a rozvojem požáru pomocí zjednodušených a jednoduchých postupů, sjednotit výklad jevů, které charakterizují požár, formulovat jednoduchá pravidla z hlediska předcházení vzniku požáru a postupů pro případ jeho likvidace. Knihu lze objednat na nebo na tel.: cena 150 Kč 240 Ostrava září 2010

14 Firefighters risk during sanitation of chemical accidents Riziko hasičů během sanace chemických havárií Dušica Pešić, Ph.D. Emina Mihajlović, Ph.D. Sveta Cvetanović, M.Sc. Faculty of Occupational Safety of Nis, University of Nis Čarnojevića 10a, Nis, Serbia Abstract Chemical accidents during the transportation of dangerous substances often occur. Due to their unpredictable nature and location, they represent a threat to people and the environment. Therefore, quick localization and sanitation is needed. In the Republic of Serbia, the first action in the sanitation of chemical accidents is taken by fire brigades. Firefighters are exposed to many dangers during operational plans of rehabilitation of chemical accidents. Depending on the type and characteristics of hazardous substances, dimension of accidents, terrain, weather conditions, etc. fire brigade may be exposed to fire or explosion, poisoning, under the influence of aggressive substances This paper describes the simulation of fire in long vehicle tunnel by using Fire Dynamics Simulator (FDS) with large eddy simulation (LES). The fire gasoline tanker was used for simulation. Influence of the smoke flow and dangerous concentrations of carbon monoxide on firefighters during fighting of fire was analyzed. Key words Chemical accident, firefighters, fire dynamics simulator, tunnel, smoke, carbon monoxide. Abstrakt Během dopravy nebezpečných látek se často vyskytují chemické havárie. V důsledku jejich nepředvídatelné povahy a místa představují hrozbu pro osoby a životní prostředí. Proto je zapotřebí rychlá lokalizace a sanace. V Republice Srbsko provádějí prvou akci v sanaci chemických havárií jednotky požární ochrany. Hasiči jsou vystaveni mnoha nebezpečím během procesu sanace chemických havárií. V závislosti na typu a charakteristikách nebezpečných látek, velikosti havárií, terénu, povětrnostních podmínkách atd. mohou být jednotky požární ochrany vystaveny požáru nebo explozi, otravě, pod vlivem agresivních látek Tento článek popisuje simulaci požáru v dlouhém automobilovém tunelu pomocí Fire Dynamics Simulator (FDS) se simulací velkých vírů (LES). Pro simulaci byl použit hořící cisternový vůz na přepravu benzínu. Byl analyzován vliv toku kouře a nebezpečných koncentrací oxidu uhelnatého na hasiče během hašení. Klíčová slova Chemická havárie, hasiči, simulátor dynamiky požáru, tunel, kouř, oxid uhelnatý. 1. Introduction Systems become more complex in technological, organizational and social aspects from day to day. Complex technological systems, power plants that use hazardous materials, storage of hazardous materials, daily transportation of these materials etc., are possible sources of danger that may jeopardize work safety, human health and lives, material and natural resources. Hazardous substances are substances that during production, processing, transport, handling or storage, release or produce flammable, explosive, toxic, infectious, irritant, corrosive or other dangerous gases, fumes, vapor, mist or dust, as well as harmful emissions in quantities that could endanger human life and health, material resources and the environment, to a lesser or greater distance. Hazardous substances include materials and objects that can be finished, semi-finished or intermediate products, raw materials or waste. In one word, all the substances that are harmful and hazardous and that can cause dangerous or harmful phenomenon for the people and their environment belong to the hazardous substances. A proof that the danger of production and use of various hazardous substances is the the presence of more than types of harzardous substance on the.market of the European Union. 2. The transport of dangerous substances Transportation of dangerous substances consists in their transportation from the producer to the user, or to the place where their further distribution is. Hazardous substances are more likely to occur in road transport comparing to the other forms of transport. Various measures are taken as an attempt for reducing the share of road transport in the total transportation of dangerous substances, at the expense of increasing their transport rail, river and sea routes. Transportation of dangerous substances, such as daily transportation of oil and petroleum products, is always accompanied by the possible danger such as a leak of dangerous substances and, in the best case, only of its spillage on the road. The existence of high risk and unforeseeable consequences that may arise in case of accidents with hazardous materials during their transportation, requires of all participants in the transportation process great responsibility, good training about working with such materials, knowledge of legal regulations and procedures with the constant control and supervision. Safe transportation of dangerous substances is conditioned by knowledge of the physical and chemical characteristics of materials, appropriate storage and transport, containers for the transportation (tanks, barrels, containers, pots, cans, boxes, sacks, bags), and the level of safety in transport and accident. Given the increasing use of dangerous substances, there is a high risk of accidental situations related to their transport. 3. Chemical accident Chemical accident is a unexpected and uncontrollable incidence or series of incidences that occurs during the production process, transport or storage, which leads to the release of certain amounts of hazardous chemical substances in air, water or soil, which may result in endangering human health and life, material resources and effects to the environment. According to OECD data, from 30 to 35 chemical accidents of lesser or greater dimensions happen in the world every day. Taking these facts into consideration, it can be said that chemical accidents, according to their dimensions and adverse consequences can be classified as very dangerous phenomena that threaten the modern world. Ostrava září

15 High risks while using hazardous materials, lie in the possibility of accidents which have the following characteristics: the accident occurs suddenly, often at night and often in the series; they are very unpredictable, given the location, time, type of agents and possible interactions, especially when it comes to the accident in transport of dangerous materials; they are characteristic, because of the possibility of occurrence, the dimensions of possible consequences for human health and the environment, and because the way of sanitation; each accident requires a specific approach to his recovery; the necessary information is often not obtained and equipment for rapid assessment of the type and risk level is not possessed, which increases the vulnerability of space, influence on people, and damage on the environment; immediate response is necessary, since the delay of rehabilitation measures increases the vulnerability and damages; elimination of the consequences and repair of the damage is very time-consuming process and difficult; prevention of accidents requires complex measures of prevention, developed information system and adequate measures for reducing negative consequences. Each chemical accident has certain characteristics so that each accident must be observed separately depending on the type, intensity, consequences and time. Side effects of accidents can be divided into the following categories: dischargeing of hazardous pollutants (toxic substances) into the air, water or soil; explosion that realeses a large amounts of toxic decomposition products into the atmosphere; fire that results in the formation of a toxic gases cloud, particles and other combustion products. 4. Simulation the fire in tunnel Smoke from a fire can not only reduce the visibility and cause slower evacuation, but toxic gases in the smoke can also be fatal to humans. The hazards caused by a fire smoke are more critical in long tunnels that may be densely occupied by vehicles and people at times. Sanitation of fire chemical accident in road tunnel may be especially difficult. The fire accident in a long vehicle tunnel was studied by using a fire of gasoline truck. A 3-D computer model of the tunnel was built and a 3-D Computer Fluid Dynamics (CFD) method was used to simulate the smoke flow in the fire. 4.1 Methodology Computational Fluid Dynamics techniques are increasingly used for studies of fire accidents in tunnels. Turbulence methods commonly used in CFD include Reynolds Averaged Navier-Stokes Equation (RANS) Method, Large Eddy Simulation (LES) and Direct Numerical Simulation (DNS) (McGrattan et al. 2009). Large Eddy Simulation is a CFD method which is capable to predict unsteadiness and intermittency in turbulent flows. It has been recently widely applied to simulate the turbulent pollutant transport in tunnel and fire-induced flow in fire scenarios. In LES, the large eddy turbulence is directly computed, while the small turbulent motions are modeled by Sub-Grid Models (SGM). Fire Dynamics Simulator (FDS), developed by National Institute of Standards and Technology (NIST), solves numerically a form of the Navier-Stokes equations for thermally driven flow. It is now a popular CFD tool in fire related researches, and suitable for simulation of the concentration and flow distribution of fire products. In FDS, all spatial derivatives are approximated by second order finite differences and the flow variables are updated in time using an explicit second order predictor-corrector scheme. FDS is a CFD fire model used to compute the gas density, velocity, temperature, pressure and species concentrations in each control volume. The FDS LES model is widely used in studies of fire-induced smoke transportation and dispersion. FDS solves the basic conservation of mass, momentum and energy equations for a thermally expandable, multi-component mixture of ideal gases. The governing equations are (McGrattan et al. 2009): Conservation of mass: ''' u m b t (1) Conservation of individual gaseous species: ''' Y Yu DY m m b ''', t (2) Conservation of momentum: uuup gfb ij t (3) Transport of Sensible Enthalpy: Dp ''' ''' '' hs hsu q qb q t Dt (4) where ρ the density, u the three components of velocity, u = [u,v,w] T, T the temperature, D α diffusion coefficient, Y α mass fraction of αth species, m m b, the production of species a by evaporating particles, p the pressure, g acceleration of gravity, f b external force vector, τ ij stress tensor, h s q q b q sensible enthalpy, the heat release rate per unit volume from a chemical reaction, the energy transferred to the evaporating droplets, the conductive and radiation heat fluxes, ε the dissipation rate, t time. Combustion model makes use of the mixture fraction, a quantity representing the fuel and the products of combustion. FDS describes the complete reaction as the conversion of fuel to products such that the production rate of each product species is proportional to the fuel consumption rate. This means that for each fuel molecule, fixed amounts of carbon dioxide, vapor, carbon monoxide and soot are formed and these products persist in the plume indefinitely with no further reaction as follows: CHONM x y z a b vo O 2 2 vco CO 2 2 vh2oho 2 (5) v CO v S v N v M CO S N2 2 M Toxic pollutant - combustion products that are formed under observed process are: v xv H v (6) CO2 CO 1- frac S v CO W W F CO y WF vs y W S S CO (7) (8) 242 Ostrava září 2010

16 W H W 1-H W S frac H frac C where v k the stoichiometric coefficient of species k, y k yield of species k, W k the molecular weight of species k. The yields of soot and CO are based on well-ventilated or post-flame measurements. The mixture fraction is defined in terms of the mass fractions of fuel (CxHy) and the combustion products containing carbon: 1 WF WF W F Z (10) I YF YCO2 YCO YS YF xwco2 xwco xws where 1 Y F stands for the fuel mass fraction in fuel stream, Y k mass fractions of the species in the mixture, x the number of carbon atoms in the fuel molecule. 4.2 Model configuration FDS requires the following inputs: geometry of the facility, computational cell size, location of the ignition source, fuel type, heat release rate, material thermal properties and boundary conditions. FDS LES simulation was performed for a road tunnel model with length of 150 m, width of 10 m and height of 5 m. The two ends of the tunnel were both set to be naturally opened with no initial velocity boundary condition specified for these openings. The walls and the floor were set to be of concrete. The tunnel section is shown in fig 1. Fig. 1 Perspective view of the tunnel section In applying LES simulation, the grid size is a key parameter which has to be considered very carefully. For the purposes of this investigation, the grid size in the x-, y- and z- direction was set to be 0.25m. The number of grid cells was 432,000 ( in the x, y and z-direction, respectively). Accidental fires resulting from fuel spills and tank explosions commonly burn as pool fires. Square pool fire (gasoline truck) was set as buoyancy source at the centre of the tunnel. The buoyancy release rate of a fire is generally quantified by its Heat Release Rate per Unit Area (HRRPUA) - Q. The maximum steady heat release rate for this simulation is 5 MW. The conditions of real fire have been defined by parameters SURF ID= FIRE and RAMP_Q= fireramp in input file. Duration of simulation was of 600 s. The simulations have been performed at PC computer with 64 bit CPU Intel Core 2 Duo E6300 (1.86GHz) and RAM of 2 GB Results and discussion Simulation of fire accident was performed for monitoring the temperature in the vertical and horizontal direction. Also, the vertical and longitudinal distributions of carbon monoxide concentration along the tunnel were calculated. (9) The temperature and carbon monoxide concentration were predicted in FDS by DEVC output command Smoke fl ow spread Fire-induced buoyancy and the temperature difference driven draft are the key drivers of the smoke flow. Temperature curves of smoke, at different distances from the fire source (5 m, 14 m, 26 m, 44 m) are shown in Fig. 2. Fig. 2. Temperature curves of smoke during the time As shown in Fig. 2, when the smoke flow has reached a certain value, the temperature resulted in a sudden rise. The carbon monoxide concentrations were calculated at 4 longitudinal positions, at height of 4.5m above the floor. Results of longitudinal distributions of carbon monoxide concentrations are shown in Fig. 3. temperature [ C] temperature [ C] m 14 m 26 m 44 m time [s] Distance [m] Fig. 3. Smoke temperature distribution along the tunnel Carbon monoxide concentration distribution The vertical distribution of carbon monoxide concentration was calculated at 40m away from the fire. Values were recorded at height of 0.5, 1.5, 2.5, 3.5 and 4.5 m above the floor level. The field distribution of carbon monoxide concentration at these heights is shown in Fig. 4. Fig. 4. Field distribution of carbon monoxide concentration Ostrava září

17 The variation in time and vertical distributions of carbon monoxide concentration are shown in Fig. 5. Fig. 5. Vertical distribution of carbon monoxide concentration Analyses of carbon monoxide concentration reveal fluctuating behavior of carbon monoxide with time. As shown in Fig. 5, predicted carbon monoxide concentration reduces with the decrease of the height above the floor. The trend of increase carbon monoxide concentration above the floor level is shown in Fig. 6. concentration CO [ppm] concentration CO [ppm] m 3.50 m 2.30 m 1.50 m 0.50 m time [s] Fig. 6. The trend of increase carbon monoxide concentration Predicted longitudinal distribution of carbon monoxide concentration at height of 4.5 m above the floor, was shown in Fig. 7. The larger distance from the fire source is the lower local carbon monoxide concentration in the smoke flow is. concentration CO [ppm] height [m] Distance [m] Fig. 7. Longitudinal distribution of carbon monoxide concentration along the tunnel 5. Fireman risk in firefighting In the Republic of Serbia, the first action in the sanitation of chemical accidents is taken by fire brigades. Firefighters are exposed to many dangers during operational plans of rehabilitation of chemical accidents. Depending on the type and characteristics of hazardous substances, dimension of accidents, terrain, weather conditions and etc. fire brigade may be exposed to fire or explosion and poisoning by toxic combustion products. Detrimental influence to firefighters health is produced by their exposure to extreme heat and combustion products of burning materials. Firefighters, while fighting fire, are often exposed to extreme heat of 1200 C to 1400 C. The heat effects may be caused by hot air, radiant heat, contact with hot surfaces, etc. The heat exposure effects are heat exhaustion, heat syncope, heat pyrexia and heat cramps. Fire generates products of incomplete combustion. Products of incomplete combustion include, but are not limited to, carbon monoxide (CO), nitrogen oxides (NOx), hydrogen cyanide (HCN) and unburned hydrocarbons (UHC). Toxic smoke products are recognized to be the major cause of death in fire accidents (NFPA 2002). Breathing difficulties can occur due to inhalation of irritant smoke (which also could be very hot), and lead to asphyxia, laryngeal spasm or bronco-constriction. The major asphyxiant gas is carbon monoxide, always present to some extent in all fires, irrespective of the material involved or the development stage of the fire. Low concentration of oxygen (less than 15 %) and very high concentrations of carbon dioxide (greater than 5 %) have asphyxiant effects too. Carbon monoxide is the most important asphyxiant formed in fires (because it is always present irrespective of the materials involved or the stage or type of fire) and is the major cause of death in fires. Effects of carbon monoxide on humans depend on the concentration and duration of exposure: nausea, confusion, loss of consciousness, neurological effects, and even death. The toxic effects of carbon monoxide result from its binding with hemoglobin in the blood, and formation of carboxyhemoglobin. The presence of this substance reduces the amount of oxygen supplied to the tissues in the body, particularly the brain, causing toxic asphyxia. Because hemoglobin s affinity for carbon monoxide is about 200 to 240 times that for oxygen, carboxyhemoglobin levels continue to increase as carbon monoxide is inhaled. The impact of carbon monoxide on the environment and health has been studied extensively. According to the recommendations of the World Health Organization (1987), the maximum permissible exposure level should not exceed 100 ppm for a 15 min timeweighted average (TWA) period, 25 ppm for a lh TWA period, and 9ppm for a 8 h TWA period. It is generally recognized that if the carbon monoxide volume fraction exceeds 700 ppm it becomes dangerous for human. Soot formation during the fire is proportional to heat release rate. Its formation is sign of oxygen deficiency. The black carbon (i.e. soot) is being transported and distributed together with the other combustion products, in the stream of fire pollutants. Smoke particles (i.e. soot) have the longest life time as aerosol. Soot particles decrease visibility, hurt the human eyes, and pose difficulties for evacuation. Density of smoke depends on the soot yield in fire. The results of the simulation confirm that soot yield increase in under-ventilated fires. Burning car or bus typically produces a fire with heat release rate of 5 MW and 20 MW, respectively (Cheng et al. 2002). The tanker carries 30000l of gasoline, corresponding heat release rate of the burning tanker is 450 MW (McGrattan 2005). In this paper, for fire simulation used heat release rate is 5 MW. This means that firefighters may be exposed too much higher temperatures and carbon monoxide concentration during the sanitation of fire chemical accidents. 244 Ostrava září 2010

18 6. Conclusions Statistics has shown that smoke and toxic gases are the most fatal factor in fires. The smoke particle lowers down the visibility. Carbon monoxide is a toxic gas. Fire in a long tunnel, is a special topic in fire-building research, due to its different aspect ratio from normal room enclosures. This paper describes using FDS LES model for simulating fireinduced spreading of smoke and carbon monoxide transportation in a 150m long tunnel. The smoke temperatures and vertical and longitudinal distributions of the carbon monoxide concentration in this tunnel are predicted. Results showed that the carbon monoxide concentration would linearly increase with the height above the floor and exponentially decrease with the distance away from the fire. The results of this study demonstrate that FDS LES model is a quantitative model for predicting the concentration of carbon monoxide distribution field during fire in long tunnels. FDS can be applied in modeling spreading of smoke and distribution of toxic combustion products for fire safety assessment. Namely, by using the FDS it is possible to predict fire dynamics. In this way, the firefighters would be informed about the situation on the accident spot. It would make the distinguishing of fire caused by chemical accidents easier. Eliminating the negative influence on firefighters would also become easier. References [1] Alarie Y. (2002).: Toxicity of fi re smoke, Critical Reviews in Toxicology 32, pp [2] ASTM (2005). Standard guide for statistical evaluation of atmospheric dispersion model performance. American Society for Testing and Materials, Designation D [3] Cheng Y.P., John R. (2002).: Experimental research of motorcar fi re, Journal of China University of Mining & Technology 31, pp (in Chinese, with English abstract). [4] DiNenno P. (1995).: SFPE Handbook of fi re protection engineering, Second edition, Society of Fire Protection Engineering, USA. [5] Jovanović D., Tomanović D. (2002).: Fire Dynamics, Faculty of Occupational Safety, Nis, p 252, (In Serbian). [6] McGrattan K., Hostikka S., Floyd J., Baum H., Mell R.R.W., McDermott R. (2009).: Fire Dynamics Simulator (Version 5.4) Technical reference guide, National Institute of Standards and Technology. [7] McGrattan K.B. (2005). Numerical simulation of the Caldecott tunnel fi re, April 1982, National Institute of Standards and Technology. [8] NFPA (National Fire Protection Association), 2002, The SFPE (Society of Fire Protection Engineers) Handbook of Fire Protection Engineering, NFPA, Massachusetts. [9] Patel, H.C., Mohan Rao, N. and Saha, A. (2006).: Heat exposure effects among fi refi ghters. Indian Journal of Occupational and Environmental Medicine 10, New Delhi, India. [10] Pešić D. (2009).: Dangerous substances risk, Faculty of Occupational Safety, Nis, p 247, (In Serbian). Publikace z edice SPBI SPEKTRUM EDICE SPBI SPEKTRUM 45. SDRUŽENÍ POŽÁRNÍHO A BEZPENOSTNÍHO INŽENÝRSTVÍ DANICA KAÍKOVÁ MIROSLAVA NETOPILOVÁ ANTON OSVALD DREVO A JEHO TERMICKÁ DEGRADÁCIA Drevo a jeho termická degradácia Danica Kačíková, Miroslava Netopilová, Anton Osvald Publikace se zabývá dřevem a jeho použitím z hlediska protipožární ochrany a bezpečnosti. Autoři se zabývají hodnocením dřeva, popisují charakteristiky dřeva, chemické složení, fyzikální a mechanické vlastnosti dřeva za normálních podmínek a při zvýšené teplotě, se zaměřením na protipožární ochranu. Knihu lze objednat na nebo na tel.: cena 70 Kč Ostrava září

19 Alternativní metody pro stanovení osové teploty Fire Plume Alternative methods to detemining axial temperature Fire Plume Ing. Jiří Pokorný, Ph.D. Hasičský záchranný sbor Moravskoslezského kraje Výškovická 40, Ostrava - Zábřeh jiri.pokorny@hzsmsk.cz Abstrakt Sloupec kouřových plynů označovaný jako Fire Plume je charakteristickým jevem rozvíjejícího se požáru. Jednou z nejvýznamnějších charakteristik je jeho osová teplota. Kromě nejobvyklejší metody pro stanovení osové teploty Fire Plume, kterou odvodil Heskestad, lze využít metod řady dalších autorů. Příspěvek prezentuje popis alternativních metod pro stanovení osové teploty sloupce kouřových plynů a výsledky jejich vzájemného srovnání. Závěrem jsou doporučeny vhodné alternativní výpočetní postupy pro stanovení popisované charakteristiky. Klíčová slova Fire Plume, teplota, požár, výpočetní postupy Abstract Column of smoke gasses designated as the Fire Plume is one of the characteristic feature of growing fire. One of its most important characteristics is its axial temperature. Besides the most frequently used method for the determination of the Fire Plume axial temperature which is derived by Heskestad, a number of other methods by different authors can also be used. The article presents a description of the alternative methods for the determination of the axial temperature of the column of smoke gasses, and the results of their comparisons. At the end, I give a recommendations for suitable alternative calculation practices for the determination of the described characteristics. Key words Fire Plume, temperature, fire, computation techniques Úvod Rozvíjející se požár je doprovázen vznikem a rozvojem sloupce kouřových plynů, který je zpravidla označován jako Fire Plume. Předmětem zájmu může být z řady důvodů stanovení teploty vznikajícího kouře. Teplotní analýza kouře a Fire Plume může být z hlediska použitých metod a míry podrobností značně variabilní. Výpočetní metody je možné členit dle obr. 1 [1], [2]. Osová teplota Smoke Plume T osa Bez zohlednění horké vrstvy plynů T sp f(t u) Diferenciace teploty osy Smoke Plume T osa Teplota Smoke Plume T sp Radiální teplota Smoke Plume T osa,r Obr. 1 Teplotní analýza kouře Teplotní analýza kouře Průměrná teplota kumulované vrstvy plynů T v Se zohledněním horké vrstvy plynů T sp = f(t u) Osová teplota Smoke Plume T osa,hvp Teplotní analýza kouře je prováděná zejména z následujících důvodů: návrh zařízení pro odvod kouře a tepla, posouzení účinků teploty na evakuované osoby, posouzení účinků teploty na stavební konstrukce, posouzení účinků teploty na uložené materiály, posouzení účinků teploty na záchranné jednotky. Důvod provádění teplotní analýzy Fire Plume zpravidla určuje také druh teplotní charakteristiky, kterou je nutné stanovit. Schematický popis teplotních charakteristik je patrný z obr. 2. Zóna kouøe Zóna plamene Pøechodová zóna Plamen m f Q k Q Q, r r A, D, P Teplotní pofil T T T osa,r osa osa,max Kumulovaná vrstva kouøe Obr. 2 Fire Plume s popisem teplotních charakteristik Teplota plynů Fire Plume T fp klesá se stoupající výškou sloupce kouřových plynů a radiální vzdáleností mezi osou a jeho okrajovou částí r. Maximální teploty T osa,max je dosahováno v osové části a nejnižších úrovních Fire Plume. Nejnižších teplot T osa,r,min je dosahováno v okrajových částech Fire Plume a jeho nejvyšších úrovních. Teplotní profil proudění plynů ve Fire Plume zachovává charakteristický cylindrický charakter. Pozornost v příspěvku bude dále zaměřena na prezentaci metod pro stanovení osové teploty Fire Plume. V dalších částech příspěvku se předpokládá, že čtenář je seznámen s obvyklým popisem dynamiky rozvíjejícího se požáru členěním na tzv. charakteristické druhy požáru (pomalý, střední, rychlý a velmi rychlý), základním rozdělením Fire Plume na zóny (zónu plamene, přechodovou zónu a zónu kouře) a významem virtuálního počátku Fire Plume. Osová teplota Fire Plume stanovená standardními postupy Nejobvyklejší metodou pro stanovení osové teploty Fire Plume je metoda odvozená Heskestadem, případně McCaffreyem [3], [4]. Rovnici odvozenou Heskestadem lze psát ve tvaru 1/3 T o 2/3 5/3 Tosa Q (1) 2 2 k zz o g cp o Za přijatelnou hodnotu koeficientu přisávání vzduchu α v rovnici (1) lze považovat hodnotu 9,1. Za předpokladu normálních podmínek okolí 1 lze rovnici (1) upravit na tvar 2/3 Qk Tosa 25 5/3 (2) ( z z ) Rovnici odvozenou McCaffreyem lze psát ve tvaru 1 Za normální podmínky okolí je považována teplota okolí T o = 293,15 K, hustota okolního vzduchu ρ o = 1,2 kg.m -3 a měrná tepelná kapacita vzduchu c p = 1,005 kj.(kg.k) -1. T, g 0 T osa, hvp T, T z T T 0,9 2g Q osa 2/5 0 g T, fp fp r osa Q k Q T osa, min osa T osa r A, D, P T osa,max Q r T osa,r,min T, o o z d h z 0 (3) 246 Ostrava září 2010

20 Konstanty pro rovnici odvozenou McCaffreyem jsou uvedeny v tab. 1. Tab. 1 Konstanty pro rovnici odvozenou McCaffreyem Zóna Fire Plume Poměr z.q -2/5 [m.kw -2/5 ] η [-] κ Zóna plamene < 0,08 1/2 6,8 [m 1/2.s -1 ] Přechodová zóna 0,08-0,2 0 1,9 m.[kw 1/5.s] -1 Zóna kouře > 0,2-1/3 1,1 m.[kw 1/3.s] -1 Osová teplota Fire Plume stanovená alternativními metodami Zahraniční zdroje uvádějí řadu dalších metod využitelných pro stanovení nárůstu osové teploty Fire Plume ΔT osa [5]. Obecně lze výpočetní metody popsat následujícími funkcemi n n T f( Q ; z), případně T f( Q z ) (4) osa k Detailnější popis představují rovnice tvaru 2/3 5/3 2/3 5/3 T CQ ( zz ) nebo T CQ z (5) osa k 0 Některé z metod jsou uvedeny v tab. 2. Tab. 2 Alternativní metody pro stanovení nárůstu teploty osy Fire Plume Autor Teplotní nárůst osy Fire Plume ΔT osa [K] Morton a kol. 21,10 Q k 2/3 (z - z 0 ) -5/3 Evans 23,92 Q k 2/3 (z - z 0 ) -5/3 George a kol., Zukoski, Heskestad 25,03 Q k 2/3 (z - z 0 ) -5/3 Yokoi 25,06 Q k 2/3 (z - z 0 ) -5/3 Cox a Chitty 27,38 Q k 2/3 (z - z 0 ) -5/3 Rouse a kol. 30,26 Q k 2/3 (z - z 0 ) -5/3 Alpert 16,90 Q k 2/3 z -5/3 Sheppard (1) 27,50 Q k 2/3 (z - z 0 ) -5/3 ± 33,9 Sheppard (2) 25,80 Q k 2/3 (z - z 0 ) -5/3 ± 41,6 Sheppard (3) 22,60 Q k 2/3 z -5/3 ± 66,5 Srovnání metod pro stanovení osové teploty Fire Plume V následujících odstavcích budou prezentovány výsledky srovnání metod pro stanovení osové teploty Fire Plume odvozených Heskestadem (rov. 1, 2) a McCaffreyem (rov. 3) a alternativních metod uvedených v tab. 2 (principiálně viz také rov. 4, 5). Osové teploty Fire Plume byly srovnávány pro pomalý, střední, rychlý a velmi rychlý rozvoj požáru definované charakteristickými dynamickými konstantami jejich rozvoje, dobu trvání požáru 300, 600 a 900 s, výškami nad povrchem hořlavých materiálů 3, 6, 9 a 12 m, konvektivním poměrem uvolňovaného tepelného toku 80% Q, hustotou tepelného toku 250 kw.m -2 a normálními podmínkami okolí. Výsledky srovnání jednotlivých metod jsou znázorněny na obr. 3 až 6. osa osa k k Teplotní nárst osy Fire Plume T osa [K] 1800, , , , ,00 800,00 600,00 400,00 200,00 0, as [min] Obr. 4 Srovnání metod odvozených Heskestadem, McCaffreyem a metod uvedených v tab. 2 pro střední rozvoj požáru Teplotní nárst osy Fire Plume T osa [K] Obr. 5 Srovnání metod odvozených Heskestadem, McCaffreyem a metod uvedených v tab. 2 pro rychlý rozvoj požáru Teplotní nárst osy Fire Plume T osa [K] 4500, , , , , , , ,00 500,00 0, , , , , , ,00 0,00 Obr. 6 Srovnání metod odvozených Heskestadem, McCaffreyem a metod uvedených v tab. 2 pro velmi rychlý rozvoj požáru Legenda symbolů k obr. 3 až 6: z= 3 m z= 6 m z = 9 m z = 12 m as [min] z= 3 m z= 6 m z = 9 m z = 12 m as [min] z= 3 m z= 6 m z = 9 m z = 12 m 700,00 Teplotní nárst osy Fire Plume T osa [K] 600,00 500,00 400,00 300,00 200,00 100,00 0,00 Obr. 3 Srovnání metod odvozených Heskestadem, McCaffreyem a metod uvedených v tab. 2 pro pomalý rozvoj požáru Ostrava září as [min] z= 3 m z= 6 m z = 12 m z = 9 m Vyhodnocení výsledků získaných srovnáním prezentovaných metod Vyhodnocením výsledků získaných různými metodami pro stanovení osové teploty Fire Plume lze dospět k následujícím závěrům: 247