OSZLOPOK TERVEZÉSE LOKÁLIS TZ ESETÉN
Ez a projekt a Szén- és Acélipari Kutatási Alapból kapott támogatást a 754072. számú támogatási megállapodás alapján. Ez a kiadvány csak a szerzők véleményét tükrözi, és a Bizottság nem tehető felelőssé az abban foglalt információk felhasználásáért. A kiadvány a LOCAFI + RFCS projektek eredményeképpen jött létre, Lokális tűznek kitett függőleges acélelem hőmérséklet vizsgálata, valorizáció címmel. ArcelorMittal B&D (Coordinator) Luxembourg Universitatea Politehnica Timisoara Romania Ulster University UK Tallinna Tehnikaulikool Estonia Instytut Techniki Budowlanej Poland Technicka Univerzita V Kosiciach Slovakia InfoSteel Belgium Miskolci Egyetem Hungary Universidade de Aveiro Portugal Bauforumstahl ev Germany Centre Technique Industriel de la Construction Métallique France Liège Université Belgium Universita Degli Studi Di Trento Italy Univerza V Ljubljani Slovenia Universitat Politecnica de Valencia Spain Stichting Bouwen Met Staal The Netherlands Ceske Vysoke Uceni Technicke V Praze Czech Republic Tampere University of Technology Finland The Steel Construction Institute UK RISE Sweden A következő személyek jelentősen hozzájárultak a kiadvány elkészítéséhez: Phil Francis, SCI Nancy Baddoo, SCI Francois Hanus, ArcelorMittal Christophe Thauvoye, CTICM A kontúrvonalakat a CTICM fejlesztette ki. Fényképek: Hacsak másképpen nem jelezzük, a fényképeket a LOCAFI konzorcium tagjai nyújtják. Ezt a tervezési útmutatót magyarra lefordította Prof. Dr. Jármai Károly, Dr. Kota László és Petrik Máté. A szerzők és a fordítók ezúton is köszönik a Szén- és Acélipari Kutatási Alap pénzügyi támogatását. ISBN 978-963-358-169-8
Tartalomjegyzék oldalszám ELŐSZÓ ii 1 BEVEZETÉS 1 1.1 A tervezési segédlet célja 1 1.2 Az Eurocode-ok 1 1.3 Nemzeti előírások a viselkedésalapú tűzmérnökségre vonatkozóan 2 2 IBEVEZETÉS A TŰZVÉDELMI MÉRNÖKSÉGBE 3 2.1 Tönkremenetel elleni tervezés és a tűzvédelem lehetőségei 3 2.2 Tervezés Eurocode-ok szerint 4 3 LOKÁLIS TŰZEK 8 3.1 Meglévő munkák és beépítésük az Eurocode-ba 8 3.2 Tesztelés és kalibrálás 9 4 OSZLOPOK TŰZTERHELÉSÉNEK ÚJ MODELLJE LOKALIZÁLT TÜZEK ESETÉN 18 4.1 Elvek és alkalmazhatósági területek 18 4.2 Tervezési modellek lokális tűz hőfluxusára 19 4.3 Az acéloszlop részei hőmérsékletének meghatározás 25 5 OSZLOP TERVEZÉS 29 5.1 Ellenőrzés 29 5.2 Terhelés 29 5.3 Ellenállás 30 5.4 Ellenállás számítás VEM analízissel 33 6 IRODALOM 33 A FÜGGELÉK MODELL A TŰZTERHELÉS MEGHATÁROZÁSÁRA OSZLOPNÁL LOKÁLIS TŰZ ESETÉN 36 A.1 Áttekintés 36 A.2 Oszlop a tűz területén kívül 37 A.3 Oszlop a tűz területén belül 46 A.4 Az oszlopelemre jutó teljes hőfluxus 47 B FÜGGELÉK ALKALMAZÁS OSZLOPRA TŰZTERÜLETÉN KÍVÜL 48 C FÜGGELÉK KONTÚR VONALAK 57 ANNEX D TERVEZÉSI PÉLDÁK 82 D.1 Ipari épület 82 D.2 Iroda épület 85 D.3 Fedett autóparkoló 94
1 BEVEZETÉS 1.1 A tervezési segédlet célja A tervezési segédlet bemutatja a lokális tűznek kitett oszlop hőmérsékletének meghatározási modelljét. A megközelítés kapcsolódik az Eurocode-okhoz. Iránymutatás, hogyan lehet meghatározni az acél oszlop ellenállását magasabb hőmérsékleten. A viselkedés-bázisú megközelítés a szerkezet tűzellenállásának meghatározására általában a tűzvédelmi költség csökkenéshez vezet összehasonlítva egy előíró jellegű megközelítéssel. A segédlet a következőket tartalmazza: Általános bevezetés a tűzvédelmi mérnökségbe, mely tartalmazza a tűzlefutás modellezését és a számítási módszereket. Speciális segítség a lokalizált tűzvédelmi tervezésre, mely tartalmazza a LOCAFI Európai Kutatási projekt eredményeit. Új tervezési modell bemutatása lokális tűz esetén. A tervezési eszközök bemutatása, melyek a lokális tűt modellezésére alkalmasak, az egyszerűsített analízistől, mely kontúr görbéket használ a fejlett végeselemes modellekig. Az Eurocode 3 tervezési ellenállás modell bemutatása acél oszlopokra, mely használható, mint hőmérséklet modell, hogy megadja az oszlop ellenállását. Tervezési példák, bemutatva a modell alkalmazhatóságát valós tervezési esetékre. 1.2 Az Eurocode-ok Az Eurocode-ok 10 Európai Szabványt, EN 1990 - EN 1999, jelentenek, melyek közös megközelítéssel adják meg épületek és más építőmérnöki munkák és konstrukciók tervezését. A tűzvédelmi tervezéshez a következő Eurocode-ok kapcsolódnak: EN 1990 Eurocode 0. A szerkezet tervezés alapjai [1] EN 1991-1-2 Eurocode 1. A szerkezetre ható erők. A szerkezetre ható erők tűz esetén [2] EN 1993-1-2 Eurocode 3. Acélszerkezetek tervezése. Általános szabályok. Szerkezetek tűzvédelmi tervezése [3] EN 1994-1-2 Eurocode 4. Vasbeton és beton szerkezetek tervezése. Általános szabályok. Szerkezetek tűzvédelmi tervezése [ 4] Minden Eurocode-hoz tartozik egy Nemzeti Kiegészítés, amely a következőre vonatkozik: Paraméterek értékeinek megadása (nemzetileg meghatározott paraméterek), Megadja melyik tervezési módszert használják, Megadja, hogy egy adott Függelék használható-e? Továbbá a Nemzeti Kiegészítés adhat további irodalmakat, melyek a szabvánnyal szemben nem tartalmaznak ellentétes információkat (non-contradictory complimentary information NCCI) és segítik a tervezőt.a Nemzeti Kiegészítés azon 1 1
szerkezetekre vonatkozik, melyeket az adott országban gyártanak. A Nemzeti Kiegészítések függenek az adott országtól és eltérőek lehetnek. 1.3 Nemzeti előírások a viselkedés bázisú tűzvédelem esetén Megértve az előnyöket és korlátokat a viselkedés bázisú tűzvédelmi mérnökség az elmúlt években tovább fejlődött. Mindenesetre jelentős különbségek vannak Európa szerte a nemzeti építési előírásokra vonatkozóan a tűzvédelem vonatkozásában. Ezért elengedhetetlen, hogy a mérnök tisztában legyen az érvényes előírásokkal abban az országban, ahol a szerkezet található, valamint a megfelelő ellenőrzési és hatósági engedélyeztetési eljárásokkal a tervezési folyamat egyes fázisaiban. Ennek segítésére és az engedélyeztetés megkönnyítésére viselkedés bázisú tűzvédelmi tervezés esetén a szükséges lépéseket a különböző európai országokban információ található az alábbi címen: www.locafi.eu. 2 2
2 BEVEZETÉS A TŰZVÉDELMI MÉRNÖKSÉGBE A tűz az ember életében komoly próbát jelent. Elengedhetetlen, hogy az épületeket úgy tervezzék és építésék, hogy a tüzet, mint hatást figyelembe vegyék, hogy a stabilitását biztosítsák elég hosszú időszakra lehetővé téve az evakuálást a bent lévőknek és megfelelő tűzvédelmi intézkedések megtételét. A tűzvédelmi mérnök alkalmazza a szerkezet tervezésekor a tűzvédelmi szempontokat, biztosítva a személyek biztonságát mindenféle tűzlefolyás esetére. A tűzvédelem széles körű kérdésekkel foglalkozik, többek között: A tűzveszély minimálása elsősorban, A tűz elszigetelése a gyújtóponton, vagyis az épület vagy más szerkezetek más részeihez való terjedésének megállítása, Tűzoltó intézkedések biztosítása, pl. sprinklerek, Tűzvédelem biztosítása a szerkezet számára, így az összeomlás megelőzhető, A tűzzel szembeni emberi reakciók megértése, pl. riasztásokra adott válasz, biztonságos menekülési útvonalak keresése stb. A tűz hatásának minimálására szolgáló védekezések a szerkezet költségeinek jelentős részét képezhetik. A tűzvédelmi intézkedések túlbecsülése gazdaságtalan szerkezethez vezethet. Olyan kiegyensúlyozott megoldás szükséges, amely megfelelő védelmet biztosít a tervezési tűz esetére a minimális költséggel az ügyfél számára. A tűzvédelemmel kapcsolatos további információk a következő kiadványokban találhatók: [5,6,7,8]. Ez a tervezési útmutató egy olyan módszert ismertet, amelynek segítségével becsülhető a hőmérsékleti emelkedés egy oszlopban, amely helyi tűznek van kitéve. Amint a hőmérséklet ismert, az oszlop ellenállása meghatározható. A 2.2 fejezetben leírtak szerint ez a teljesítmény-alapú tűztechnikai megközelítés jelentős tűzveszélyes csökkentést eredményezhet, és ezáltal költségeket jelenthet, szemben az előírást követelő megközelítéssel. 2.1 Összeomlás elleni védelem és a tűzvédelem lehetőségei Az összeomlás megakadályozása a tűzvédelmi tevékenység egyik legfontosabb célja. Az összeomlás hirtelen és katasztrofális stabilitás vesztést jelent a szerkezetnél és az épületben tartózkodó személyek halálát eredményezheti, függetlenül attól, hogy lakók vagy tűzoltók. Az épület összeomlását általában megakadályozza a szerkezeti elemek védelme. A tűzvédelem általában két formában fordul elő: nem aktív (például hővédő lemezek és bevonatok) és aktív (habosodó bevonatok). A felületi tűzvédelem a szigetelést tűztől nagy sűrűségű és alacsony hővezető képességű, erősen szigetelő cementkötésű lapok használatával biztosítja. Cementes részecskék is alkalmazhatók hőszigetelésre felület bevonatként. A habosodó bevonatok olyan festékszerű anyagok, amelyek alacsony hőmérsékleten semlegesek, de összetett kémiai reakció eredményeként 200-250 C hőmérsékleten biztosítják a szigetelést. Ezen hőmérsékletek az acél tulajdonságait nem befolyásolják. A hőmérséklet hatására a festék habosodik és vastag, alacsony hővezetőképességű réteget biztosítanak. 3 3
A hővédő lemezek, a felületre permetezett hőszigetelő, vagy a habosodó festék szigetelő hatása általában arányos a rendelkezésre álló anyag vastagságával. Ezért óvatos megközelítés az, hogy a tűzvédelem nagyobb legyen, mint amire szükség van. Ez azonban növeli a költségeket. Néha sokkal gazdaságosabb egy nagyobb nem védett elemet tervezni, mint egy kisebb védett elemet, mivel a tűzvédelem költségei ekkor megszűnnek. Sok esetben bebizonyosodik, hogy a szerkezet képes megtartani teherbíró képességét a tűzvédelem nyújtása nélkül is. A tűzvédelmi anyag vastagságának megválasztásához figyelembe kell venni a következő tényezőket: (a) A tűz súlyossága és a szerkezeti elem várható hőnövekedése, b) A tűzvédelmi anyag tulajdonságai, c) Az a hőmérséklet, amelynél a védelem szükséges az összeomlás elkerüléséhez, a "kritikus hőmérséklet". A szerkezetek tűzellenállásának meghatározására vonatkozó szabályokat az Eurocode-k tartalmazzák (5. fejezet). 2.2 Tervezés az Eurocode-ok szerint A komplett tűztervezés számos Eurocode kombinált felhasználását igényli. Az EN 1991-1-2 szabvány 2.1. szakasza négy fő lépést tartalmaz a szerkezet tűz tervezésére vonatkozóan: Megfelelő tervezési tűzesetek kiválasztása, A megfelelő tervezési tüzek meghatározása, A hőmérséklet alakulása a szerkezeti elemeken belül, A tűz hatásának kitett szerkezet mechanikai viselkedésének számítása az EN 1993-1-2 szerint acélszerkezetek esetén. 2.2.1 Tervezési tűzesetek Az EN 1991-1-2 szabvány 2.2. szakasza leírja a tűzvédelmi forgatókönyv kiválasztásának folyamatát. A tűzvédelmi tervezés előírásos megközelítése általában magában foglalja a szabványos hőmérséklet-idő görbét. Ez az Eurocode által megadott három névleges hőmérséklet-idő görbe egyike és arra szolgál, hogy a teljesen kialakult kamratűznél az emelkedő hőmérsékletet modellezze (a jelen dokumentum 2.2.2. szakasza). A legtöbb irodaház szerkezete észszerűen szabványos méretű és alakú, és a tűzvédelem előírásszerű megközelítése elegendő. A tűzvédelmi bevonat vastagságát úgy határozzák meg, hogy a normál hőmérséklet-idő görbét a teljesen tűzbeborult tűzkamrára alkalmazzák, ahol a vastagság a kamra méretétől és a tűzállósági követelménytől függ. Bizonyos típusú szerkezetek esetében, mint például repülőterek és más nagy nyitott épületek esetében, a szokásos hőmérséklet-idő tűzgörbe alkalmazása nem mindig megfelelő; a tényleges tűz tulajdonságain alapuló tervezés pontosabb és általában gazdaságosabb terveket eredményez. Ezt teljesítményalapú tűzmérnöki megközelítésnek nevezik, és megköveteli, hogy ismerjük mind az anyagot, amely a tüzet okozhatja, valamint a kamra méretét és a szellőzési jellemzői. A megfelelő tervezési forgatókönyv kiválasztása és a 4 4
modellezési technikák fontosak a tervezés megfelelőségének biztosítása érdekében. 2.2.2 Kamra tűz Teljesen kifejlődött kamra tűz keletkezik, amikor a helyiségben lévő összes éghető anyag egyidejűleg meggyullad, ami a "flashover/lobbanás" pontnál fordul elő. Észszerűen feltételezhető, hogy a kamrában lévő hőmérséklet egyenletes eloszlású. A 2.1 ábra mutat példát a kamratűzre. Fotó engedély: Czech Technical University in Prague 2.1 ábra Kamratűz 2.2.2.1 Szabványos hőmérséklet-idő görbe A kamra belsejében a hőmérséklet időbeli változását az EN 1991-1-2 szabványban megadott standard hőmérséklet-idő görbe segítségével lehet leírni. A görbe csak referencia görbe, és nem szándékozik képviselni semmilyen konkrét tűzeset forgatókönyvet. A legtöbb esetben a tárolt adatokhoz képest nagyon konzervatívnak bizonyult. Nincs megengedve a hőmérséklet csökkenése, amikor elégett az anyag. A standard hőmérséklet-idő görbét a következőképpen fejezzük ki: ahol: (2.1) a gáz hőmérséklete a tűzkamrában az idő, percben mérve 2.2 ábra mutatja a hőmérséklet-idő viszonyát a szabványos tűzgörbe esetén. 5 5
2.2 ábra Szabványos tűzgörbe 2.2.2.2 Más tűz tervezési megközelítések A szokásos hőmérséklet-idő görbe használata általában olyan tűzvédelmi előírásokhoz vezet, amelyek gazdaságilag elfogadhatók a legtöbb hagyományos szerkezet esetében. Egyes tervek azonban részletesebb és realisztikusabb elemzést igényelhetnek, ami csökkentett tervezési hőmérsékletet eredményezhet. A kamratűz súlyosságát számos tényező befolyásolja, többek között: Éghető anyag típusa, sűrűsége és eloszlása, A rekesz mérete és geometriája, Szellőztetés és légáramlás. A kamra hőmérséklet-idő görbéjét alternatív módon a természetes tűzmodellek is meghatározhatják, például a paraméteres hőmérséklet-idő modell (az EN 1991-1-2 A. mellékletben van megadva), egy zóna modell (az EN 1991-1-2 A D melléklet vagy a folyadék dinamikai számítás (CFD) modellje (lásd a 2.2.4 pontot). Ezek a modellek lehetővé teszik a kamra hőmérsékletének meghatározását a karma geometriájának, szellőzési feltételeinek, a rekeszhatárok hőviszonyainak, a tűz növekedési ütemének és a tűzterhelés sűrűségének figyelembevételével. Megjegyzendő, hogy az EN 1991-1-2 A. melléklet nem alkalmazható számos ország nemzeti mellékletében. 2.2.3 Lokális (nem kamra) tüzek A kamra égési forgatókönyv feltételezi, hogy a kamra hőmérséklete egyenletesen emelkedik. A kamráknál ez viszonylag kicsi érték, és a tűzterhelés egyenletes eloszlása esetén ez általában meglehetősen reális is. Azonban, ahogy a kamra nagysága nő, vagy ha a tűzterhelés viszonylag kis területen helyezkedik el, ez a feltételezés egyre inkább konzervatívvá válik. Ezekben az esetekben a hőmérsékletváltozást figyelembe vevő megközelítés jelentősen kevésbé konzervatív eredményt produkálhat, bár a hőmérsékletprofil előállításához szükséges elemzés lényegesen összetettebb. A 3. szakasz fókuszában a helyi tűzmodellekkel végzett elemzés áll. 6 6
2.2.4 Folyadék dinamikai számítás (CFD) A tűz a fizikai jelenségek összetett kombinációját mutatja be, ami azt jelenti, hogy az egyszerű megközelítések nem mindig használhatók a tűztervezéshez kapcsolódó hőmérsékletek pontos meghatározására. Ezekben az esetekben a CFD-n alapuló kifinomult szoftvermodellek biztosítják a tervezőnek a legjobb elérhető megjelenítést. A CFD használható minden elképzelhető tűzeset modelljéhez, beleértve a teljesen kifejlett tüzeket is, a lokális tüzeket, az épületeken kívüli tüzeket stb. A tűz pontos számításához szükséges fizikai jelenségek meghatározása rendkívül nehéz. Különösen a turbulenciát nem lehet teljesen pontosan kiszámítani; ehelyett számos, félig empirikus modellt használnak általában a hatások közelítésére. A lehetséges modellek köre nagy, és az adott helyzethez a legmegfelelőbb modell kiválasztása szükséges. Emiatt a CFD-t jellemzően csak szakember végezheti. A CFD-technikák hatékony bevezetése a tüzek modellezéséhez megtalálható az Útmutató a szerkezetek fejlett tűzbiztonsági tervezéséhez részben [9]. 7 7
3 LOKÁLIS TÜZEK Amint azt a 2. fejezetben tárgyaltuk, a tűztervezésre vonatkozó előírások általában egy teljesen elborított kamrát feltételeznek teljes terjedelmében egyenletes hőmérséklettel. Ez a feltételezés különösen előnytelen nagy kiterjedésű kamráknál. A viselkedés alapú tűzvédelmi tervezés lehetővé teszi a tüzek tényleges viselkedésének figyelembevételét, amelyek akár erősen lokalizáltak is lehetnek. Ilyen esetekben alapvető fontosságú megérteni, hogyan viselkednek a lokalizált tüzek, valamint hogyan hatnak a kamra többi területére. 3.1 ábra Oszlop laboratóriumi tesztje lokalizált tűzben 3.1 Szakirodalom és implementációja az Eurocode-ban A viselkedés alapú lokalizált tűzre kiterjedő tűzvédelmi tervezést az EN 1991-1-2 C melléklete írja le [2]. Ez a melléklet megadja a láng hosszának és hőmérsékletének kiszámításának módszerét a lokalizált tűz csóvájában. Ez a módszer Heskestad [10] és Hasemi [11] munkáján alapul, amely korrelációt állít fel a tűz mérete (hőkibocsátás és átmérő alapján) és egyéb paraméterek között, beleértve a láng magasságát és a tűz belső hőmérsékletét. A mennyezetet elérő tüzek általában sugárirányban radiális irányban terjednek tovább. A modell számításba veszi ezt a karma hőmérséklet eloszlásának számításakor, a 3.2 ábrán látható a két szituáció. 8 8
3.2 ábra Lokalizált tűz legfontosabb leíró paraméterei (bal: a tűz nem éri el a mennyezetet, jobb: a tűz beleütközik a mennyezetbe) Az EN 1991-1-2 C melléklet nem ad meg módszert, amely értékeli a hőmérsékletet és a hőáramot amelyet az adott szerkezeti elem kap adott távolságra a tűzforrástól. Ezenkívül az EN 1991-1-2 C. melléklet szerinti módszer konzervatív módon a láng emisszivitását 1,0-nek adja meg, ami a tesztekhez képest konzervatív eredményt produkál. Az Európai Unió Szén- és Acélipari Kutatási Alapja (RFCS) a LOCAFI projekt keretében vizsgálatokat végzett a C melléklet metodológiájának javítása érdekében lokalizált tűzeseteknél. Számos teszten, majd numerikus és más elemző módszereket felhasználva tettek javaslatokat a módszertan finomítására, korlátainak leküzdésére. A továbbfejlesztett modellt a 4. fejezet ismerteti, részletes leírása az A mellékletben található. A 3.2 fejezet mutatja be a modell kalibrálásához és verifikációjához elvégzett teszteket. 3.2 Tesztelés és kalibrálás Ez a fejezet mutatja be azokat a teszteket, amelyeket a lokalizált tüzek hőmodelljének fejlesztése érdekében végeztek. A részletes leírás a LOCAFI projekt dokumentációban található, ezeket a szövegben hivatkoztuk. 3.2.1 Vizsgálatok a Liège-i Egyetemen A LOCAFI projekt keretében végzett tesztek első csoportját a Liège-i Egyetemen végezték. Összesen 24 egyedi medence tesztet végeztek el. A részletes leírás a LOCAFI project 6-os dokumentációjában található [12]. A vizsgálatokhoz kétféle éghető folyadékot használtak, N-heptánt és dízelt. A teszteket úgy végezték, hogy ugyanazt a hőkibocsátási sebességet (HRR) érjék el. A vizsgálatokat a tűzmedence közepén elhelyezett oszloppal és anélkül is elvégezték. Az oszlop jelenléte nem gyakorolt szignifikáns hatást a hőkibocsátási sebességre (HRR). 9 9
3.3 ábra 2 m átmérőjű teszt medence, jól látható az üzemanyag betápláló mechanizmus (LOCAFI dokumentáció 15 [13] ) Az éghető folyadékot öt különböző átmérőjű medencébe helyezték, 600 millimétertől egészen 2200 milliméter átmérőig. Minden átmérőn N-heptánnal és dízellel is elvégezték a tesztet azonos körülmények között. A 3.2.2 fejezetben leírt tesztekkel ellentétben itt az éghető anyag állandó sebességgel áramlott be a medencébe, ahelyett, hogy tesztet a teljes tüzelőanyag mennyiséggel indítanák. Ez a szabályozó mechanizmus tette lehetővé a hőkibocsátási sebesség (HRR) állandóan körülbelül 500 kw / m² legyen. A hőleadási sebesség a (3.1) képlettel számítható, ahol 675 a tüzelőanyag sűrűsége (kg/m 3 ), a 44000 az égés entalpiája (kj/kg). Ez a képlet megtalálható a LOCAFI D8 dokumentációban [16]. 3.1 mutatja az elvégzett vizsgálatok összesítését. (3.1) 10 10
3.1 Táblázat A Liège-i Egyetemen elvégzett vizsgálatok összesítése Teszt száma Átmérő (m) Tüzelőanyag Mért HRR (kw) 1 0.6 Dízel 185 2 0.6 Heptán 173 3 0.6 Dízel 154 4 0.6 Heptán 149 5 1.0 Dízel 505 6 1.0 Heptán 485 7 1.0 Dízel 474 8 1.0 Heptán 455 9 1.4 Dízel 979 10 1.4 Heptán 950 11 1.4 Dízel 955 12 1.4 Heptán 921 13 1.4 Dízel 979 14 1.4 Heptán 950 15 1.8 Dízel 1620 16 1.8 Heptán 1569 17 1.8 Dízel 1565 18 1.8 Heptán 1515 19 2.2 Dízel 2421 20 2.2 Heptán 2341 21 2.2 Dízel 2365 22 2.2 Heptán 2292 23 Fa 24 Fa 3.2.2 A FireSert-nél végzett tesztek (Ulsteri Egyetem) Összesen 52 tesztet végeztek a FireSertnél az Ulsteri Egyetemen, Észak Írországban. Ezek a vizsgálatok igen sokféle tűzméretet és lokációt öleltek fel. A vizsgálatokat két részre osztották, mennyezet nélkül (3.2) és mennyezettel (3.3). A tesztek részletes leírása a LOCAFI 7-es projektdokumentációban található [14]. 3.2.2.1 Tűzvizsgálat mennyezet nélkül A munka első fázisában 31 tesztet végeztek el (3.2). Az oszlop és a tűz közötti távolság változó volt, hogy különböző tűzterhelési és elhelyezkedési forgatókönyvet megvizsgálhassanak. A tüzelőanyag terhelés változó volt a vizsgálatok folyamán, változtak a tüzelőanyag típusok (dízel, kerozin, farácsok), az átlagos tűzméret (tűzmedencék mérete és száma), valamint a tűz pozíciója. Különböző acéloszlopokat használtak, amely lehetővé tette a különféle alakok és méret variánsok hatásának vizsgálatát a mért hőmérsékletre és a hőáramra. Mérték a különféle tüzelőanyagok HRR értékét az EN 1992-1-2 C melléklet továbbfejlesztéséhez és kibővítéséhez. A hőkibocsátás mért értékei, valamint a tűz méretéből és a tüzelőanyag típus kombinációjából várható hőkibocsátás között eltérés mutatkozott. A numerikus modellezés céljából a mérésekre korrekciót Kellett alkalmazni ahogy azt a LOCAFI 8-9 dokumentáció ismerteti [16]. A 3.2. és a 3.3. táblázat tartalmazza az eredeti mért és a korrigált értékeket. 11 11
3.2 Táblázat A FireSERT-nél elvégzett vizsgálatok összefoglalása (mennyezet nélkül) Teszt száma Tüzelőanyag A medencék átmérője és száma HRR (kw) Mért Korrigált Oszlop O2 - O1 Kerozin 0.7 m 783 503 Oszlop O2 - O2 Kerozin 0.7 m 728 515 Oszlop O2 - O3 Dízel 0.7 m 640 468 Oszlop O2 - O4 Dízel 0.7 m 543 442 Oszlop O2 - O5 Dízel 0.7 m 485 388 Oszlop O2 - O6 Dízel 0.7 m 640 441 Oszlop O2 - O7 Kerozin 0.7 m 658 493 Oszlop O2 - O8 Kerozin 1.6 m 4378 3492 Oszlop O2 - O9 Kerozin 0.7 m 4 3388 2665 Oszlop O2 - O10 Dízel 1.6 m 3617 2725 Oszlop O2 - O11 Dízel 0.7 m 4 2601 2015 Oszlop O2 - O12 Kerozin 1.6 m 3713 2648 Oszlop O2 - O13 Dízel & Kerozin 0.7 m 2 2899 2428 Oszlop O2 - O14 Fa 0.5 m 1944 1433 négyzetes Oszlop I2 - I1 Kerozin 0.7 m 737 529 Oszlop I2 - I2 Kerozin 0.7 m 663 484 Oszlop I2 - I3 Kerozin 0.7 m 692 559 Oszlop I2 - I4 Kerozin 0.7 m 806 637 Oszlop I2 - I5 Dízel 0.7 m 688 578 Oszlop I2 - I6 Dízel 0.7 m 658 513 Oszlop I2 - I7 Dízel 0.7 m 547 466 Oszlop I2 - I8 Dízel 0.7 m 676 484 Oszlop I2 - I9 Kerozin 1.6 m 4762 3750 Oszlop I2 - I10 Kerozin 1.6 m 3894 3200 Oszlop I2 - I11 Kerozin 0.7 m 3 2255 1873 Oszlop I2 - I12 Kerozin 0.7 m 2 1439 1192 Oszlop I3 - I13 Kerozin 0.7 m 736 570 Oszlop I3 - I14 Kerozin 0.7 m 708 525 Oszlop I3 - I15 Kerozin 0.7 m 617 520 Oszlop I3 - I16 Kerozin 0.7 m 2 1335 1114 Oszlop H2 - H1 Kerozin 0.7 m 641 438 Oszlop H2 - H2 Kerozin 0.7 m 610 514 Oszlop H2 - H3 Kerozin 0.7 m 628 458 Oszlop H2 - H4 Kerozin 0.7 m 630 484 Oszlop H2 - H5 Kerozin 0.7 m 2 1425 1106 Oszlop H2 - H6 Kerozin 0.7 m 3 2402 1771 Oszlop H2 - H7 Kerozin 1.6 m 3828 2955 A 3.4 látható a két vizsgálat. A bal oldali képen láthatók a tűz átmérőjét korlátozó folyékony tüzelőanyagot tartalmazó edények. 12 12
3.4 ábra A FireSERT lokalizált tűzek vizsgálati konfigurációja (bal oldal: folyékony tüzelőanyagot tartalmazó medencék, jobb oldal: fa rácsozat) 3.2.2.2 Tűzvizsgálat mennyezettel 21 további esetet teszteltek a második fázisban. Ahogy az első fázisban is a tűz nagysága és pozíciója itt is hasonlóan változott. A teszteket a 3.3 foglalja össze. 3.3 táblázat A FireSERT-nél elvégzett vizsgálatok összefoglalása (mennyezettel) Teszt száma Tüzelőanyag Átmérő HRR (kw) Mért Korrigált Mennyezet - O21 Kerozin 0.7 m 739 563 Mennyezet - O22 Kerozin 0.7 m 759 575 Mennyezet - O23 Kerozin 0.7 m 814 511 Mennyezet - O24 Kerozin 0.7 m 763 607 Mennyezet - O25 Kerozin 0.7 m 476 512 Mennyezet - O26 Kerozin 1.6 m 3653 2885 Mennyezet - O27 Dízel 0.7 m 515 496 Mennyezet - O28 Dízel 0.7 m 397 468 Mennyezet - O29 Dízel 0.7 m 633 490 Mennyezet - O30 Dízel 0.7 m 614 472 Mennyezet - O31 Kerozin 0.7 m 2 1420 1074 Mennyezet - O32 Dízel 0.7 m 2 1185 952 Mennyezet - O33 Fa 0.5 m négyzetes 440 295 Mennyezet - O34 Fa 0.5 m négyzetes 400 273 Mennyezet - O35 Fa 0.5 m négyz. 2 702 666 Mennyezet - O36 Fa 1 1 0.5 m 1410 1870 Mennyezet - O37 Kerozin 0.7 m 4 3215 2506 Mennyezet - O38 Fa 1 1 0.5 m 1788 2253 Mennyezet - O39 Dízel 1.6 m - - Mennyezet - O40 Kerozin 0.7 m - - Mennyezet - O41 Fa 1 1 0.5 m - - 13 13
A 3.5 mutatja a Mennyezet - O38-as tesztet, ahol jól látható a láng mennyezetbe ütközése. 3.2.3 Numerikus modellezés 3.5 ábra A tűz a mennyezetbe ütközik A teszteket alátámasztandó átfogó numerikus vizsgálatok kerültek elvégzésre. A numerikus munka legfontosabb célja a vizsgálati adatbázis extrapolálása a tesztek hatókörén túl eső szituációkra, beleértve az olyan nagy átmérőjű tüzeket, amelyeket már veszélyes lett volna vizsgálni. The Fire Dynamics Simulator (FDS) [15] programot használták a numerikus szimulációkhoz, ez a szoftver számítógépes folyadékdinamikán alapulva (CFD) szimulálja a hőátadást. A 3.6 mutatja az FDS által előre jelzett, valamint a tényleges kísérlet által eredményezett lángot. A tűz dinamikus és változó jelenség, amelyet igen nehéz számításokkal előre jelezni. Az FDS ezért számos bemeneti paramétert igényel, amelyek közül sokan függenek a teszt körülményeitől. A modell paraméterei közé tartozik az égési hatásfok, korom termelődés, sugárzási veszteséghányad, turbulencia modell, turbulencia paraméterek, sugárzási szögek száma. A legfontosabb bemeneti paramétereket a következő fejezetekben ismertetjük. 14 14
3.6 ábra Az FDS lángalak szimulációja és a valós kép összehasonlítása, a FireSERT vizsgálat alapján, Oszlop I2 - I11 [16] 3.2.3.1 Turbulencia modell A turbulencia korrekt reprodukciója (a folyadék nyomásának és sebességének kaotikus változása) a legtöbb CFD probléma alapvetően fontos része. Tűz esetében a a turbulencia általában a láng magasságának és helyzetének időbeli változását eredményezi. A turbulenciával járó fizikai folyamatok reprodukciója meghaladja a jelenlegi számítási modellek képességeit. Ehelyett az olyan programok, mint az FDS globális közelítő algoritmusokat használnak, amelyek különböző előnyökkel és hátrányokkal rendelkeznek a különböző szituációkban, a probléma határfeltételeitől függően. Az FDS 5 relatív régi, de jól megalapozott Smagorinsky modellt használja, míg az FDS 6 lehetővé teszi számos más turbulencia modell használatát, beleértve a dinamikus Smagorinsky modellt, a Vreman és a Deardoff modellt [17] (amely az alapértelmezés). Számos parametrikus vizsgálatot végeztek, hogy feltárják a különböző modellek alkalmazásakor kapott hőmérséklet-változásokat. A tanulmányozták a viselkedést szabályozó paraméterek változásának hatását az egyes modelleket alkotó algoritmusokon. A tanulmány egyik végső következtetése, hogy a Konstans Smagorinsky modell adja a legjobb eredményt a valóságban megfigyelt értékekhez képest, 0.1-es Smagorsky konstans alkalmazása mellett. A CFD megoldásokat alkalmazó tervezőknek tisztában kell lennie azzal, hogy a turbulencia modell kiválasztása jelentős mértékben befolyásolhatja a numerikus eredményeket. 3.2.3.2 Sugárzási hányad A sugárzási hányad mutatja a tűzből hősugárzással felszabadult energia hányadot ellentétben a konvekcióval történő energiafelszabadulással. Az FDS felhasználói kézikönyv 13.1.1-es fejezetében leírtak szerint [15] a sugárzási kibocsátás valódi aránya a láng hőmérséklet és a kémiai összetétel függvénye, egyik sem számítható ki a programmal elég nagy felbontással ahhoz, hogy a pontosság elfogadható legyen. Ehelyett a program egy globálisan kalibrált értéket használ. Alapértelmezésben a sugárzási hányad értéke 0,35, tehát a hő 35%-a sugárzással, 65%-a konvekcióval szabadul fel. A sugárzási hányad egyéb értékeit is vizsgálták, különféle konvektív és sugárzási hő egyensúlyi helyzetekben. A legjobb eredmény az alapértékekkel adódott. 3.2.3.3 Kereszthuzat A numerikus szimulációk általában tökéletesen zárt téren alapulnak, vagyis a levegő függőlegesen felfelé emelkedik és a lángok általában függőlegesek. Valós 15 15
körülmények között ez a feltevés nagyon ritkán igaz, már a legkisebb légmozgás is a láng eldőlését okozhatja. A 3.2.1 és a 3.2.2 fejezetben leírt vizsgálatok többsége jelentős dőlést mutatott, ahogy ezt 3.7 mutatja. 3.7 ábra O36 teszt, jól látható a láng dőlése Bár a vizsgálatok során nem mérték szisztematikusan a láng dőlése jól látható volt Így a szél figyelembevétele alapvető fontosságú volt a magas fokú pontosság eléréséhez a modell kalibrációjakor. 3.2.4 Legfontosabb megállapítások A LOCAFI vizsgálatok nagymennyiségű adatot szolgáltattak olyan konfigurációkról, amelyek jelenleg nem esnek a EN 1991-1-2 C melléklet hatáskörébe. A Liège-i Egyetem vizsgálatai olyan konfigurációkra fókuszáltak, ahol az oszlopot teljesen elborítja a tűz. Megvizsgálták az oszlop jelenlétének hatását a láng magasságára és hőmérsékletére, ezek a vizsgálatok azt mutatták, hogy az oszlop jelenléte magasabb lángot eredményez. Azonban az EN 1991-1-2-ben a lángmagasság és a függőleges tengely mentén előre jelzett láng hőmérsékletek a biztonságos tartományban maradnak oszloppal vagy anélkül az égési zónában és a csóvában (nem égési zóna). Az Ulsteri Egyetem vizsgálatai ellenben olyan konfigurációkra fókuszáltak, ahol az oszlopok a tűzön kívül helyezkednek el. Ezek a vizsgálatok azt mutatták, hogy az EN 1991-1-2-ben a lángmagasság és a tűzforrás függőleges tengelye mentén előre jelzett láng hőmérsékletek a biztonságos tartományban vannak. Ezen túlmenően 16 16
ezek a vizsgálatok nagymennyiségű adatot szolgáltattak a tűzön kívül elhelyezkedő oszlop által kapott hőáram előre jelzésére szolgáló módszer kalibrációjához. A mennyezettel és anélkül végzett vizsgálatok azt mutatták, hogy a szél jelentős hatással bír a hőmérsékletre és a tűz közelében mért hőáramra, míg a tűztől távolabb mért hőáramot nagyrészt nem befolyásolta. 17 17
4 OSZLOPOK TŰZTERHELÉSÉNEK ÚJ MODELLJE LOKALIZÁLT TÜZEK ESETÉN 4.1 Alapelvek és alkalmazási terület A 3. fejezetben leírt vizsgálati program eredményei alapján egy új lokalizált tűzmodell készült. Az új modellt verifikálták a valós tesztekből érkező adatokkal és hőáram mérésekkel szemben és megállapítást nyert, hogy elfogadható, konzervatív eredményt ad minden esetben. A modell legfontosabb koncepciója a tűz diszkretizálása, amely a tűz modellezése egy virtuális tömör alakkal, amely legegyszerűbb formájában hengerekből és gyűrűkből áll, vagy fejlett modellező módszereket használva sima formák alkotják (4.1). 4.1 ábra Lokalizált tűz modellezése hengeres vagy kúpos diszkretizálással A virtuális szilárd lángból érkező sugárzási fluxus a tér bármely pontján kiszámítható a sztenderd sugárzási hőátadás modellezési technikákkal. Ha a fluxus ismert az acél oszlop hőmérséklete tetszőleges pozícióban meghatározható az adott térben. Ha az oszlop a lánggon beül helyezkedik el, a hőmérsékletet főleg a konvektív hőátadás alakítja, míg ha az oszlop a lángon kívül van a hőmérsékletet inkább a sugárzási hőátadás szabja meg (4.2). 4.2 ábra A tűz és az oszlop relatív pozíciója A modell azt feltételezi, hogy a talajon lévő tűz kör formájú és lokalizált tűz esetén az átmérője nem haladja meg a 10 métert, valamint a HRR az 50 MW-ot. Az oszlop által kapott hőáram szintje attól függ, hogy az oszlop a következő négy közül melyik zónában található: 18 18
1) A tűzön kívül, 2) A tűzön belül, 3) A tűzön belül a füst rétegben, 4) A tűzön kívül a füst rétegben, A négy zóna a 4.3 látható. 4.3 ábra Zónák a lokalizált tüzek hatásainak modellezésére A LOCAFI project előtt több modell is elérhető volt állt a 2, 3 és 4-es zónákra, de az 1-es zónára nem állt ilyen modell rendelkezésre Az új modell minden szituációra kiterjed, különösen nagy hangsúlyt fektetve az 1- es zónára, a modell részletesen az A mellékletben található. Az A.2 fejezet leírja a tűzön kívüli oszlopok modelljét, azaz az 1 és 4-es zónát. Az A.3 fejezet leírja a tűzön belüli oszlopok modelljét, azaz a 2 és 3-as zónákat. A legtöbb tűz kúp alakú. A kúp központja azonban a szél hatására mozoghat. Emiatt a 2. és 3. zónát a modell hengerként közelíti, oldalai a tűz széléhez illeszkednek. A 3. és 4. zóna magasságának ajánlott értéke H / 10, de ez az A mellékletben leírtak szerint módosítható. A módszer két globális lépésre oszlik; az incidens hőáramának számítása az oszlop egy szegmensében, majd a szegmens hőmérsékletének kiszámítása. 4.2 Tervezési eszközök a lokalizált tüzek hőáramának modellezésére Az acél oszlopok termikus viselkedését leíró analitikus modell lokalizált tűz esetén igen komplex és nem alkalmas tervezőirodai alkalmazásra. Ez a fejezet négy olyan tervezési eszközt tervezési eszközt mutat be, amely az A mellékletben bemutatott modellt implementálja. 4.2.1 Kontúrgörbék 4.2.1.1 Bevezetés Ez a fejezet a kontúrgörbéken alapuló gyors módszereket ír le a hőáramok számítására. A görbéket az A mellékletben leírt modell generálja, valamint lehetővé teszi a felhasználók számára a hőáram kiszámítását adott helyre részletes számítások nélkül. 19 19
A kontúrgörbék megmutatják a hőáramot függőleges és vízszintes irányban megadott távolságra a tűztől (a tűz átmérőjétől és a HRR-től függően) A 2. zóna hőáramai is szerepelnek a diagramon a Heskestad modell alapján számolva (az A.3 fejezetben leírtak szerint) A C mellékletben a kontúrgörbék számos egyébe esetre is megtalálhatók. 4.2.1.2 Kontúrgörbék használata a tervezésben A kontúrgörbék használatához a tervezőnek a következő egyszerűsítéseket kell tennie: a lépés) A tűz alakját egy körkörös terület reprezentálja, b lépés) Az oszlopot egy négyzetprofilként jelenik meg a modellben (EN 1991-1- 2, G melléklet [2] ), c lépés) Az oszlopot úgy kell elforgatni, hogy a szélesebb oldala merőleges legyen a tűzre a lépés) Ha a lokalizált tűz fő tüzelőanyaga nem körkörösen helyezkedik el, akkor egy olyan körrel kell modellezni, amely egyenlő területet fed le, a kör átmérőjének a kiszámítása a következő (4.1 képlet): ahol: ekvivalens átmérő (m) a lokalizált tűz területe (m²) (4.1) Komplex alakzatoknál vagy 2-nél nagyobb oldalarányú (hosszúság / szélesség) formáknál javasolt, hogy a tűz területének kisebb tüzekre osztása, amelyek könnyebben közelíthetők körkörös területekkel. Az így kapott tüzekből származó fluxust össze kell adni ahogy az A.4 fejezetben szerepel. b lépés) Négyszögletes burkolót kell ráfeszíteni az oszlop keresztmetszetére, függetlenül az eredeti keresztmetszetétől (4.4). Ez a megközelítés összhangban van az EN 1991-1- 2 G mellékletének feltevéseivel. A keresztmetszet geometriájának egyszerűsítésével elkerülhető az olyan komplex jelenségek figyelembevétele, mint például az árnyékhatás (amikor a keresztmetszet egy része árnyékolja más részeit a hősugárzástól). 20 20
4.4 ábra H profilú oszlop modellezése, egy szegmens diszkretizálása c lépés) Az oszlop orientációjának beállítása az oszlopot tűzforrás közepével összekötő vonal (középvonal) figyelembevételével történik (4.5). 4.5 ábra Az oszlop lehetséges tájolási variációi A tervezés során az oszlopot úgy kell elforgatni, hogy a négyszögletes burkoló legszélesebb oldala merőleges a középvonalra, ami a legkonzervatívabb feltételezést képviseli (A eset a 4.5). Az oldalakra vonatkozó számítási pont konzervatívan a tűzre merőleges oldal közepe, lásd a B 1.2 fejezetet. Az x tengely mentén a távolság az oszlop oldalának közepe és a tűz közepének távolsága. Abban az esetben, ha nincs olyan kontúrgörbe, amely megadja az ekvivalens tűz tulajdonságait, a következő legmagasabb HRR értékkel rendelkező kontúrgörbét kell kiválasztani, valamint olyan átmérőt kell kiválasztani, amely konzervatív eredményt ad. Miután a fluxus értékeket leolvastuk a kontúrgörbéről az adott keresztmetszet által kapott átlagos hőáram kiszámítható a 4.2 egyenlet segítségével. A kapott értékek az oldalak szélességének megfelelően súlyozottak. ahol: (4.2) az adott keresztmetszet által kapott sugárzási hőáram 21 21
az adott keresztmetszet 1. oldala által kapott hőáram, a megfelelő kontúrgörbéről leolvasható az adott keresztmetszet 2. oldala által kapott hőáram, a megfelelő kontúrgörbéről leolvasható Konzervatív egyszerűsítésként, a 90 -os oldalak által kapott hőáram 50%-a a 0 -os oldalak által kapott hőáramnak. Az olyan oszlopoknál amelyek oldalai nem merőlegesek a tűzre ahogy ez a 4.5a C esete is mutatja, az oldalak szélességét a 4.6 látható módon korrigálni kell. 4.6 ábra A tűzre nem merőleges oszlopok korrekciója Az eredeti szélességek and. A korrigált szélességek: (4.1) A fluxus a (4.2) egyenletből számítható. (4.2) A kontúrgörbék feltételezik, hogy a láng nem ütközik a mennyezetnek. Ha a láng a mennyezetnek ütközik (az A.2 képlet alkalmazása esetén) a tervezőnek figyelembe kell vennie a 4.3 látható 4-es forró zónát is. A hőáram ebben a zónában az A.21- es képlettel számítható. A legtöbb esetben a hőáram a 4-es zónában nagyobb, mint az 1-es zónában (a kontúrgörbék által lefedett terület). Ezért az oszlopban a legmagasabb hőmérséklet, amelyet az 5-ös fejezet ellenállási számításoknál kell felhasználni, a 4-es zónában lesz. 4.2.2 Táblázatkezelő eszközök Nagyobb pontosság érhető el, ha a számításokat táblázatkezelő használatával végezzük. A táblázatkezelő figyelembe veheti az aktuális nézeti faktorokat a tűz és az vizsgált keresztmetszet oldalai között. Táblázatkezelővel végzett számítási példák a B.9 és a B.11 ábrán láthatók. A hőátadás egy komplex folyamat, a modellezéséhez számos hosszú egyenlet szükséges. Javasolt, hogy a számításokat szakértők végezzék. 22 22
4.2.3 OZone A kézi számításokat végző vagy saját analitikai eszközt fejlesztő tervező számára számos szoftver segédeszközt fejlesztettek, amely a LOCAFI termikus modellt használják. Az egyik ilyen szoftver az Ozone. Az Ozone egy felhasználóbarát szoftver, amely kiszámítja a tűz által okozott termikus hatásokat és a hőmérséklet alakulását szerkezeti acélokban. Az Ozone névleges tűzgörbéket és kétféle természetes tűzmodellt tartalmaz: lokalizált tüzek és kamratüzek. Az Ozone, valamint az ArcelorMittal által fejlesztett tűzzel kapcsolatos egyéb szoftverek megtalálhatók a következő webcímen: http://sections.arcelormittal.com/download-center/design-software/firecalculations.html Kamratüzeknél az Ozone lehetővé teszi az EN 1991-1-2 D mellékletében definiált egy vagy kétzónás tűzmodellek használatát. A zónamodellekben a fő feltevés az, hogy a kamrák további zónákra vannak osztva, amelyek a hőmérsékleteloszlás egyenletes bármely időpillanatban. Egyzónás modellekben a hőmérsékletet az egész rekeszben egységesnek tekinti. Ez a modelltípus teljesen kifejlődött tüzekre érvényes. A kétzónás modell megfelelőbb, ha a tűz korlátozott marad. Ebben az esetben a kétzónás modell jobban reprezentálja a hőmérséklet eloszlást a kamrában, egy forró réteggel a mennyezet közelében és egy hidegebb réteggel alatta. Nyílt térben vagy nagy kamrákban, ahol a lobbanás nem következik be, a szerkezet viselkedését a lokalizált tűzviszonyok között vizsgálni. Az Ozone-ban implementált lokalizált tűzkezelési eljárás a LOCAFI modellen alapszik. Amint azt az 2.1.1 fejezetben tárgyaljuk a fő sugárzásos hőcsere modellben a tűz mint virtuális szilárd láng szerepel, amely minden irányba sugároz. Ennek a számításnak az első lépése meghatározza a lokalizált tüzet reprezentáló virtuális szilárd láng geometriáját és a hőmérsékleteloszlását az idő függvényében. A virtuális szilárd láng alakja lehet hengeres vagy kúpos. A henger alakú láng egy egyszerűbb modell, de általában túlbecsüli a sugárzó hőáramot. Az Ozone kúpos formát alkalmaz a virtuális szilárd láng modellezésére, amelyről kimutatták, hogy pontosabban jelzi előre a hőáramot. Olyan esetekben, amikor a láng magasabb, mint a mennyezet szintje, a henger vagy a kúp magasságának a mennyezet szintjét kell megadni. Valamint egy további sugárzó gyűrűt kell figyelembe venni a hengeren, vagy kúpon kívül, amely a láng terjedését reprezentálja a mennyezet alatt. Az Ozone-ban implementált sugárzási számítások felszíni integrálok használata nélkül történnek (ahogy a SAFIR-ban, lásd 4.2.4 fejezet). Ehelyett a modell az elem alakjának megfelelő konfigurációs tényezőkön alapszik, ahogy az A.9 egyenlet is mutatja. A fluxus külön számítódik a profil kerületét befoglaló doboz 4 oldalára, ennek a fluxusnak az átlagértékét alkalmazzuk az acél keresztmetszetének teljes kerülete mentén. Ez azt jelenti, hogy az árnyékhatást nem vesszük figyelembe. A lokalizált tűz és a kamratűz összekapcsolása lehetővé teszi a sugárzó hőáramok hatásainak kombinációját. Lokalizált tűz esetén a szükséges bemeneti paraméterek a HRR pozíciója, átmérője, kifejlődése az időben, maximum 5 tűzig. 23 23
Természetes tűzmodellek alkalmazása esetén több forgatókönyv is használható. Kamratüzeknél meg kell határozni mind a karma, mind a tűz karakterisztikáját, az EN1991-1-2 E mellékletét, vagy felhasználó által definiált tüzet használva. Ha nincs karma, akkor azt feltételezzük, hogy a lokalizált tűz nyílt területen fejlődött ki. Ha a karma a lokalizált tűzzel együtt definiált, akkor az Ozone kiszámítja a forró és a hideg zóna hőmérsékletét a kamrában, automatikusan figyelembe véve a maximális tűzterületet, amely a lokalizált tüzek területeinek összege. A hőmérséklet számításánál az Ozone három opciót kínál: forró zóna hőmérséklet, lokalizált tűz hőmérséklet, vagy ezek maximuma (a szoftverben Maximum Between Both, azaz maximum a kettő közül) 4.2.4 Végeselem modellek Ha a tervező nagyobb pontosságot szeretne elérni, olyan végeselemes (FE) szoftvereket használhat, mint például a SAFIR vagy az ANSYS. Végeselemes modell használata csökkenti a szükséges egyszerűsítések számát és a következő előnyöket nyújtja: A virtuális láng pontos kúp alakú közelítése, a hengerek és gyűrűk helyett. Az oszlop valós alakja is használható a modellben, beleértve az árnyékhatás figyelembevételét a sugárzásos hőátvitelre. A sugárzó virtuális szilárd láng és az egyes oldalak közötti nézeti faktorok egymástól függetlenül számíthatók. Nem egyenletes hőmérsékleteloszlási profil számátható a teljes keresztmetszeten. Összekapcsolt termikus mechanikus viselkedés vehető figyelembe. Ennek egy példája az aszimmetrikusan hevített oszlop termikus meghajlása. A különböző szoftvercsomagok a modell különféleképpen implementálhatják, különösen a diszkretizálás szintjén. A megvalósítás során felmerülő problémák feltárása érdekében a SAFIR-ban alkalmazott implementáció rövid leírását adjuk közre. A SAFIR kétféle lángformát alkalmaz: hengeres és kúpos. A felhasználó szabadon választhat igényei szerint. A kúpos lángot a 4.7 mutatja. 4.7 ábra Lángalak (balra) és felszíni hőmérséklete (jobbra) a SAFIR szoftverben A SAFIR termikus modellje a hőmérsékletet 2D hőanalízisek sorozatával számítja ki, amelyet a felhasználó által kiválasztott végeselemek minden hosszanti integrációs pontjában elvégez. Ezek az elemek bármilyen térbeli orientációval rendelkezhetnek. 24 24
A hőáram bármely időpillanatban külön számítódik ki a végeselem minden oldalán. Ami azt jelenti, hogy a lokalizált tűzből a végeselemnek ütköző hőáram anizotróp, azok az oldalak, amelyek a tűz felé orientálódnak a legmagasabb hőáramot kapják, míg az ellentétes oldalak egyáltalán nem kapnak hőáramot. Mikor a hőáramot egy lokalizált tűznél kiszámítja egy oldalon, a hőveszteségek automatikusan hozzáadódnak a túlsó oldalhoz, amely feltételezhetően a környezeti hőmérsékleten van. A tűzforrást 0,1 méter azonos mélységű szeletekre osztja. Ez kisebb, mint a kézi számításhoz javasolt 0,5 méteres érték (lásd a A2.1.1 fejezetben). Minden egyes szelet és minden gyűrű 36 szektorra oszlik, 10 fokonként egy. Ezek a felosztások olyan metszetek sorát definiálják, amelyek a tűz külső felületét alkotják. A sugárzási hőáram az egyes metszetekről számítódik ki az adott keresztmetszet minden oldalára. Egy struktúrát egy vagy több lokalizált tűzforrásnak lehet kitenni. Több tűzforrás esetén az egyes tüzekből származó hőáramok összeadódnak. 4.3 Acéloszlop egy szegmense hőmérsékletének meghatározása Ez a fejezet leírja egy oszlop szegmensének hőmérsékletének kiszámítását a kapott fluxuson alapulva. Ahogy az 5 fejezetben leírtaknak megfelelően az egyes szerkezeti elemek megtervezése inkább hőmérséklet értékeket igényel, mint hőáramokat. A hőkibocsátási sebesség (HRR) meghatározható az EN 1991-1-2 E mellékletéből, amely a HRR görbét (lásd 4.8) 3 részre osztja: növekedési fázis, állandó fázis (ha van), ahol a tűz tüzelőanyag vagy szellőzés vezérelt és egy csökkenési fázis. Ilyen görbealakkal a legkritikusabb fázis termikus hatások szempontjából az állandó fázis. 4.8 ábra HRR görbe EN 1991-1-2 E mellékletének megfelelően A tűz a hőkibocsátása időfüggő folyamat, amely azt sugallja. hogy a hőáramot időegységenként kell számítani. Figyelembe véve azt a tényt is, hogy a hőáram változik az oszlop hosszában a számítások száma jelentősen megnő. Ahogy egy szegmens hőáramot kap a tűztől a hőmérséklete emelkedni fog. A tüzelőanyag vezérelt fázisban a hőáram állandó marad, ami azt jelenti, hogy a 25 25
szegmens végül elér egy olyan pontot, ahol a kapott hőáram kiegyenlíti a környezetbe kisugárzott hőáramot. Ez az állandósult hőmérséklet. Ha az adott szegmens nagy térfogatú, akkor az állandósult állapot eléréséhez szükséges idő hosszú lehet. Sok esetben az állandósult állapot eléréséhez szükséges idő hosszabb, mint a tűz időtartama, így az állandósult állapotot soha nem éri el. A tervező konzervatívan feltételezheti, hogy az állandósult állapot mindig bekövetkezik. Ez jelentősen csökkenti a számításigényt mivel a számítás időfüggése megszűnik. Azonban a feltételezés szerint elért állandósult hőmérséklet jóval magasabb lehet, mint a ténylegesen elért hőmérséklet. Azok a tervezők, akik pontosabb elemzés szeretnének figyelembe veszik az időfüggést, amely így valószínűleg költséghatékonyabb tervezést tesz lehetővé. A fejlettebb módszer a továbbiakban inkrementális módszer -ként szerepel, a 4.3.2 fejezetben ismertetjük. A hőmérséklet értékelés javasolt módszere attól függ, hogy milyen pontossággal számítjuk a hőáramlást. A 4.2 fejezetben ismertetett négy módszer mindegyékére a következők javasoltak: A kontúrgörbe számításokhoz a teljes hőáramot az állandósult fázisra adjuk meg. A hőmérsékletet a 4.3.1 fejezetben bemutatott egyenleteknek megfelelően kell kiszámítani. Táblázatkezelővel végzett számításokhoz ajánlott az oszlop adott szegmense által kapott teljes hőáram kiszámítása a következő HRR értékekre: a maximum 25%, 50%, 75% és 100%-a. A hőmérsékletet az inkrementális módszer alapján kell kiszámítani (4.3.2 fejezet). Az Ozone az inkrementális módszer szerint végzi a számításokat. Nincs szükség további bemeneti paraméterekre. Végeselemes szoftver képes kiszámítani mind a hőáramokat, mind a hőmérsékleteket ugyanazon elemzés során. Mivel a különböző szinteken elhelyezkedő szegmensek különböző hőáramokat kapnak így szintről szintre különböző hőmérsékleteloszlás alakul ki. Ezek a különbségek egy hosszirányú konvektív hőáramot eredményeznek, amely az acél hőmérsékletének kiegyenlítésére törekszik a szomszédos szegmensekben. Ennek a hatásnak a figyelembevétele az oszlop 3D modelljét igényli. Számos numerikus elemzés kimutatta, hogy ez a hatás meglehetősen korlátozott és a tényleges hőmérséklet eloszlást megfelelően közelíti egy sor különböző szinteken elvégzett 2D hőelemzéssel az adott szinten érvényesülő határfeltételekkel. 4.3.1 Állandósult állapot módszer A szegmens által kapott átlagos sugárzó hőáram ismeretében az állandósult állapot hőmérséklete könnyen kiszámítható az Eurocode egyenletekből. Mivel a szegmens a tűzön kívül van a konvektív hőcsere a környezeti levegővel (20 C) történik, kivéve kamratűzzel párosulva. Sugárzási hőcsere esetén az adott keresztmetszet elnyel ε hőt, majd kisugározza a környezetébe. A hőegyensúlyi egyenlet tehát a következő: ahol: (4.3) konvekciós hőátadási koefficiens = 35 W/(m²K) az EN 1991-1-2-nek megfelelően 26 26
σ Stefan-Boltzmann állandó 5.6710-8 W/(m²K 4 ) ε relatív hőelnyelő képesség (EN 1993-1-2 szerint az értéke 0.7) az acél hőmérséklete,c Az állandósult állapoti hőmérséklet független a hőáramban lévő szegmens méretétől. Ez az egyenlet iteratív módon oldható meg, ami és közötti kapcsolathoz vezet. Ha feltételezzük, hogy σ és ε ajánlott értékei a 4.5 egyenlet szerintiek, akkor ábrázolható a 4.9 látható módon. 4.9 ábra Az állandósult állapot és a hatást gyakorló hőáram kapcsolata 4.3.2 Inkrementális módszer Miután az incidens hőárama kiszámításra került, az EN 1993-1-2-ben leírt inkrementális módszer alkalmazható az idő-hőmérséklet kapcsolat meghatározására. Az adott keresztmetszet hőmérséklete a ténylegesen elnyelt hőáramtól függ, ami az incidens hőárama és a kisugárzott hőáram különbsége. A ténylegesen elnyelt hőáramot a termikus egyensúlyi egyenlet adja meg amelyből a 4.6 egyenlet egy speciális eset: ahol: (4.4) az adott keresztmetszet által ténylegesen elnyelt hőáram (A mellékletben leírtak szerint) ρ az acél sűrűsége, kg/m 3 az acél fajhője, J/(kgK) a szegmens masszivitási tényezője, m -1 Ebből az egyenletből a hőmérséklet inkrementálisan számítódik Δt lépésekkel (például 60 s) a következő módon: 27 27
ahol: (4.5) a szegmens hőmérséklete t+δt időpontban. Minden jobb oldali időfüggő mennyiséget ki kell értékelni t időpillanatban, mikor a HRR változik az időben. Ez az egyenlet könnyen implementálható Excel táblában. Az Ozone hőmérsékletszámításai ezen a módszeren alapulnak. 28 28
5 OSZLOPTERVEZÉS Az EN 1993-1-2 és az EN 1994-1-2 modelleket ad a tartószerkezeti elem elemek mechanikai ellenállásának és az integritási kritériumok kiértékelésére, amelyeknek meg kell felelniük egy névleges vagy természetes tűzgörbe hatása esetén. Ezek meghatározzák a mechanikai és termikus anyagjellemzők tervezési értékeit a karakterisztikus értékekhez viszonyítva. A karakterisztikus értékek által megadott tervezési értékeket el kell osztani a részbiztonsági tényezővel. Azonban mivel a = 1.0 javasolt értéket minden nemzeti melléklet elfogadja, a termikus tulajdonságok általában nem jelöltek, hogy karakterisztikus vagy tervezési értékek e. 5.1 Ellenőrzés A verifikáció, mint követelmény, t időpillanatban a tűzhatás alatt kifejezhető: (5.1) A indirekt hatások következményét (a szerkezetben a deformációk és a korlátozott hőtágulás által indukált belső erők és nyomatékok) nem kell figyelembe venni, ha a tűzvédelem a szabványos hőmérséklet idő görbén alapul. Más esetekben az indirekt hatásokat akkor nem kell figyelembe venni, ha a hatás elhanyagolható, vagy a tervezési modell peremfeltételei konzervatívak. 5.2 Terhelés Egyszerűsítésként az értéke szerkezeti elem analízishez a következő lehet: ahol: (5.2) a terhelések alapvető kombinációinak tervezési értéke (végső határállapot), EN 1990 szerint a tervezési terhelés csökkentő tényezője Az csökkentő tényező értéke attól függ, hogy az EN 1990 szerinti 6.10 vagy a 6.10a és 6.10b egyenletet használjuk e alapvető kombinációra. Ha az EN 1990 6.10 egyenlet használt az alapvető kombinációra, akkor a csökkentő tényező a következőképpen adható meg: (5.3) Ha a 6.10a és 6.10b egyenletek használtak az alapvető kombinációra, akkor az csökkentő tényező a következő két kifejezés közül a kisebb: (5.4) 29 29
ahol: (5.5) az állandó hatások karakterisztikus értéke a változó hatások karakterisztikus értéke a kedvezőtlen állandó hatások csökkentő tényezője, EN 1990 szerint a változó hatások értékének kombinációs tényezője a változó hatások értékének gyakoriság tényezője Meg kell jegyezni, hogy a csökkentés, a gyakoriság és a kombinációs tényezők nemzeti szinten megadott paraméterek így országról országra változnak. A tervezőknek meg kell bizonyosodni arról, hogy a megfelelő értékeket használják. 5.3 Ellenállás Nem egyenletes hőmérséklet eloszlású szerkezeti elem esetén az ellenállás úgy tekinthető, mint egyenletes hőmérsékleteloszlás esetén, ahol a hőmérséklet a maximális hőmérséklettel egyezik meg a szerkezeti elemben az adott időpontban. A szerkezeti elem hőmérsékletét a 4. fejezetben leírt módszereknek megfelelően kell meghatározni. Az oszlop hőmérsékletét számos magassági szinten meg kell határozni, az oszlop ellenállásának meghatározásához használt legmagasabb hőmérséklettel. A modellezés azt mutatta, hogy a hőmérséklet általában az oszlop magasságának 1/3-ánál less maximális, feltételezve, hogy a láng nem ütközik a mennyezetbe. Ha a láng eléri a mennyezetet, akkor a maximális hőmérséklet valószínűleg a forró zónában less (4.3 4. zóna). 5.3.1 Keresztmetszetek osztályozása A normál hőmérsékleti kialakításnál minden keresztmetszet, amely részben vagy egészben össze van nyomva osztályozva van a keresztmetszet megfelelő tervezési ellenállásának megállapításához. Mivel az acél szilárdsága és rugalmassági modulusa különböző mértékben csökken tűzhatásnak kitéve, a keresztmetszeti osztályozás magasabb hőmérsékleten különbözhet a normál hőmérsékleti tervezési osztályoktól. Azonban ahelyett, hogy minden egyes emelt hőmérséklethez megadnánk a besorolást, egyetlen besorolást végzünk normál hőmérsékleti viselkedés alapján. A besorolás az EN 1993-1-1 szabályai szerint történik, kivéve ahol a tűz állapotához megadott ε értékét az EN 1993-1-2 4.2.2 záradék határozza meg: ahol a folyáshatár 20 C-on. (5.6) 30 30
A 0,85-ös együttható figyelembe veszi az anyag tulajdonságainak változását emelt hőmérsékleten és közelíti:. Lehetséges, hogy egy oszlop magasabb osztályban van tűzben, mint szobahőmérsékleten., például 3. osztály szobahőmérsékleten, 4. osztály tűz esetén. A 4. osztályú keresztmetszetek tűzállóságának kiszámítására vonatkozó szabályokat az EN 1993-1-2 [3] tartalmazza. A témához kapcsolódó további viták nem tartoznak ezen útmutató hatálya alá. 5.3.2 Kihajlási ellenállás Az 1, 2 vagy 3 osztályú oszlopok tervezési kihajlási ellenállását egyenletes hőmérsékleten t időpillanatban a normál hőmérsékleti tervezéshez hasonlóan kell megadni, de a magasabb hőmérsékleten csökkentett tulajdonságokkal. A tervezési ellenállást az EN 1993-1-2 4.2.3.2 záradéka definiálja: (5.7) A kihajlási ellenállás csökkentési tényezője az alacsonyabb érték az y-y és a z-z tengelyeken, a következőképpen határozható meg: ahol: ahol: (5.8) (5.9) (5.10) Az egyenértékű karcsúság egyenletes hőmérsékleten: ahol: (5.11) az oszlop keresztmetszetének területe az acél szilárdságának hőmérsékletfüggő csökkentési tényezője az acél rugalmassági modulusának hőmérsékletfüggő csökkentési tényezője az acél folyáshatára az egyenértékű karcsúság normál hőmérsékleten 31 31
A és a csökkentési tényezők hőmérsékletfüggőek. A numerikus értékek az EN 1993-1-2 [3] mutatja és az 5.1 láthatók. 5.1 ábra Csökkentési tényezők a szénacél feszültség-törés kapcsolatához emelt hőmérsékleteken 5.3.3 Kihajlási hossz Az EN 1993-1-2 2.3.2(3) záradék azt ajánlja hogy az egyenértékű karcsúság értékét a normal hőmérsékleti tervezéshez hasonlóan kell meghatározni, azzal a különbséggel, hogy merevített kereteknél a kihajlási hossz figyelembe veszi a végzárást, ahogy az 5.2 látható, feltéve hogy az épület minden szintje külön tűzkamrából áll és a rekeszhatárok tűzállósága nem kisebb mint az oszlop tűzállósága. Mivel a további oszlopok sokkal merevebbek, mint a tűzkamrában lévő oszlopok feltételezzük, hogy a hevített oszlop végeinek hőtágulása hosszirányban korlátozott. Bracing system Reduction factor 1 0.8 0.6 0.4 0.2 0 k p, k E, k y, 0 200 400 600 800 1000 1200 Temperature [ o C] l fi =0,7L l fi =0,5L 5.2 ábra A tűzben lévő oszlopok kihajlási hossza 32 32
5.4 Ellenállás számítás FE elemzéssel Az 5.3. pontban leírt mechanikai modell alternatívájaként az oszlop ellenállását FEanalízissel is meg lehet határozni. A tervező által választott FE szoftvernek képesnek kell lennie egy "csatolt" elemzés elvégzésére, ahol az elemzés termikus és mechanikai összetevőit egyidejűleg számítják ki. A hőelemzést egy olyan megoldóval kell végrehajtani, amely képes kiszámítani a kibocsátó "szilárd láng" által kapott hőáramot. A láng alakját az A.2 szakaszban bemutatott egyenletek szerint határozzák meg. CFD képességek nem szükségesek. Ezt részletesebben az A.2.1.1. tartalmazza. Az elemzés mechanikai részében nemlineáris anyagmodell ajánlott. A felhasználó preferenciájától függően a gerendaelemek vagy héjelemek használhatók. Mindkét esetben ügyelni kell arra, hogy a kezdeti alakpontatlanságok hatásait figyelembe vegyék. Az FE modellezésre vonatkozó további útmutatás az EN 1993-1-5 C mellékletben található [18]. A 1 EN 1990 (2002): Eurocode 0: Basis of structural design 2 EN 1991-1-2 (2002): Eurocode 1: Actions on structures - Part 1-2: General actions - Actions on structures exposed to fire 3 EN 1993-1-2 (2005): Eurocode 3: Design of steel structures - Part 1-2: General rules - Structural fire design 4 EN 1994-1-2 (2005): Eurocode 4: Design of composite steel and concrete structures - Part 1-2: General rules - Structural fire design 5 Wang, Y., Burgess, I., Wald, F. and Gillie, M. (2012) Performance-Based Fire Engineering of Structures, CRC Press. Taylor & Francis Group 6 Lennon, T. (2011) Structural Fire Engineering,, ICE Publishing 7 Franssen, J. M. and Vila Real, P. (2015) Fire design of steel structures, 2 nd Edition, ECCS Eurocode Design Manuals, Wiley VCH 8 Simms, W.I. (2012) Fire resistance design of steel framed buildings. P375, The Steel Construction Institute 9 Guide to the advanced fire safety engineering of structures (2007), Institution of Structural Engineers. 10 Heskestad, G. (1972) Similarity relations for the initial convective flow generated by fire, ASME Paper 72-WA/HT-17. 11 Hasemi, Y. and Tokunaga, T. (1984) Flame geometry effects on the buoyant plumes from turbulent diffusion flames, Fire Science & Technology 4(1):15-26 12 Franssen, J.M. and Scifo, A. (2013) LOCAFI D6: Description of all parameters that characterise the tests - ULg. (Part of Temperature assessment of a vertical steel member subjected to Localised Fire RFCS project) 13 Nadjai, A. and Sanghoon, H. (2016) H, LOCAFI D15: Background document of the methodology Ulster. (Part of LOCAFI RFCS project) 33 33
14 Nadjai, A. and Sanghoon, H. (2013) LOCAFI D7: Report of all detailed experimental data gathered during localised fire tests - Ulster (Part of LOCAFI RFCS project) 15 Fire Dynamics Simulator (FDS) (2017), FDS User's Guide, FDS Version 6.5.3, https://pages.nist.gov/fds-smv/ 16 Thauvoye C., (2013) LOCAFI D8-9 Numerical simulation of tests, (Part of LOCAFI RFCS project) 17 Fire Dynamics Simulator (FDS) (2013), FDS Technical Reference Guide, Volume 1: Mathematical Model, https://pages.nist.gov/fds-smv/ 18 EN 1993-1-5(2006): Eurocode 3: Design of steel structures Part 1-5: Plated structural elements 19 Vassart, Olivier et al., (2014) Eurocodes: Background and applications. Structural fire design. Worked examples. EUR Scientific and Technical Research Reports. Publications Office of the European Union. (Available from: https://ec.europa.eu/jrc/en/publication/eur-scientific-and-technical-researchreports/eurocodes-background-and-applications-structural-fire-design-workedexamples ) 34 34
35
HELYI TŰZTERHELÉSNEK KITETT OSZLOP SZÁMÍTÁSI MODELLJE A 3.2 alfejezetben bemutatott vizsgálati bizonyítékok egy analitikus méretezési és ellenőrzési számítási eljárás kifejlesztéséhez vezetett, amely meghatározza a kialakuló hőáram és hőmérséklet-növekedés értékét helyi, lokális tűz esetén. A számítási modell ebben az A mellékletben található. A hővezetés és hősugárzás fizikája miatt a modell meglehetősen összetett, ezért nem várható el, hogy a tervezők kézi számítással kíséreljék meg alkalmazni a modellt, bár táblázatos módszerrel megvalósítható. Ehelyett különböző egyszerűsített megközelítéseket fejlesztettek ki, melyet a 4. szakasz tartalmaz. A.1 Áttekintés Lokális tűz esetén az oszlop hőmérséklete az alábbiakban ismertetett módszerrel írható le. Az eljárás az oszlop egy szegmensének hőmérsékletét határozza meg adott magasságban, és ez a számítás többször alkalmazható, bármilyen magasságban a hőmérsékletprofil létrehozása érdekében. A módszer két nagyobb lépésre oszlik: először a hőáram, majd a szegmens hőmérsékletének számítására. Az eljárás kör alakúnak feltételezi a földön lévő tűz alakját, és csak olyan tüzek esetén alkalmazható, amikor az átmérő nem haladja meg a 10m, a hőkibocsátási sebesség (HRR) pedig az 50MW értéket. Amennyiben a tűz alakja nem kör alakú, abban az esetben egy olyan átmérőjű körrel kell modellezni, amelynek területe egyenlő az eredeti területtel. Ennek az egyenértékű körnek az átmérője az (A.1) összefüggéssel számítható: ahol: egyenértékű átmérő (m) (A.1) lokális tűz területe (m²) Az alkalmazási területek a 4.3. ábrán láthatók. Az A.2. alfejezet a tűzön kívüli oszlopok modelljét mutatja be (1. és 4. zóna), míg az A.3. alfejezet a tűzterületen belül elhelyezkedő oszlopokat (2. és 3. zóna). 36
A.2 Tűzterületen kívüli oszlopok A lokalizált tűz által okozott lángok főleg radiatív hőáramással hatnak az oszlopra, ha az oszlop nincs bevonva. A láng alakja és az oszlophoz viszonyított helyzete erősen befolyásolja az oszlop által elnyelt hő mennyiségét. A kamra térfogatának többségénél a tűzterületen kívüli konvektív hőátadás elhanyagolható mértékű. Azonban ez a ez a feltételezés nem érvényes a mennyezet alatt terjedő füstrétegre. Helyi tűz esetén a füstréteg magassága általában kicsi a fülke magasságához képest. Ha vannak olyan akadályok, amelyek akadályozzák a füst mennyezet alatti áramlását, akkor a füstréteg magassága ( ) az akadályok geometriai jellemzőiből származtatható (általában az oszlopok mélységéből). A gyakorlatban a mennyezet magasságának 10%-a ajánlott. Különböző összefüggések vonatkoznak a hőáramok előre jelzésére, attól függően, hogy a vizsgált helyszín a füstrétegen kívül vagy belül található (lásd. A.2.1 és A.2.2 szakaszokat). A.1.1 Füstrétegen kívüli oszlop A számítás 3 lépésre tagolódik: (a) A tűz felületének geometriai modellalkotására, (b) A láng hőmérsékletének számítására, (c) Az oszlop egy szegmensének radiatív hőáramlásának megállapítására. A konvektív hőátadást elhanyagoljuk, és a sugárzásos hőáramot pedig szilárd lángként modellezzük, vagyis a láng szilárd felületnek tekinthető, ami az oszlop felé sugározza a hőt. A.1.1.1 A szilárd láng felszínének geometriája Az első lépés a láng felületének felépítése. Kúpos alakot célszerű feltételezni, melyet hengerek (függőleges felületek) és körgyűrűk (vízszintes felületek) alakítanak ki, egyre csökkenő átmérővel (A.1. ábra). A.1. ábra: A szilárd láng modellje (bal) és geometriai részletei (jobb) A láng magasága az EN 1991-1-2 szabvány C mellékletének összefüggésével számítható [2] : Ahol: (A.2) 37
a tűzforrás átmérője (m) a tűzforrás hőkibocsátási sebessége (W) Az sugár értéke a magasságnál: (A.3) A modell használatának egyszerűsítése érdekében a hengerek számát korlátozzuk. A 0,5 m-es magasság jó egyensúlyt biztosít a használhatóság és pontosság között, ezért ez az érték ajánlott. Egy nagyon biztonsági megközelítés szerint a henger mélysége egyenlő a lángmagassággal. Ilyen esetben a szilárd láng két részre csökken: egy henger egy lemezzel a tetején (átmérő = ). A.1.1.2 A láng hősugárzási tulajdonságai és hőmérséklete A második lépésben a láng hősugárzási tulajdonságait és a szilárd láng hőmérsékletét kell kiszámítani. A láng tengelyének magasságában (A.2. ábra) lévő henger és gyűrű hőmérséklete állandó és értéke: Ahol egy virtuális középpont: (A.4) (A.5) Ezek az összefüggések az EN 1991-1-2 szabvány C.2 és C.3 összefüggései. A szakasz hossza megegyezik annak a szakasznak a hosszával, ahol a gázok hőmérséklete a láng tengelye mentén elérik az 520 C-os hőmérsékletet (az A.4 összefüggés alapján). Fontos megjegyezni, hogy a hőkibocsátási sebesség az időben változó mennyiség, vagyis a láng és a hőáramok a tűz alatt változnak. Figyelembe lehet venni azt az esetet is, amikor a tűz nem a talajon található, hanem valamilyen magasságban ( ), ilyenkor értékét értékkel kell helyettesíteni. A.2. ábra: Henger z i Körgyűrű z i Henger z 1 Körgyűrű z 1 Henger z 0 A láng egyszerűsített modellje hengerek és gyűrűk alkalmazásával A.1.1.3 Radiatív hőáram az oszlop egy szegmensében Első lépésben az oszlop keresztmetszete négyszög keresztmetszetként modellezendő, függetlenül az eredeti keresztmetszettől (A.3. ábra). Ez a megközelítés összhangban van az EN 1991-1-2 G mellékletének feltevéseivel. Az 38
összetett keresztmetszet geometriák megszüntetésével kiküszöbölhetők a komplex jelenségek, mint például az árnyékhatás (amikor a keresztmetszet egy része leárnyékolja a többi részét a hősugárzással szemben). Az oszlop magasságú szegmensekre van felosztva, és a hőáramot a szegmens miden oldalára ki kell számítani, majd venni ezeknek az átlagértékét. A.1. ábra Egyenértékű téglalap alakú tag I-tartó egyszerű és összetett modellje az oszlop diszkrét modellje Felület Mivel feltételeztük, hogy az egyes szegmensek felületén állandóan változik a hőmérsékletet, a hűsugárzásból származó hőáram egy olyan konfigurációs tényező alkalmazásával történhet, ami egy adott sugárzó felületet elhagyó teljes hőáram és egy adott hőelnyelő felületre érkező hőáram hányadosát méri. Az értéke függ a hősugárzó felület nagyságától, a távolságától a hősugárzó felülettől és a közöttük lévő szögtől. Léteznek analitikus összefüggések különböző alkalmazási területekre, például a szilárd lángra vonatkozva. Egy infinitezimális sík és egy véges henger között értelmezhető konfigurációs tényező értékét az A.6 összefüggés adja. A geometriai paramétereket az A.4-es ábra mutatja. Ahol: Ahol: (A.6) 39
A.2 ábra Infinitezimális sík és véges henger között értelmezett geometriai kifejezések A felületről származó és a hengeren elnyelt hőáram értéke így: Ahol: ε (A.7) az acél emisszivitása (0,7-es érték az EN 1993-1-2 alapján) = 5.67 10-8 W/(m 2 K 4 ) henger hőmérséklete a z A.4 összefüggés alapján a hengerre és a felületre vonatkozó konfigurációs tényező az A.6 összefüggés alapján A tűz modelljét az A.5 ábra mutatja. 40
Henger z i Felület A.3 ábra Sugárzásos hőcsere henger és a felület között 3d nézet (felül), oldalnézet (alul) A konfigurációs tényezők additívak [2]. Például az A.6 ábrán bemutatott esetben a konfigurációs tényező a 1 and 2 tényezőkből számítható: A.4 ábra Konfigurációs tényezők összeadási szabálya (A.8) További szabályokat kell alkalmazni a konfigurációs tényezők és így a hőáramok meghatározására minden lehetséges esetre. Az A.7 ábrán bemutatott esetben az 1-es oldal látja a hengert, a 2-es és 4-es felületek részlegesen látják a hengert, míg a 3-as felületet nem éri hősugárzás a tűztől. Ezek alapján az 1-es felületre alkalmazhatóak az A.6-ban bemutatott összefüggés. A 3-as felületre a hőáram értéke zérus lesz, míg a 2-es és 4-es felületekre nem alkalmazható közvetlenül az A.6 összefüggés, mert a felület metszi a hengert. 41
az 1. felület látószöge 2. felület 3. felület 4. felület A.5 ábra Példa henger-oszlop kölcsönhatásra (felülnézet) az 2. felület látószöge az 4. felület látószöge Mivel elsősorban a forrás látószöge befolyásolja a sugárzásos hőáram értékét, az elfogadott megoldás szerint olyan felület alakot kell alkalmazni, amely egy egyenértékű konfigurációs tényezőt eredményez. A henger alak még használható, de az A.8 és A.9 ábrán látható módosított geometriával. A henger átmérőjét csökkenteni kell, így a módosított henger teljesen látható a célfelület teljesen látható, így az A.6 összefüggés használható. Az A.10 ábrán többhengeres, bonyolultabb eset látható, amely hasonló módon kezelhető. A.6 ábra Henger modellezése (felülnézet) nem látható látható Módosított henger 4. felület 4. felület 42
A.7 ábra Henger modellezése (3D nézet) Modellezés A.8 ábra Henger modellezése, összetett eset Az infinitezimálisan síkelem és a gyűrű közötti konfigurációs tényezőt az A.9 összefüggés adja. A geometriai paramétereket az A.11 ábra mutatja. Az összefüggés csak > esetben alkalmazható. Az összefüggésben szereplő tagok: a felület és a gyűrű középpontja közötti távolság A.9 ábra Konfigurációs gyűrű és sík elem (A.9) 43
A két henger közötti körgyűrűt ( gyűrűt) hősugárzó felületnek tekintjük (lásd. A.12 ábrát), és az indukált hőáramot az (A.9) összefüggésből számíthatjuk. Csak abban az esetben adódik hozzá a teljes hőáramhoz, ha a felület közvetlenül látja a gyűrűt. További szabályokat kell alkalmaznunk, hogy az (A.9) egyenlet alkalmazásával az összes lehetséges konfigurációt lefedjük. Elméletileg az összefüggés csak olyan gyűrűre lehet alkalmazni, amely a célfelület síkjára merőleges, ami azonban nem mindig áll fenn a gyakorlatban (lásd. A.12 ábra). 3D nézet A.10 ábra Gyűrű modellezése (felülnézet) Felülnézet A célfelület látószöge erősen befolyásolja a két felület között kialakuló hőáram nagyságát (A.13 ábra). Az A.9 összefüggés annak az esetnek felel meg, amikor a célfelület merőleges a tűzre, így a legnagyobb konfigurációs tényezőt fogja eredményezni. hősugárzó terület hősugárzó terület A.11 ábra A látószög hatása nagy látószög kis látószög célterület célterület Szintén figyelembe kell venni az az esetet, amikor a gyűrű látható részlegesen (A.14 ábra). Ilyen esetben a gyűrű külső és belső sugarát is módosítani kell úgy, hogy a látható gyűrűt kapjunk (hasonlóan a hengeres esetre). Az ábrán bemutatott 2 példában a gyűrű belső sugara val, míg a külső sugara val van jelölve. Az a esetben csak a külső sugár, míg a b esetben mindkét sugárérték módosítva lett. 44
3D nézet A.12 ábra A gyűrűmodellezés esetei felülnézet Egy felület hősugárzás által fogadott hőáram értéke az összes henger és gyűrű által kibocsátott hőáram összegével egyezik meg: (A.10) Végül a magasságban egy szegmensre ható átlagos radiatív hőáram a négy oldalra ható hőáramok és az egyes lapok szélességének ( ) szorzatának átlagértékéből számítható: (A.11) A.1.1.4 Az oszlop egy szegmensében kapott teljes hőáram Ahogy korábban leszögeztük, abban az esetben, amikor az oszlop a tűzterületen kívül, a vizsgált szegmens pedig a füstrétegen kívül helyezkedik el, akkor a teljes hőáram megegyezik a sugárzásból származó hőárammal: A.1.2 (A.12) Oszlop szegmens a füstrétegben A füstrétegben a konvektív hőáramlás nem hanyagolható el. A füst erősen befolyásolja a hősugárzás-hőelnyelés jelenségeket, főleg a korom által. A szegmens teljes hőárama a következő összefüggéssel számítható: Első lépésben bevezetünk egy y változót: 45
Ahol: az oszlop és a tűz középpontjának távolsága (4.2 ábra) a tűz és a tető távolsága Abban az esetben, amikor a tűz magasságban található: a következő összefüggéssel számítható:, egy dimenziómentes hőkibocsátási sebesség: -re vonatkozó összefüggés: (A.13) (A.14) (A.15) (A.16) (A.17) (A.18) Q* szintén egy dimenziómentes hőkibocsátási sebesség, kiszámítása módja hasonló a -hoz: A kialakuló hőáram az függvényében: Végül a szegmensre ható teljes hőáram értéke: A.3 Oszlop a tűzterületen belül (A.19) (A.20) (A.21) A tűzterületen belüli oszlopok esetén a konvektív hőátadás a teljes hőátadás jelentős részét teszi ki. Ebből következik, hogy a szilárd láng fogalma, ami sugározza a hőt az oszlop felé, már nem helyes. Az EN 1991-1-2 [2] szabvány ad egy számítási modellt a tűzterületen belüli hőátadás kiszámítására. Ez a modell az Eurocode-ban szereplő összefüggéseken alapul, kicsi módosításokkal. Ebben az esetben is meg kell különböztetnünk azokat a szegmenseket, amelyek a füstréteghez tartoznak azoktól, melyek nem. 46
A.1.3 Oszlop szegmensek a füstrétegen kívül Ebbe a kategóriába azok a szegmensek tartoznak, melyek a földszint és a magasságon belül helyezkednek el, és az A.4 összefüggésből számított hőmérsékletű gázok veszik körül. Ebből számítható a hőáramsűrűség értéke: Ahol: (A.22) hővezetéses hőátadási tényező = 35 W/(m²K) az EN 1991-1-2 szabványból A szegmens teljes hőáramsűrűsége az alábbi összefüggéssel számítható: A.1.4 (A.23) Szegmensek a füstrétegben A füstrétegben elhelyezkedő oszlopszegmensekre ( és magasság között) vonatkozó teljes hőáram az A.13-A.20 összefüggésekkel számítható és az A.22 összefüggéssel számítható értekek küzül a nagyobb értékkel lesz egyenlő. A.4 Az oszlop egy szegmensében kapott teljes hőáram Az A.2 és A.3 alfejezetekben az ismertetett modellek egyetlen tűzforrást feltételeznek. Azonban gyakoriak az olyan esetek, amikor több forrás is érintett. Ezekben az esetekben egyszerű kiegészítő szabályok alkalmazandók: Amikor az oszlop a tűzterületen kívül esik és nem a füstrétegben helyezkedik el, akkor az oszlop bármely felületének hőáramsűrűsége egyenlő lesz az egyes tűzforrásokból származó hőáramsűrűségek összegével. Ez egy 100kW/m 2 felső hőáramsűrűség-határt tesz lehetővé. Amennyiben n számú tűzforrást feltételezünk: (A.24) (A.25) Az átlagolási eljárásban nincs változtatás, az eredmény az oszlopszegmens által kapott teljes hőáramsűrűséget adja. Minden más esetben a teljes hőáramsűrűséget úgy kapjuk, hogy összeadjuk az egyes tűzforrások által kapott hőáramsűrűségeket a 100kW/m 2 es felső határig. 47
OSZLOPOK ALKALMAZÁSA TŰZTERÜLETEN KÍVÜL Ez a melléklet egy példán keresztül mutatja be a modell gyakorlati alkalmazását. Szükséges megjegyezni, hogy a 4.2 fejezetben bemutatott összefüggésekkel az oszlop hőmérséklet-növekedése meghatározható, nem szükséges az itt leírt komplex számítási módszer. B.1.1 Az eset felvázolása A mellékletben bemutatott példa egy olyan oszlopra vonatkozik, amely a tűzterületen és a füstrétegen kívül helyezkedik el (ez a legösszetettebb eset). Ha vizsgált oszlopszegmensek a tűzterületen belül vagy a tűzterületen kívül, de a füstrétegben helyezkednek el, akkor nincs különösebb nehézség a számítási módszerben, az EN 1991-1-2 szabvány klasszikus és egyszerű összefüggései alkalmazhatóak. A B.1 ábra mutatja az általános konfigurációt. Az oszlop egy HEB 300-as szelvény. Az oszlop egy 4 méter átmérőjű medence előtt helyezkedik el. Az oszlop legközelebbi felülete és a medence széle közötti távolság 0,5 m. A medencében lévő üzemanyag feltételezhetően állandó sebességgel ég, a belőle származó hőáramsűrűség nagysága 1000 kw/m 2. B.1 ábra Az oszlop és tűz relatív helyzete B.1.2 Előzetes elemzés A számítás bizonyos módokon egyszerűsíthető. A számítások száma arányos a vizsgált szegmensek nagyságával. Az A.6 összefüggés jelentősen leegyszerűsödik, ha a szegmensek magassága a szilárd lángnál alkalmazott henger magasságának egész számú többszöröse (0,5m). Ebben az esetben az y változó értéke zérus lesz (lásd a B.2 ábrát), az A.6 összefüggés pedig a következő alakot veszi fel: (B.1) 48
Ahol: (B.2) Ennek következtében a számításokat 0m, 0,5m, 1m stb. magasságokra végezzük el. A következő bekezdésekben a hőáramsűrűséget az 1m magasságban lévő szegmensre végeztük el. B.2 ábra A henger-sík geometriai paraméterei (bal) a számításokhoz használt szegmensek magassága (jobb) Másodszor, feltételezzük, hogy a hősugárzás nem éri a 3-as felületet ebben a konfigurációban. A 2-es és 4-es felületek szimmetrikusan helyezkednek el, és ugyanolyan hőáramsűrűség fog kialakulni. A végső egyszerűsítés a felületek hőáramsűrűség számításának helyzetére vonatkozik. Bár a számításokat az egyes oldalak közepére kell elvégezni (lásd. B.3 ábrát), egyszerűsítésként minden számítást az 1-es felület középpontjára végezzünk el. Mivel ez a felület esik legközelebb a medencéhez, így a legnagyobb hőáramsűrűséget fogjuk kapni, ezért konzervatív a megközelítés. 49
Egyszerűsítés B.3 ábra A számítás helyének egyszerűsítése a hőáramsűrűség számításához B.1.3 A hőáramsűrűség számítása Az (A.2-A.5) összefüggések meghatározzák az egyes hengerek és gyűrűk tulajdonságait. Ebben az esetben a láng magassága 6,15m (lásd. a B.9 ábrát). Az egyes felületek hőáramsűrűséget külön-külön kell meghatározni. Az 1-es felület esetén a (B) összefüggés közvetlenül alkalmazható az 1-es felület és a hengerek közötti konfigurációs tényezők számítására. Mindazonáltal az additivitási szabályt a henger és felület közötti relatív magasság függvényében kell alkalmazni. Figyelembe véve a B.4 ábrán az 1-es felület és a henger ( és között) pozícióját, a szegmenst a helyi koordinátarendszerben az pontba kell helyezni, amely jelen esetben a (2.5, 0.0, 1.0) pont. A B.5 ábrán bemutatott 4 esetet az ábrán látható helyzetig kell egyszerűsíteni. Ha definiáljuk a i (illetőleg i+1 ) értékét, akkor az 1-es felület és a (illetőleg ) magasságú henger közötti konfigurációs tényező értéke sugár esetén: Ezután az 1-es felület és C i henger közötti konfigurációs tényező egyenlő: (B.3) (B.4) Az utolsó rész a gyűrűk által okozott hőáramlásra vonatkozik. Mivel a vizsgált szegmens 1m-es magasságban helyezkedik el, csak egy gyűrű van a szegmens alatt (0,5m-nél). Az A.3 összefüggés segítségével a külső és belső sugarak a következőképp számíthatóak: (B.5) A kialakuló hőáramsűrűség az összes rész összegzésével számítható ki (A.9 összefüggés alapján). Ez alapján az 1-es felületre 76,36kW/m 2 hőáramsűrűség 50
adódik, és egy 0,7 emisszivitást feltételezve az elnyelt hőmennyiség nagysága 53,45kW/m 2. A B.9 ábra ezt a számítást mutatja be egy Excel táblázatban elvégzett példára vonatkozóan. B.4 ábra Az 1-es felület koordinátái Felülnézet Oldalnézet B.5 ábra Az 1-es felület relatív helyzete, a henger és felbontása, a eset B.6 ábra Az 1-es felület relatív helyzete, a henger és felbontása, b eset 51
B.7 ábra Az 1-es felület relatív helyzete, a henger és felbontása, c eset B.8 ábra Az 1-es felület relatív helyzete, a henger és felbontása, d eset 52
Input data Section coordinate HRR Dfire Q Q hf Constant sf xf zf Intermediate variables kw/m² m W MW m σ Tabs m m m z virt l 1000 4 12566370.6 12.57 6.15 5.67E-08 273.15 2.5 0 1-0.46 2.5 Cylinder Ring zi Tf ri F cylinder_zi F ring_zi Flux face1 Fi Fi+1 S X A Hi Hi+1 zi-zf zi+1-zf H Ri m C m - - kw/m² - - - - - - - m m - - 0 900 2.00 0.0726 0 7.79 0.3705 0.2979 1.25 0 1.56 0.50 0.25 1.00 0.50 0 0.00 0.5 900 1.84 0.2374 0.0555 31.45 0.2374 0.0000 1.36 0 1.85 0.27 0.00 0.50 0.00 0.20 0.80 1 900 1.67 0.1893 0 20.33 0.0000 0.1893 1.49 0 2.23 0.00 0.30 0.00 0.50 0 0.73 1.5 900 1.51 0.0823 0 8.84 0.1514 0.2337 1.65 0 2.73 0.33 0.66 0.50 1.00 0 0.67 2 900 1.35 0.0361 0 3.88 0.1953 0.2315 1.85 0 3.43 0.74 1.11 1.00 1.50 0 0.60 2.5 900 1.19 0.0177 0 1.91 0.1958 0.2136 2.11 0 4.43 1.26 1.68 1.50 2.00 0 0.54 3 900 1.02 0.0095 0 1.02 0.1797 0.1893 2.44 0 5.95 1.95 2.44 2.00 2.50 0 0.47 3.5 900 0.86 0.0054 0 0.58 0.1564 0.1618 2.90 0 8.41 2.90 3.48 2.50 3.00 0 0.41 4 900 0.70 0.0031 0 0.34 0.1296 0.1328 3.57 0 12.77 4.29 5.00 3.00 3.50 0 0.34 4.5 828 0.54 0.0018 0 0.15 0.1009 0.1027 4.66 0 21.68 6.52 7.45 3.50 4.00 0 0.28 5 708 0.37 0.0010 0 0.05 0.0711 0.0720 6.68 0 44.58 10.68 12.02 4.00 4.50 0 0.21 5.5 615 0.21 0.0004 0 0.02 0.0405 0.0409 11.80 0 139.24 21.24 23.60 4.50 5.00 0 0.15 6 540 0.05 0.0001 0 0.00 0.0095 0.0096 50.71 0 2571.11 101.41 111.55 5.00 5.50 0 0.08 6.5 479 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 5.50 6.00 0 0.02 7 429 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 6.00 6.50 0 0 7.5 387 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 6.50 1.00 0 0 Incident heat flux on face 1 76.36 kw/m² Absorbed heat flux on face 1 53.45 kw/m² B.9 ábra Az 1-es felület hőáramsűrűségének számítására használt Excel-tábla 53
A 2-es és 4-es felületre az (A.9) összefüggés nem alkalmazható közvetlenül, mivel a felület néhány része láthatatlan a tűzforrás számára. A 2-es felületre és a hengerre (ami a és között található) a helyi koordinátarendszer középpontját a pontba kell helyezni (ahogy a B.10 ábra mutatja). Ahogy az előző fejezetben említettük, a C i -t beállítjuk, és további A, B és C pontokat vezetünk be. A számítás legösszetettebb része ennek a beállított hengernek a jellemzése. Beállított henger Henger C i Sugár r i B.10 ábra A 2-es felület koordinátái Felülnézet Oldalnézet Az A pont a beállított henger legkisebb y-koordinátájú pontjának felel meg: A C pont a legnagyobb y-koordinátájú pontnak felel meg: A B pont pedig a beállított henger középpontját fogja adni: Az új hengerünk sugárértéke pedig a következő összefüggéssel számítható: Ezekkel a paraméterekkel a (B) egyenleteket alkalmazni lehet a hengerünkre. A 0m és 0,5m között lévő, 2m sugarú hengerre az összefüggések: (B.6) (B.7) (B.8) (B.9) 54
(B.10) Az additivitási szabály a 2-es felület relatív magasságának és a módosított hengernek lesz a függvénye úgy, mint az 1-es felület esetén: (B.11) Ebből a konfigurációs tényező () a 2-es felület és a módosított henger között a következő: (B.12) A gyűrűk által kibocsátott, hősugárzásból származó hőáramsűrűség ismét a 0,5m magasságban lévő gyűrűre korlátozódik, pontosabban a módosított gyűrűre, aminek ismert a belső és külső sugara. Ezek megegyeznek a módosított henger előzőleg kiszámított külső sugarával (1 m). A belső sugár a kezdeti 1,84m-ről (lásd. a B.11 ábrát, = 0,5 m magasságban értéke) 0,92m-re csökkent. A 2-es felület felett kialakuló hőáramsűrűség egyenlő a módosított tűzmodell összes részéről származó hőáramsűrűségek összegével, ami 7,41kW/m 2, az oszlop emisszivitása 0,7, így az elnyelt hő mennyisége 5,19kW/m 2. A B.11 ábra mutatja a számítás menetét. Így az egyes felületek által elnyelt hőmennyiség: (B.13) Mivel HEB 300 oszlop esetén minden oldal 0,3m, így az 1m magasságban kapott teljes hőáramsűrűség: (B.14) 55
Ring zi Tf ri F cylinder_zi F ring_zi Flux face2 H Ri Ri+1 Input data m C m - - kw/m² - - - HRR Dfire Q Q hf 0 900 2.00 0.0175 0 1.88 0 0.00 0.00 kw/m² m W MW m 0.5 900 1.84 0.0193 0.0060 2.71 0.20 0.40 0.37 1000 4 12566370.6 12.57 6.15 1 900 1.67 0.0160 0 1.72 0 0.37 0.33 1.5 900 1.51 0.0103 0 1.10 0 0.33 0.30 2 900 1.35 0.0056 0 0.60 0 0.30 0.27 Section coordinate 2.5 900 1.19 0.0028 0 0.30 0 0.27 0.24 sf xf zf 3 900 1.02 0.0014 0 0.15 0 0.24 0.20 m m m 3.5 900 0.86 0.0006 0 0.07 0 0.20 0.17 2.5 0 1 4 900 0.70 0.0003 0 0.03 0 0.17 0.14 4.5 828 0.54 0.0001 0 0.01 0 0.14 0.11 5 708 0.37 0.0000 0 0.00 0 0.11 0.07 5.5 615 0.21 0.0000 0 0.00 0 0.07 0.04 Constant Intermediate variables 6 540 0.05 0.0000 0 0.00 0 0.04 0.01 σ Tabs z virt l 6.5 479 0 0 0 0 0 0.01 0.00 5.67E-08 273.15-0.46 2.5 7 429 0 0 0 0 0 0 0 7.5 387 0 0 0 0 0 0 0 Incident heat flux on face 2 8.57 kw/m² Absorbed heat flux by face 2 6.00 kw/m² Modified cylinder / ring Cylinder rmin rmax ri _adjusted y center Fi Fi+1 s S X A Hi Hi+1 z i -z f z i+1 -z f m m m m - - - - - - - - m m 0 2.00 1.00 1.00 0.0403 0.0229 1.00 1.00 2.50 7.25 1.00 0.50 1.00 0.50 0 1.84 0.92 0.92 0.0193 0.0000 0.92 1.00 2.72 8.40 0.54 0.00 0.50 0.00 0 1.67 0.84 0.84 0.0000 0.0160 0.84 1.00 2.99 9.91 0.00 0.60 0.00 0.50 0 1.51 0.76 0.76 0.0130 0.0233 0.76 1.00 3.31 11.93 0.66 1.32 0.50 1.00 0 1.35 0.67 0.67 0.0185 0.0241 0.67 1.00 3.70 14.72 1.48 2.22 1.00 1.50 0 1.19 0.59 0.59 0.0187 0.0215 0.59 1.00 4.21 18.74 2.53 3.37 1.50 2.00 0 1.02 0.51 0.51 0.0161 0.0174 0.51 1.00 4.88 24.81 3.90 4.88 2.00 2.50 0 0.86 0.43 0.43 0.0124 0.0130 0.43 1.00 5.80 34.64 5.80 6.96 2.50 3.00 0 0.70 0.35 0.35 0.0086 0.0089 0.35 1.00 7.15 52.09 8.58 10.01 3.00 3.50 0 0.54 0.27 0.27 0.0053 0.0054 0.27 1.00 9.31 87.70 13.04 14.90 3.50 4.00 0 0.37 0.19 0.19 0.0026 0.0027 0.19 1.00 13.35 179.33 21.37 24.04 4.00 4.50 0 0.21 0.11 0.11 0.0009 0.0009 0.11 1.00 23.60 557.97 42.48 47.20 4.50 5.00 0 0.05 0.02 0.02 0.0000 0.0000 0.02 1.00 101.41 10285.43 202.82 223.11 5.00 5.50 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 5.50 6.00 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 6.00 6.50 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 6.50 1.00 B.11 ábra A 2-es felület hőáramsűrűségének számítására használt Excel-tábla 56
C MELLÉKLET KONTÚR VONALAK C1 Táblázat megadja a kontúr vonalak összefoglalását ebben a függelékben. C1 Táblázat A kontúr vonalak összefoglalása Ábraszám D (m) HRR (kw/m²) Oldal (kw/m²) (MW) C.1 2 250 0.8 58 C.2 2 500 1.6 59 C.3 2 1000 3.1 60 C.4 2 1500 4.7 61 C.5 3 250 1.8 62 C.6 3 500 3.5 63 C.7 3 1000 7.1 64 C.8 3 1500 10.6 65 C.9 4 250 3.1 66 C.10 4 500 6.3 67 C.11 4 1000 12.6 68 C.12 4 1500 18.8 69 C.13 6 250 7.1 70 C.14 6 500 14.1 71 C.15 6 1000 28.3 72 C.16 6 1500 42.4 73 C.17 8 250 12.6 74 C.18 8 500 25.1 75 C.19 8 1000 50.3 76 C.20 9 250 15.9 77 C.21 9 500 31.8 78 C.22 9 750 47.7 79 C.23 10 250 19.6 80 C.24 10 500 39.3 81 57 57
C 1 ábra Kontúr vonal D = 2 m és HRR = 250 kw/m 2 esetén 58 58
C 2 ábra Kontúr vonal D = 2 m és HRR = 500 kw/m 2 esetén 59 59
C 3 ábra Kontúr vonal D = 2 m és HRR = 1000 kw/m 2 esetén 60 60
C 4 ábra Kontúr vonal D = 2 m és HRR = 1500 kw/m 2 esetén 61 61
C 5 ábra Kontúr vonal D = 3 m és HRR = 250 kw/m 2 esetén 62 62
C 6 ábra Kontúr vonal D = 3 m és HRR = 500 kw/m 2 esetén 63 63
C 7 ábra Kontúr vonal D = 3 m és HRR = 1000 kw/m 2 esetén 64 64
C 8 ábra Kontúr vonal D = 3 m és HRR = 1500 kw/m 2 esetén 65 65
C 9 ábra Kontúr vonal D = 4 m és HRR = 250 kw/m 2 esetén 66 66
C 10 ábra Kontúr vonal D = 4 m és HRR = 500 kw/m 2 esetén 67 67
C 11 ábra Kontúr vonal D = 4 m és HRR = 1000 kw/m 2 esetén 68 68
C 12 ábra Kontúr vonal D = 4 m és HRR = 1500 kw/m 2 esetén 69 69
C 13 ábra Kontúr vonal D = 6 m és HRR = 250 kw/m 2 esetén 70 70
C 14 ábra Kontúr vonal D = 6 m és HRR = 500 kw/m 2 esetén 71 71
C 15 ábra Kontúr vonal D = 6 m és HRR = 1000 kw/m 2 esetén 72 72
C 16 ábra Kontúr vonal D = 6 m és HRR = 1500 kw/m 2 esetén 73 73
C 17 ábra Kontúr vonal D = 8 m és HRR = 250 kw/m 2 esetén 74 74
C 18 ábra Kontúr vonal D = 8 m és HRR = 500 kw/m 2 esetén 75 75
C 19 ábra Kontúr vonal D = 8 m és HRR = 1000 kw/m 2 esetén 76 76
C 20 ábra Kontúr vonal D = 9 m és HRR = 250 kw/m 2 esetén 77 77
C 21 ábra Kontúr vonal D = 9 m és HRR = 500 kw/m 2 esetén 78 78
C 22 ábra Kontúr vonal D = 9 m és HRR = 750 kw/m 2 esetén 79 79
C 23 ábra Kontúr vonal D = 10 m és HRR = 250 kw/m 2 esetén 80 80
C 24 ábra Kontúr vonal D = 10 m és HRR = 500 kw/m 2 esetén 81 81
D MELLÉKLET TERVEZÉSI PÉLDÁK Az ebben a mellékletben található tervezési példák a 4. szakaszban leírt módszerek használatát mutatják be egy oszlop hőmérsékletének meghatározására egy helyi tűzhelyre adott válaszként. Az első példa a módszerének közvetlen kiterjesztése, tűzön kívülálló oszlopokra a füstzónában (4. zóna). A második példa az új modell alkalmazására összpontosít (1. zóna) a kontúrtábla és az OZone alkalmazásával. A harmadik példa egy komplex eset, amely négy tűzforrást és nem hagyományos HRR görbéket tartalmaz. D.1 Ipari épület D.1.1 Tűzvédelmi terv Az ipari épület tárgya 60 m hosszú és 32 m szélességű. A nyeregtető teteje eléri a 14 m magasságot, amint azt a D.1 ábra mutatja. A keresztmetszetű kötések 10 m tengelyirányú távolságban acéloszlopokból és gátakból állnak. A helyi tűz csak a börtön miatt érinti a lángot. A felső és alsó rácsok HEA 220 profilból készülnek, függőlegesek és átlósak L60 60 6 profilpárból vannak kialakítva. Az épület alapterületét főként a termelésre használják, de a csarnok végén az utolsó két keret között van egy kis tárolóhely. Helyi tűz keletkezik az épület ezen részén. 50 m²-es területen 10 tonna fát (ami 8 m tűzmérőnek felel meg), amely eléggé távol van más gyúlékony anyagoktól. A hőleadási görbét (RHR) (D.2 ábra) az EN 1991-1-2 szabvány E. mellékletének megfelelően kell meghatározni, figyelembe véve a következő feltételezéseket: a. a tűzfejlesztés mértéke közepes (t_α = 300 s), b. A tűzveszélyes anyag 17,5 MJ / kg hővel rendelkező fa, c. az egységnyi terület hőfelszabadulási sebessége 1000 kw / m². Tűz(φ 8 m) x Tárolási terület y 60 m Gyártási terület D.1 ábra.: Ipari épület vázlata 32 m 82 82
RHR (MW) 60 50 40 30 20 10 0 0 20 40 60 80 100 120 D.1.2 Az OZone bemeneti adatai Idő (min) D.2. ábra. RHR hőkibocsátási görbe A helyi tűz hőhatással van a közvetlenül a tűz fölött elhelyezkedő, azaz a keret közepén lévő gerendákra. Ebben a helyzetben az alsó öv 12 m magas és a felső öv 14 m magas. A tűzoltási adatokat (D.3 ábra) és az acélprofil méreteit (D.4 ábra) az előző alfejezet adatainak megfelelően adják meg. D.3 ábra. Belépési adatok a tűzzel kapcsolatban 83 83
D.1.3 Az OZone eredményei D.4 ábra. Bemeneti adatok az acél profilra A 8 m átmérőjű és az 50 MW-os maximális RHR-értékű tűz esetén a láng 9,7 m magasságba kerül. Mivel az épület magasabb, mint a láng, a lángok nem zavarják a mennyezetet. A tűz hatása a termikus hatások tekintetében korlátozott. A gerendák hőmérséklete a számított pozícióban 210 C (D.5-6. ábra). RHR (KW/m2) 10 9 8 7 6 5 4 3 2 1 0 0 20 40 60 80 100 120 Idő (min) D.5 ábra Hőkibocsátás az időben 12 m 14 m 84 84
Hőmérséklet o C 250 200 150 100 50 0 D.2 Iroda épület 0 20 40 60 80 100 120 D.2.1 Tűzvédelmi terv Idő (min) D.6 ábra. Az acélprofil hőmérséklete az időben 12 m 14 m Ebben a példában egy hatemeletes adminisztratív épületet veszünk figyelembe (D.7 ábra). Az épületnek alaprajza 30 m x 15 m és a padlómagasság 3,5 m. Az objektum acéloszlopai a HEA260, és a kerület és az épület közepén helyezkednek el. A tűzeset forgatókönyvének alapja a 2,5 m² (2 m 1,25 m) felületű 500 kg-os raklapon tárolt papír. A papír raklapot egy középső kerület-oszlopra helyezzük, 0,8 m távolságban, amint az az D.7 ábrán látható. 30 m Oszlop HEA260 15 m 3.5m Osztás: 80 cm 30 m Tűz (1.25 x 2.0 m) D.7 ábra. Az irodaépület geometriája (balra) és a tűzforrás helye (jobbra) 15 m 85 85
A hőleadási sebesség (RHR) görbét az EN 1991-1-2 szabvány E. mellékletében szereplő ajánlások szerint határozzák meg. A görbe 3 különböző fázissal rendelkezik: növekvő, állandó és csökkenő fázis (4.8. ábra). A növekvő fázis, vagyis a tűzfejlesztés szakaszát a kapcsolat határozza meg: Q (D.1) ahol Q a hőkibocsátási sebesség, t az idő másodpercben, és az 1 MW hőkibocsátási sebesség eléréséhez szükséges idő. Az adminisztratív épületek esetében t_a 300 másodperc. A helyi tűz esetén az RHR hőkibocsátásának sebességét nem befolyásolja a szellőztetés, hanem csak a tűz. Feltételezve, hogy az RHR = 1000 kw / m², a hőkibocsátási sebesség legfeljebb 2,5 MW. A lefelé irányuló fázis, vagyis a súlyosbodás fokozata a teljes tűzterhelés 70% -ának kiégésénél kezdődik és 100% -os kiégés után fejeződik be. RHR (MW) Éghető anyag vezérelt fázis Felszálló fázis Idő (min) D.8 ábra. RHR az EN 1991-1-2 szabvány E. mellékletének megfelelően D.2.2 Feliratokkal ellátott grafikonok használata Tűzgörbe Leszálló fázis A tűz területét egyenértékű körkörös területre kell cserélni. Az átmérője a kör alakú terület során az oldat 1,8 méter 2,5 méter felületre (D.9 ábra.). Az oszlop legszélesebb oldala 260 mm, és 1,4 m távolságra van. A maximális értéke RHR 1000 kw / m, és értékének felel meg, hogy rendelkezésre áll egy sor grafikonok izovonalakkal [24]. A megfontolt tűzátmérő esetében a következő magasabb érték 2 m (D.10 ábra). 86 86
D.9 ábra. Egyedi tűz konfiguráció Az oszlop 0,5 m szegmensre oszlik. Az egyes szegmensek átlagos hőáramlási sebességét az alábbiak szerint kell kiszámítani: ahol: a szegmentáláson áthaladó hőáram átlagértéke a sugárzáson az 1 felszínen áthaladó hőáram a hőátadás a 2-es felületen áthaladó hőáram (D.2) A számított hőáramlási értékeket a D.1. táblázatban mutatjuk be. A 3,15 m feletti főzőlap értékei nem szerepelnek a listán. Magasság (m) Tűzterület Hőáram (kw/m²) 1 felszín 2 felszín Átlagérték 0,5 65 7 19,75 1 60 7,5 18,75 1,5 55 7 17,25 2 45 6 14,25 2,5 35 5 11,25 3 25 4 8,25 D.1 táblázat: Hőáramlási értékek 87 87
D.10 ábra. Tűzvédelmi átmérő D = 2 m és RHR = 1000 kw / m² [24] Az 1. zónában, az alsó rétegben a legnagyobb 19,75 kw / m² hőáram elérése 0,5 m. A D.11 ábrán látható a 300 C-on beállított egyensúlyi hőmérséklet. 88 88
Hőmérséklet ( o C) D.11 ábra. Az egyensúlyi hőmérséklet és a hőáramlás közötti kapcsolat [24] D.2.3 Az OZone használata D.2.3.1 Bemeneti adatok A számítás során a hőáram és a hőmérséklet az acél oszlopnál helyi tűz esetén az OZone alkalmazásával számítva hasonló, mint az első példában. Először is kell a Tűz - Fire párbeszédablakban megadni a tűz helyzetét, a tűzfészekkel kapcsolatban az alaphelyzetet, a pólust (a pólus feltételezzük X = 0, Y = 0), és a görbe az RHR. 0,8 m-es és 1,8 m-es átmérőjű tüzelési távolság esetén a tűzfészek pozíciója 1,4 m- re van beállítva (4.12. ábra). A párbeszédablak kérdezi a tűzkamra adatait, a magasságát, amelyre a számítás elvégzi (a középvonal oszlop magassága pedig 0,5 m és 3,5 m). Ezután az HE260 oszlopot az "Acélprofil" párbeszédpanelen kell kiválasztani. D.2.3.2 Eredmények Hőáramlás (kw/m 2 ) A 4.13 és 4.14 ábrák mutatják a hőmérséklet és hőáram változását az idő és a magasság függvényében 0,5 m hosszú osztások esetén egy oszlopnál (0,5 m, 1,0 m, 1,5 m, 2,0 m, 2,5 m, 3,0 m, 3, 5 m). A maximális hőmérsékletet 250 C-on 0,5 m és 1,0 m magasságban számoltuk ki, ami azt jelenti, hogy a 0,75 m-es hőmérséklet valószínűleg valamivel magasabb. A forró füstrétegben a hőmérséklet eléri a 260 C-ot. 89 89
Hőáram (kw/m 2 ) D.12 ábra A tűzre vonatkozó adatok megadása Idő (min) D.13 ábra. A hőáramlás számított folyamata 90 90
Hőmérséklet ( C) D.2.4 Az acél oszlop értékelése Idő (min) D.14 ábra. Számított hőmérséklet-változás Az ismert oszlophőmérséklet alapján az acéloszlop értékelhető. Az ebben a példában tárgyalt objektum az Európai Bizottság által rendelkezésre bocsátott "Eurocode-ok: Background and applications - Structural fire design - Worked examples, Háttér és alkalmazások Szerkezeti tűzvédelem Kidolgozott példák -ból származik [25]. D.15 ábra. Az oszlop helyzetjelölése 91 91
D.2.4.1 A terhelés kiszámítása Minden emeleten a nyomott oszlopot két egyszerűen támasztott főgerenda és két oldalsó gerenda veszi körül (4.15. ábra). Tűz esetén az oldalsó gerendák egyenletes mechanikai terhelése 14,105 kn/m értékkel (4.16. ábra) számíthatók. A főgerendákat a fesztáv közepén egy koncentrált erővel látták el 202,4 kn értékkel és egy egyenletesen megoszló terheléssel 1,12 kn/m értékkel. Az oszlop tengelyterhelését tehát a fő- és a másodlagos gerendák határozzák meg. Az oszlopterhelés értéke 1,148 kn/m. D.16 ábra. Az oszlop mechanikai terhelésének kiszámítására szolgáló rendszer tűz alatt Az oszlop tervezett mechanikai terhelése a tűz alatt a következőképpen számítható: - Az oszlop tengelyterhelése minden emeleten: m (D.3) - A tengelyterhelés pillére a saját terhelésről az egy emeletről: - Az oszlop teljes tengelyterhelése az épület földszintjén: (D.4) D.2.4.2 A keresztmetszet besorolása A vizsgált A vizsgált rendszer rendszer Terhelőerő szintenként a segédtartókra a 98.7 98.7 kn kn Terhelőerő szintenként a főtartókra a 209.2 209.2 kn kn Önsúly Önsúly HEB300 HEB300 = 1.15 = 1.15 kn/m kn/m Az oszlop keresztmetszetének meghatározása az EN 1993-1-1 [15] és az EN 1993-1-2. [16] alapján. A 4.2.2. fejezet a HEB300 hengerelt keresztmetszeteinek méreteit a 4.17. ábrán foglalja össze. 92 92
D.17 ábra. Az acél keresztmetszet geometriai jellemzői A D.2.2 fejezet szerint MSZ EN 1993-1-2. a következőt adja meg: (D.6) Az MSZ EN 1993-1-1. 5.2-es táblázata [15] szerint az 1. osztályra vonatkozó kritériumok a következők: gerinclemez: övlemez: A figyelembe vett szakasz esetében: gerinclemez: övlemez Az oszlop keresztmetszete az 1. osztály. D.2.4.3 Az oszlop ellenállásának kiszámítása a LOCAFI modellel Az ismert hőmérséklet és keresztmetszeti jellemzők alapján meg lehet határozni az acél oszlop ellenállását. A feltételezett maximális hőmérsékletet az OZone program segítségével határoztuk meg 275 C-on (D.14 ábra). Az MSZ EN 1993-1-2. 3.1. táblázat [16] alkalmazásával meghatározható az acél folyáshatár és rugalmassági modulusz redukciós értéke: (D.6) 93 93
A keresztmetszet inerciasugara (D.7) (D.8) A kihajlási félhullámhossz a padlómagasság 0,7-szeresének felel meg. A karcsúságot az alábbiak szerint kell kiszámítani: Magas hőmérsékleten a karcsúság: (D.10) A tűzterhelés esetén a következő összefüggés határozza meg az értékét: (D.12) (0.9) (D.11) (D.13) A tervezési normál ellenállási erő a következőképpen számítható: D.2.4.4 Értékelés (D.14) Végül összehasonlítjuk az oszlop ellenállását emelt hőmérsékleten a tervezett axiális terheléssel: A számítás azt mutatta, hogy az oszlopnak elegendő ellenállása van a vizsgált tűzeset mellett. D.3 Fedett autóparkoló D.3.1 Tűzvédelmi terv A parkolót 60 méter hosszú parkolóhelynek és 45 méter szélesnek tekintik. Az oszlopok tengelyirányú távolsága hosszanti irányban 10 m, a második irány 15 m. A mennyezetszerkezet felső szélessége 3,5 m, a főgerendák 94 94
magassága 0,5 m (D.18. ábra). A parkolás pillérei a HEA 300-ak. A parkolóhelyek átlagos mérete 2,5 m 5 m, területe 12,5 m², ami 4 m átmérőjű helyi tűznek felel meg. A gerendák elhelyezési módja szabályozza a mennyezet alatti füst terjedését. D.18 ábra. A fedett parkoló és a jármű elhelyezésének sémája Hőáram (MW) Idő (min) D.19 ábra. RHR görbe egyes járművek esetében Együttes (MW) A tűztervezési forgatókönyv magában foglalja az oszlop körül elhelyezkedő 4 járművet, három járművel nagy autók, és az utolsó jármű van. Ez a helyzet a francia szabályok által tervezett forgatókönyvek egyike. A megfelelő RHR görbét a D.19 ábra mutatja. Nagyméretű járművek esetében az RHR-t 1996- ban a franciaországi Maizières-lès-Metz-ban mértük. Az RHR szállítási 95 95
görbéje kockázatelemzésből származik, és rendkívül szigorú (tűzterhelés szempontjából 1000 kg faanyag égésének felel meg). A tűz az autó 1 gyújtásával kezdődik, és 12 perc elteltével a 2-es és 3-as járművekre bővül. További 12 perc elteltével a tűz el fog terjedni a 4-es autóra. D.3.2 OZone bemeneti adatok Az OZone programban a felhasználó megnyitja a "Tűz-tűz" párbeszédablakot és jelzi a "Helyi tűz" jelzőt. Ábra. A D.20 a programba beírandó bemeneti értékeket mutatja: a. a tűzforrások száma (4), b. az egyes tűzforrások helyzete és RHR-görbéje, c. tűz terület (3,5 m), d. a forró zóna magassága (0,5 m), e. a magassági pozíciót az oszlop tengelyén, amelyen a számítást végezni kell. D.20 ábra. Belépési adatok a "Tűz" részben Az oszlop oszlopának hőmérsékletének kiszámításához a felhasználónak meg kell határoznia keresztmetszetét az "Acél profil" párbeszédablakban (D.21 ábra), és az "Acélhőmérséklet" gombra kattintva végre kell hajtania a számítást. 96 96
D.21 ábra.: Belépési adatok a "Profil - acél profil" részben 4.3.3. Az OZone eredményei A kimeneti hőmérséklete grafikusan a kívánt rész és a kapott fájlt adatait tartalmazza a hőmérséklet és a hő áramlását, ábra D.22 és D.23. Oszlopban az eredményeket 0,5 m-es intervallumokban mutatjuk be. Kívül a réteg forró füst, a maximális hőmérséklet 500 C-ra 1 m, míg a forró réteg (3,0 és 3,5 közötti méter) a hőmérséklet meghaladja a 700 C-on. Hőáram (kw/m 2 ) Idő (min) D.22 ábra. A hőáramlás számított folyamata 97 97