EXAMENSARBETE. Brand i hallbyggnad. En studie i FDS och Evac. Johan Rönnblom. Civilingenjörsexamen Brandteknik

Transkript

1 EXAMENSARBETE Brand i hallbyggnad En studie i FDS och Evac Johan Rönnblom Civilingenjörsexamen Brandteknik Luleå tekniska universitet Institutionen för sammhällsbyggnad och naturresurser

2 Förord Denna studie har genomförts som ett examensarbete på 30 högskolepoäng i utbildningen Civilingenjör, Brandteknik på Luleå Tekniska Universitet, LTU. Examensarbetet har utförts i samarbete med Tyréns AB. Jag vill tacka Tyréns AB med personal för hjälp med teknisk rådgivning och förseende av material. Ett speciellt vill jag ge till Madelene Nordqvist och Leif Fällman på Tyréns AB som har varit ett stort stöd genom arbetet. Jag vill även tacka LTU med personal för deras hjälp med examensarbetet. Ett speciellt tack vill jag ge till doktoranden Alexandra Byström samt till min handledare prof. Milan Veljkovic på LTU för deras rådgivning och handledning. Johan Rönnblom i

3 Sammanfattning I Sverige har debatten om brand i hallbyggnad pågått under en längre tid. Grundkravet enligt EKS 8 för hallbyggnader som innehåller samlingslokal är R30, men konstruktionsdelar som vid kollaps inte leder till fortskridande ras eller ger för stort skadeområde kan förbli oskyddade. Framförallt handlar debatten om möjligheter till oskyddade takbalkar av stål samt vilka verifieringsmetoder som ska vara tillämpningsbara. I denna studie har FDS-simuleringar utförts med olika scenarier där parametrar som bland annat bränsletyp, takhöjd och öppningsstorlekar har varierats. Dessa scenarier har jämförts och parametrarnas betydelse har analyserats. Fokus i denna studie har varit analys av temperaturerna i takbalkarna, men även utrymningssimuleringar har utförts i programmet Evac. Utrymningstiden från simuleringarna har sedan jämförts med tider för olika kritiska värden. För scenario 1-10 dimensionerades effektutvecklingen enligt Eurocode och brandbelastningen enligt BBR:s handbok. För alla scenarier har geometrin utgått ifrån en befintlig hallbyggnad. Brandmodellen som användes var utformad med ett förskrivet effektutvecklingsvärde för bränslet. Värdena som påverkar brandspridningen, antändningstemperaturen och materialets termiska tröghet, var i scenario 1-10 baserad från materialet softwood. För scenario 11 användes chips som bränsle. Från en tidigare studie baserades effektutvecklingen, brandbelastningen och materialets värden som påverkar brandspridningen. I alla scenarier placerades bränslet i mitten av lokalen. Utrymningssimuleringarna utfördes med tre scenarier där branddata hämtades från brandscenario 1 eftersom det scenariot mest efterliknar den befintliga byggnaden. Persontäthet, reaktionstider och kritiska värden hämtades från BBR:s rekommendationer. Den totala utrymningstiden var i alla utrymningsscenarier kortare än de kritiska tiderna, vilket resulterade i en säker utrymning. För scenario 1, 4 och 5 blev den adiabatiska yttemperaturen temporärt strax över 550 C för en av mätpunkterna. Tidsperioden för denna temperatur var för kort för att utgöra någon fara för brott. För dessa scenarier blev branden ventilationskontrollerad och effektutvecklingen i hallen passerade aldrig 30 MW. För de övriga scenarierna blev den adiabatiska yttemperaturen på takbalkarna i några mätpunkter över 550 C vilket kan resultera i brott, men ingen vidare analys på detta gjordes. Scenario 11 var ett väldigt farligt scenario, med hastigt förhöjda strålningsvärden, eftersom fenomenet backdraft skedde när rökluckorna öppnades. Från resultaten kan det fastställas att rökluckor ventilerar ut varma brandgaser, vilket innebär att effektutvecklingen och temperaturer minskar för de fall då branden är bränslekontrollerad. Däremot ger rökluckor en större effektutveckling för en brand som i annat fall är ventilationskontrollerad eftersom luftflödet ökar. Detta kan således även ge högre temperaturer i takbalkarna. Takhöjden påverkar den adiabatiska yttemperaturen för takbalkarna. Vid en lokal brand är det framförallt ovanför bränslet, där brandplymen finns, som takhöjden påverkar temperaturerna. För scenarierna med de lägre taken blev temperaturen högre och dessa scenarier har en större risk för snabba lokala ras. Faktorer som rökluckor, öppningar och brandbelastning gör alla scenarier unika och någon generell kritisk gräns för denna takhöjd kan därmed inte fastställas. Även brandspridningen är snabbare för hallbyggnader med låga tak eftersom det uppvärmda taket strålar tillbaka mer värme till bränslet. ii

4 Abstract In Sweden there is a debate about fire in hall-buildings. The basic requirement in EKS 8 for most hallbuildings is R30. Construction parts which in case of collapse cannot result in progressive collapse nor result in large damage area can remain unprotected. Particularly the debate concerns unprotected steel beams in the ceiling and which verification methods that should be applicable in the fire design of these. In this thesis, FDS-simulations has been carried out with different scenarios in which parameters such as type of fuel, height of ceiling and size of openings has been varied. These scenarios have been compared to each other and the influence of the parameters has been analyzed. The main objective of this study has been to analyze the development of temperatures in the steel beams but also evacuation simulations has been carried out and compared with time for critical values. For scenario 1-10, the heat release rate has been calculated according to Eurocode and the fire load has been calculated according to the BBR handbook. For all scenarios, the geometry has been based on an existing building. The used fire model was designed with a prescribed value of HRR. The values affecting the fire spread (ignition temperature and thermal inertia) were in scenario 1-10 based on the material softwood. For scenario 11, potato chips was used as fuel and the HRR, fire load and values that affects fire spread was based on a previous study. In all the scenarios the fuel was located in the middle of the hall. The evacuation simulations were performed with three different scenarios and the fire data was taken from fire scenario 1 because that scenario most resembles the existing building. The occupant load factor, time of reaction and critical values were according to the recommendation in BBR. In all the scenarios the total time of evacuation was shorter than the critical times which resulted in safe evacuations. For scenario 1, 4 and 5, the adiabatic surface temperature was temporarily above 550 C for one of the measuring points. The time period was however too short to constitute any risk of collapse. For all these scenarios the fire became ventilation-controlled and the heat release rate in the hall never exceeded 30 MW. For the other remaining scenarios the adiabatic surface temperature exceeded 550 C for some measurement points which can result in collapse but no further analysis was made in this thesis. Scenario 11 was a dangerous scenario with rapidly increased radiation values due to the phenomenon backdraft that occurred when the smoke vents opened. From the results it can be concluded that smoke vents are venting out hot fire gases so that heat release rate and the temperatures decreases in the cases where the fire is fuel-controlled. When the fire is ventilation-controlled, the smoke vents contribute with more heat release due to increased airflow. This can also result in higher temperatures for the steel beams in the ceiling. The height of the ceiling affects the adiabatic surface temperature for beams in the ceiling. For a local fire, it is mainly above the fuel within the fire plume that the temperature is affected. For the scenarios with the lower ceilings the temperature was higher and these scenarios have a greater risk of fast local collapses. Factors as different smoke vents, openings, heat release rate and fire load makes all scenarios unique and no general critical ceiling height can thereby be concluded. The fire spread is also more rapid for hall-buildings with low ceilings as the heated ceiling radiates more heat back to the fuel. iii

5 Innehållsförteckning Förord... i Sammanfattning... ii Abstract... iii Förkortningar... vi 1 Inledning Tidigare studier Syfte och mål Avgränsningar/förenklingar Metod Självutvärdering Byggnaden Geometri och material Aktiva system och utrymningsvägar Tillämpning av EKS 8 på byggnaden Datormodeller Fire Dynamics Simulator, FDS Mesh Väggar och öppningar Brandmodell och placering Förbränningsreaktion och värden Rökluckor och rökdetektorer Mätningspunkter och placeringar Evac Persontäthet Personegenskaper och reaktionstider Scenarier Scenario 1, Utgångsdata Scenario 2, Branddämpning avslagen Scenario 3, Med rökluckor Scenario 4, Högre tak Scenario 5, Lägre tak Scenario 6, Större öppningar Scenario 7, Större öppningar + högre tak Scenario 8, Större öppningar + lägre tak Scenario 9, Med rökluckor + högre tak iv

6 4.10 Scenario 10, Med rökluckor + lägre tak Scenario 11, Bränsle av chips och funktionen burn away + rökluckor Utrymningsscenarier Scenario A, Utgångsdata Scenario B, Utgångsdata med en blockerad utrymningsväg Scenario C, Utan utrymningslarm med en blockerad utrymningsväg Handberäkningsmetoder Beräkningsmetoder för övertändning Beräkningsmetod för utrymning Egna antaganden Resultat och analys Handberäkningar Handberäkningar för övertändning Handberäkningar för utrymning FDS Brandutveckling och effektutveckling Adiabatisk yttemperatur på takbalkarna Gastemperaturer vid personhöjd Siktbarhet vid personhöjd Strålning vid personhöjd Evac Diskussion Förslag till fortsatta studier Slutsatser Brandutveckling och temperaturer i takbalkarna Utrymning Litteraturförteckning Bilaga A, Ritning med markeringar Bilaga B, Mer resultat Bilaga C, FDS och Evac indata för scenario v

7 Förkortningar AST BBR CFD EKS FDS FED HRR NIST SP VTT Adiabatic Surface Temperature (adiabatisk yttemperatur) Boverkets byggregler Computational Fluid Dynamics Boverkets föreskrifter och allmänna råd om tillämpning av europeiska konstruktionsstandarder (eurokoder) Fire Dynamics Simulator Fractional Effective Dose Heat release Rate (effektutveckling) National Institute of standards and Technology Sveriges tekniska forskningsinstitut Technical Research Centre of Finland vi

8 1 Inledning I Sverige är debatten om brand i hallbyggnader het och framförallt handlar debatten om möjligheter till oskyddade takbalkar av stål samt vilka verifieringsmetoder som ska vara tillämpningsbara. Debatten har pågått länge, men har under det senaste året har ökat. Redan 2007 publicerades en artikel i tidningen Sirenen som handlade om att takbalkar har dimensionerats oskyddade med felaktig praxis som stöd [1]. De flesta hallbyggnader är av ett våningsplan och de som är mest debatterade är hallbyggnader som innehåller en samlingslokal. Byggnaden får därmed byggnadsklassen Br2 [2]. I EKS 8 framgår det att brandsäkerhetsklasserna har utformats med hänsyn till risk för personskador vid kollaps av byggnadsdel [3]. Det framgår att bärverkets huvudsystem ska skyddas med brandskydd i klass R30 för en Br2-byggnad eftersom risk för personskador är måttliga [3]. Det framgår även att byggnadsdelar som tillhör bärverkets huvudsystem (som tillexempel takbalkar) kan förbli oskyddade om eventuell kollaps av byggnadsdel inte kan leda till fortskridande ras [3]. Detta eftersom risken för personskador därmed ändras till ringa (mer om detta i kapitel 2.3). För en stålhall kan det bli väldigt kostsamt att skydda takkonstruktion eftersom långa spännvidder ofta används [4]. Därför finns det intresse att, genom olika verifieringsmetoder, hänföra risken för personskador till ringa vid kollaps av delar på takkonstruktionen. Problemet med detta är att delar av branschen använt verifieringsmetoder som är felaktiga eller saknar stöd från regler för att uppföra hallbyggnader med oskyddat stål [4] [5]. Enligt uppgift från Stålbyggnadsinstitutet kan det handla om miljontals kvadratmeter som är byggda på detta sätt [4]. Ett fel är exempelvis att bärande konstruktioner kollapsar v-format vid temperturpåverkan, något som egentligen saknar stöd från forskning [5]. Ett annat felaktigt exempel, eftersom det saknar stöd i föreskrifterna, är att bärverket får hänga ner till tre meters höjd utanför det maximala skadeområdet [5]. Viktigt är även att påpeka att kraven för utrymning och bärförmåga ska, enligt reglerna och EKS, uppfyllas oberoende av varandra. Det är alltså inte möjligt att använda principen "utrymning är så snabb" eller "räddningstjänsten behövs inte/kan inte göra insats". [6] Michael Strömgren, brandingenjör och specialist på byggregler och fire safety engineering på SP Brandteknik, skriver på sin blogg om bärförmåga vid brand av stålbyggnader [6]: Det saknas bra metoder som är vedertagna av branschen. Behovet av nya handböcker är stort eftersom de som finns antingen är felaktiga eller saknar rimliga och tydliga dimensioneringsmetoder på området. Ett av problemen är att brand i en hallbyggnad skiljer sig avsevärt jämfört med en vanlig rumsbrand. Framförallt är det geometrin som skiljer eftersom en hallbyggnad har en mycket större golvarea samt en takhöjd som ofta är mer än det dubbla jämfört med ett vanligt rum. Detta gör att många av dagens handberäkningsmetoder som bygger på fullskaleförsök och som används på hallbyggnader kan ge felaktiga resultat. Detta eftersom fullskaleförsöken ofta är utförda i vanliga rum med mycket mindre volymer jämfört med en hallbyggnad. Geometrier och takhöjder för hallbyggnader kan även kraftigt variera vilket ger olika förutsättningar för olika hallbyggnader. I denna studie kommer brand i hallbyggnad studeras i datorprogrammet FDS. Olika scenarier kommer att simuleras för att kunna jämföra resultat. Fokuseringen kommer att ligga på temperaturer på takbalkarna med hänsyn på bärighet. Även utrymning i hallbyggnad kommer att studeras i datorprogrammet Evac. 1

9 1.1 Tidigare studier Brandskyddslaget har i en rapport, 2009, utrett praxis och tidigare gällande normer som använts för hallbyggnader [7]. Enligt dessa normer och praxis kan man tillåta oskyddat stål för takkonstruktionen så som balkar och bärande takskiva. En av förutsättningarna för att tillåta detta är att takets värmeisolering ska vara obrännbar samt att, för vissa typer av verksamheter, eventuell lokal skada på grund av brand inte får leda till fortskridande ras eller för stort skadeområde [7]. Med hjälp av ett datorprogram exemplifierades beräkningar av en brand i en hallbyggnad. Denna hallbyggnad hade ett planmått på 40 x 50 m, en takhöjd på 9 m samt en brandgasventilationsarea på 5 m 2. Brandutvecklingen antogs följa FAST enligt NFPA och kritisk ståltemperatur antogs vara 550 C. [7] I utredningen kom man fram till att utrymningen måste vara avslutad senast efter 8 min på grund av strålningen från brandgaslagret. Invändig brandbekämpning ansågs vara omöjlig efter 11 min. Lokal kollaps över brandhärden förväntades kunna ske efter 18 min och global kollaps efter 24 min. Med dess data kom man fram till att kollaps av bärande takkonstruktion inte utgör någon fara för utrymmande personer eller personal från räddningstjänsten. [7] I ett projekt utfört 2005 av SP, Sveriges Tekniska forskningsinstitut, undersökte man brandspridning för ett hyllager med några varierande parametrar [8]. Bränslet man använde var staplade kartonger innehållande muggar gjorda av polystyren samt tomma kartonger. Man gjorde även några tester med trä som bränsle [8]. I testerna kom man bland annat fram till att höjden mellan taket och bränslet på toppen påverkar brandspridningen avsevärt. Detta eftersom när flammorna når taket sprids de ut mot sidorna och strålningen ner mot bränslet ökar. Testerna visade att brandspridningen, för motsvarande uppställning i stor skala, var snabbast när höjden mellan bränslet på toppen och taket var 3 meter. Brandspridningens utveckling för höjdskillnaderna 1 och 6 meter var ungefär lika. Detta eftersom höjdskillanden med 1 meter fördröjer brandspridningen då förbränningen blir mindre fullständig. [8] I testerna såg man även att tjockleken på materialet, höjden på staplarna och avståndet för rökkanalerna mellan lådorna påverkar brandbeteendet avsevärt. En viktig parameter som påverkade den globala brandspridningen var positionerna av antändningspunkterna. Detta eftersom olika antändningspunkter gav olika brandutvecklingar och effektutvecklingskurvor. [8] Även på LTU, Luleå Teknisk Universitet, har man gjort studier för brand i hallbyggnad där man kombinerat kunskaper om bärighet av stålkonstruktioner med kunskaper om brand. I ett examensarbete utfört 2012 av Lars-Olof Björkstad utreddes och evaluerades vilken bärighet som finns i en typisk hallbyggnad i Sverige [9]. Takbalkarna analyserades i Abaqus, ett datorprogram som bygger på finita elementmetoden, där man kan beräkna kritiska laster vid olika temperaturer på balkarna. I studien analyserades bärförmågan med två olika temperaturer. Den ena temperaturen var från standardbrandkurvan efter 30 min (850 C) och den andra temperaturen var erhållen från en simulering i FDS där den högsta temperaturen, i en av takbalkarna, blev 450 C. För att se om några förändringar i viktiga detaljer bidrog till att höja bärförmågan hos balkarna gjordes flera analyser där olika parametrar ändrades. Parametrar som förändrades var infästningen av balken i mitten, randvillkoren samt tjockleken på de stänger som var tänkt att motsvara taket på byggnaden. [9] 2

10 Resultaten från Abaqus visade att inget fall klarade den dimensionerande lasten när balkens temperatur sattes till 850 C. Däremot klarade balken den dimensionerande lasten för de tre fall som gjordes med en balktemperatur på 450 C. 1.2 Syfte och mål Syftet med denna är studie att med hjälp av FDS, och varierande parametrar, kontrollera vilka temperaturer som kan uppstå på stålbalkarna vid brand i en hallbyggnad. De varierande parametrarnas betydelse ska analyseras samt att resultatet ska kunna diskuteras gällande bärighet av konstruktion. Studien ska även ge möjligheter för vidare analys. Syftet är även att titta på utrymningsmöjligheter och kritiska förhållanden med hjälp av FDS och utrymningsprogrammet Evac. Studien är genomförd utifrån följande forskningsfrågor: Hur påverkar takhöjd, öppningsstorlekar och rökluckor brandutvecklingen och temperaturerna i takbalkarna? Kan en säker utrymning förutsättas för hallbyggnaden? 1.3 Avgränsningar/förenklingar I studien har inga beräkningar på brott gjorts för takbalkarna. Istället har tempereraturen 550 C antagits som kritisk temperatur och är det värde som använts vid jämförelse av scenarier. Adiabatisk yttemperatur har endast mätts på undersidan av takbalkarna. Endast ett material av bränsle, med dess parametrar, har använts i varje scenario till brandspridningen. Brännbart material för väggar och fasta brännbara tekniska installationer har inte studerats. Väggarna har därmed antagits vara obrännbara. 1.4 Metod Arbetet är indelat i tre arbetsspår och är illustrerat som ett flödesschema i Figur 1. Dessa spår utgörs i figuren av det blå huvudspåret där syftet var att ta reda på temperaturerna i takbalkarna. Detta gjordes i huvudsak med brandsimuleringar i programmet FDS version Det gröna spåret är ett spår där utrymning undersöktes. Detta är i huvudsak gjort med utrymningsprogrammet Evac version Det röda spåret illustrerar handberäkningar som genomfördes för att jämföra och validera resultaten från de andra spåren. Bland annat BBR och Eurocode användes som riktlinjer och hjälp vid handberäkningar. För att få jämförande data simulerades olika scenarier med ett antal förändrade parametrar. Till exempel ändrades geometri och värden på indata i FDS (se kapitel 4 för de olika scenarierna ). 3

11 Befintlig hallbyggnad Validera en eller flera FDS-modeller lämpliga för denna studie Kartlägg byggnadens geometri och materialegenskaper Anpassa modellerna till byggnaden Simulera i FDS och granska resultatet Utför enklare handberäkningar och jämför resultaten från FDS och EVAC med dessa Simulera utrymning med EVAC Fortsätt anpassa modellen och validera resultaten för alla scenarier Analysera resultaten, dra slutsatser Diskutera resultaten och ge förslag till fortsatt arbete Figur 1, Tillvägagångsätt för arbetet är illustrerat som ett flödesschema. 4

12 1.5 Självutvärdering Detta examensarbete är utfört i enlighet med de krav som ställs av fakulteten och Högskoleverket för Civilingenjörsutbildningen, Brandteknik. Arbetet är påbörjat i september 2012 och slutfört i januari Arbetet är utfört av mig själv med vägledning och stöd från min handledare och personal från LTU och Tyréns. Arbetets tidsfrist är inom den planerade tidsfristen. I denna studie har jag använt de kunskaper som jag lärt mig från genomförd utbildning. Även ny kunskap har lärts in under arbetets gång, kunskap som jag kommer att ha fortsatt nytta av. Jag har visat att jag har en bred kunskap inom området, men även en djupare kunskap inom specifika områden. Genom min studie har jag visat att jag har god kunskap inom datorprogrammen FDS och Evac samt att jag har visat att jag kan tolka Eurocode och liknande regelverk. Jag har även visat att jag kan tolka och analysera resultaten från FDS på ett analytiskt sätt. Med utrymningssimuleringarna har jag visat att jag kan utföra analyser av utrymning samt tolka och bedöma dessa. Arbetet har haft ett brett syfte och därför behandlat många parametrar och faktorer. Därför ges det i denna studie förslag på fortsatt arbete med djupare studier. 5

13 2 Byggnaden I detta kapitel redovisas den undersökta byggnadens geometri, material, aktiva system och utrymningsvägar. I kapitel 2.3 tillämpas EKS 8 på byggnaden och där förklaras de regler som finns i EKS 8 med hänsyn på byggnadens verksamhetsklass och byggnadsklass. Byggnaden som har undersöks, och efterliknats vid simuleringarna, är en hallbyggnad med en bärande takkonstruktion av stål. Ritning av byggnaden finns i Figur 2. Byggnaden är en ombyggnation från industri till varuhus. På nedre plan finns en samlingslokal som är avsedd för mer än 150 personer. Detta innebär att den brandtekniska klassen för lokalen är verksamhetsklass 2B och byggnadens byggnadsklass är Br2 [2]. Det är samlingslokalen som utgör den största delen av byggnaden och är också, i denna studie, den del som har simulerats upp i FDS. I lokalen finns ett flertal hyllor utplacerade som innehåller olika brännbara material som till exempel plast, skumgummi, textiler, trä med mera. 2.1 Geometri och material Byggnadens publika del har en total yta på ca 2400 m 2. På denna yta finns ett antal ställningar/hyllor utplacerade (finns utmarkerade i ritningen i Figur 2). Hyllornas höjd uppskattas till ungefär 2,2 m. Byggnadens takhöjd varier något p.g.a. lutning, men i denna studie har taket förenklats till ett plant tak med höjden 7,6 m. Upplagens höjd för takbalkarna är 6,8 m ovan golvet. För balkarna är c/c avståndet 6 m. Längden på lokalen är ungefär 54 m och där man med hjälp av tvärgående balkar har reducerat spännvidden till 18 m. Figur 2, Ritning på byggnaden med röda markeringar för rökluckor och gröna pilar för utrymningsvägar (större bild finns i Bilaga A). 6

14 Den publika delen har två sorters väggar. Ytterväggarna är en utfackningsvägg medan innerväggarna är en brandvägg i klass EI30. Taket består till största del av isolering och bärande plåt. 2.2 Aktiva system och utrymningsvägar Lokalen är totalt utrustad med fem utrymningsvägar; huvudentrén samt fyra andra utrymningsvägar. Bredden på utrymningsentrén uppskattas, med hjälp av ritningen, till cirka 2,8 meter. Dock så är huvudentrén inbyggd med ett vindfång som måste passeras vid utrymning. Detta vindfång har två dörrar med en bredd på cirka 1,6 meter vardera och antas vara det som kommer att begränsa utrymningen vid huvudentrén. De fyra andra utrymningsvägarna har en bredd på 1,2 meter. Byggnaden är även utrustad med utrymningslarm i form av ett talande meddelande. I taket på lokalen finns rökluckor, men dessa används inte med dagens verksamhetsklass. Det finns totalt nio rökluckor som är jämt placerade i taket. Dessa har enligt ritningen en uppmätt yta på cirka 3 m 2 vardera. Rökluckorna och utrymningsvägarna finns markerade på ritningen i Figur 2, sida Tillämpning av EKS 8 på byggnaden Enligt Boverkets föreskrifter och allmänna råd om tillämpning av europeiska konstruktionsstandarder (eurokoder) BFS 2011:10 EKS 8, [3] kan byggnadsdelar delas in i 5 olika brandsäkerhetsklasser. Dessa brandsäkerhetsklasser har grundats utifrån risken för personskada vid kollaps av byggnadsdel och kan ses i Tabell 3. Tabell 1, Brandsäkerhetsklasser från BFS 2011:10 EKS 8 [3] Brandsäkerhetsklass Risk för personskada vid kollaps av byggnadsdel 1 Ringa 2 Liten 3 Måttlig 4 Stor 5 Mycket stor För en Br2-byggnad kan brandsäkerhetsklass delas upp enligt Tabell 2. Tabell 2, Brandsäkerhetsklasser för en Br2-byggnad. Från BFS 2011:10 EKS 8 [3] Brandsäkerhetsklass Exempel på byggnadsdelar i en Br2-byggnad 1 Vissa bärverk i säkerhetsklass 1, takfot, ickebärande innervägg, skärmtak eller balkong utan gemensamt bärverk. Bärverk som tillhör byggnadens huvudsystem och som vid kollaps inte kan leda till fortskridande ras i brandlastfallet. Exempel på byggnadsdelar kan vara fackverk och pelare som endast påverkar ett begränsat område. 2-3 Bärverk som tillhör byggnadens huvudsystem och som vid kollaps kan leda till fortskridande ras i brandlastfallet. Trapplan och trapplopp som utgör utrymningsväg och som är beläget under över översta källarplanet. 4-5 Bärverk som tillhör byggnadens huvudsystem och som är beläget under översta källarplanet. I BFS 2011:10 EKS 8 [3] framgår att byggnadsdelar i brandsäkerhetsklass 3 ska ha en brandteknisk klass lägst R30 medan byggnadsdelar i brandsäkerhetsklass 1 inte behöver någon brandteknisk klass. 7

15 Dimensionering bör utföras för fullt utvecklad brand. Om det kan visas att övertändning inte kan inträffa kan dimensionering utföras för lokal brand. I BFS 2011:10 EKS 8 [2] står följande som allmänt råd: Om sannolikheten för övertändning i en byggnad i Br2 eller Br3 kan visas vara mindre än 0,5 %, givet att brand har uppkommit, behöver byggnaden enbart dimensioneras för lokal brand. Exempel på hur detta kan visas kan vara med minst två oberoende tekniska system med säkerställd driftsäkerhet, se även 10. Det kan även vara möjligt att visa att övertändningen inte kan inträffa med hänsyn till låg brandbelastning. Enligt Tabell 2 kan bärverk som tillhör byggnadens huvudsystem hänföras till brandsäkerhetsklass 1 om de i brandlastfallet, vid kollaps, inte kan leda till fortskridande ras. I BFS 2011:10 EKS 8 [2] framgår att: Byggnadsdelar kan hänföras till brandsäkerhetsklass 1 om omfattningen på kollaps av byggnadsdel eller byggnadsdelar, dvs. den primära skadan samt angränsande område, begränsas till det maximala området som anges i figur C-2. I annat fall hänförs byggnadsdelarna till brandsäkerhetsklass 3. Där figur C-2 utgör Figur 3 i denna rapport. Figur 3, Brandpåverkansområde samt maximalt skadeområde. Bild från BFS 2011:10 EKS 8 [2]. Med brandpåverkansområde menas 20 m 2 och dess ovanliggande volym [3]. Om brott endast kan ske lokalt ovan brandpåverkat område på grund av höga temperaturer kan alltså takbalkarna vara oskyddade. Det kräver att spännvidd och c/c-avstånd inte överstiger 11m eftersom det maximala skadeområdet då endast kan bli 11 m utanför brandpåverkat område. 8

16 3 Datormodeller I detta kapitel introduceras programmen FDS och Evac som använts i studien. Här redovisas och motiveras även indata och uppställning för ett par viktiga parametrar i scenariot med utgångsdata (mer om scenarierna i kapitel 4). 3.1 Fire Dynamics Simulator, FDS FDS är ett CFD-program som är skapat av NIST och är gratis att använda. Med hjälp av FDS kan man beräkna flöden av fluider som drivs av brand. Med en form av Navier-Stokes ekvationer löser FDS problemen, med termiskt driven strömning, och där tyngdpunkten ligger på rök och värme från bränder. [10] FDS har funnits sedan år 2000, men har ett flertal gånger uppdateras och där nya funktioner har utvecklas till programmet [11]. I dagens version, FDS 5.5.3, kan man bland annat få resultat på rökspridning, HRR, temperaturer på och i material, adiabatisk yttemperatur, gastemperatur, gasfraktion, strålning samt aktivering av sprinklers och detektorer [10]. För att kunna se resultaten grafiskt kan man använda det medföljande programmet Smokeview. Användaren skriver i en indata-fil (textdokument), parametrar som ska ingå i simuleringen. Detta görs med olika kodsträngar som finns beskrivna i användarmanualen. Det finns även olika tredjepartstillverkare som har byggt grafiska användargränssnitt som ska underlätta för användaren. En del av dessa är kostandsfria medan andra kräver en betald licens. Värden på vissa parametrar har föreskrivna standardvärden som används ifall inget annat anges. Dessa värden finns beskrivna i användarmanualen. Till exempel används propan som bränsle i förbränningsreaktionen ifall inget annat anges och förbränningshastigheten kommer därför att justeras efter det [10]. Eftersom dessa standardvärden kan ha stort inflytande på resultatet är det viktigt för användaren att veta vilka dessa värden är och vilka som behöver definieras av användaren utifrån syftet med simuleringen. I FDS delar man upp sin mesh (simuleringsvolym) i celler, så kallade mesh cells, som bildar rätblock och som man själv väljer storlek på. Det är dock bäst att cellerna liknar kuber där sidorna, så gott som det går, har samma längd, bredd och höjd [10]. Storleken på cellerna kan påverka resultatet. Mindre och fler celler ger bättre upplösning, men även längre beräkningstid. Att välja storlek på cellerna är inte lätt och valet varierar beroende på vad man vill åstadkomma. Ett bra sätt att hitta en lämplig storlek är att göra en mesh-analys. I analysen börjar man med en grov grid-storlek (grovt rutnät) för att sedan stegvis minska tills man inte får någon märkbar skillnad på resultaten. [10] Mesh För att få en uppfattning om vilken grid-strolek man ska ha kan man använda den karakteristiska plym-diametern. Den definieras som [12], [13]: ( ) Ekv 1 9

17 Där z är karakteristiska plym-diametern [m], Q är effektutveckling [kw], ρ, är omgivningens luftdensitet [kg/m 3 ], c p,, är luftens specifika värmekapacitet [kj/(kg K)], T är omgivningens lufttemperatur [K] och g är tyngdaccelerationen [m/s 2 ]. Enligt de flesta studierna rekommenderas en grid-storlek som är mellan 5 % och 10 % av den karakteristiska plym-diametern [12]. Som exempel: Med en effektutveckling på 6000 kw och en grid-storlek med 10 % av karakteristiska plym-diametern ger det en rekommenderad grid-storlek på ungefär 24 cm medan en effektutveckling på 40000kW ger en rekommenderad grid-storlek på 50 cm. I denna studie kommer dock effektutvecklingen bero på brandspridningen (se kapitel om brandmodellen som använts) och där brandspridningen i sin tur bland annat kommer att bero på gridstorleken. Därför används Ekv 1 endast som en riktlinje vid val av grid-storlek eftersom den minsta möjliga grid-storleken är att föredra med brandmodellen som används i denna studie. För att spara beräkningstid har två finare grid-storlekar valts runt där branden startar och kan tänkas sprida sig medan en grövre storlek har valts på övriga ställen. Med hjälp av kortare simuleringar och med hänsyn på resultat och beräkningstid har storleken för den finaste grid-storleken valts till 10 cm och sträcker sig upp till hyllornas höjd. Den minsta grid-storleken prioriterades vid bränslet eftersom brandspridningen samt luftflödet mellan de täta hyllvåningarna blir bättre med en så liten grid-storlek som möjligt. Ovan dem har en grid-storlek på 20 cm valts eftersom plymen från branden stiger upp genom den samt att de högsta temperaturerna på balkarna förväntas uppstå på balkarna i den meshen. På övriga ställen, har 40cm valts. I Figur 4 och Figur 5 finns meshen uppritat. Beräkningstiden varierade för de olika scenarierna, men tog mellan 2-3 dygn för scenario 1-10 och ungefär 6 dygn för scenario 11. Då erhölls resultat för 60 minuter simulerad tid. En mindre gridstorlek prövades på samtliga mesher, men dessa simuleringar kunde inte slutföras eftersom programmet stängdes ner av okänd anledning. Även en större grid-storlek testades vid bränsleområdet. Denna uteslöts eftersom däremot eftersom luftflödet mellan hyllorna blev dåligt, vilket medförde att tillgången av syre blev lokalt sämre vid hyllorna. Figur 4, Hela lokalen med de olika mesh-storlekarna uppritade i alla plan. Det mörka området i mitten är meshen med minst grid-storlek. 10

18 Figur 5, Närbild på mesh-storleken uppritad i xz-planet. På bilden kan man urskilja tre olika mesh storlekar. 10, 20 och 40 cm Väggar och öppningar Väggarna och takets konstruktionslösningar som använts har efterliknat lösningar som isoleringsföretaget ISOVER redovisar på sin hemsida [14]. Väggarna har en inre beklädnad av gips och taket av plåt. Nedan följer den totala tjockleken av isolering som har använts för respektive del. Mellanvägg/brandvägg = 4,5 cm tjock isolering Yttervägg = 34 cm tjock isolering Tak = 26 cm tjock isolering Egenskaper för huvudisoleringen som använts är följande: Emissivitet = 0.85 Specifika värmekapaciteten = 0.84 kj/kg*k Denisitet = 30 kg/m 3 Konduktivitet = 0.04 W/m*K För samtliga material egenskaper se indatafilen för FDS i Bilaga C. Öppningar är en viktig parameter som bland annat avgör hur mycket syre som kan tillföras branden samt att den påverkar rökskiktet. Dörrar som utgör utrymningsvägar antas vara öppna medan övriga dörrar antas vara stängda. Det ger en total öppningsarea på 19,36 m 2. 11

19 3.1.3 Brandmodell och placering I boverkets handbok om brandbelastning [15] finns tabulerad data för brandbelastning för olika verksamheter. I handboken delar man upp brandbelastningen i två typer, permanent brandbelastning och variabel brandbelastning. Den permanenta brandbelastningen är brandbelastning som finns med i byggnaden genom dess hela ekonomiska livslängd som till exempel brännbart material i väggar och brännbart material på permanent teknisk utrustning. Den variabla brandbelastningen är den brandbelastning som varierar under byggnadens ekonomiska livslängd och exempel på detta kan vara lagervaror, flyttbar utrustning och möbler. För samlingslokalen i den studerade byggnaden har värdet för variabel brandbelastning tagits för shoppingscentrum och är 730 MJ/m 2 golvyta [15]. Detta värde är ett genomsnittsvärde för flera shoppingcentrum och utgör den övre 80 % fraktilen. Med en golvyta på 2400 m 2 blir den totala variabla brandbelastningen MJ. Hyllorna utgör 500 m 2 av golvytan. Med antagandet att hyllorna utgör all variabel brandbelastning, blir brandbelastningen 3504 MJ/m 2 hylla. Den permanenta brandbelastningen kan schablonmässigt sättas till 50 MJ/m 2 omslutningsarea [15]. Med en total omslutningsarea på 6370 m 2 blir den totala permanenta brandbelastningen MJ. Uppdelat på hyllorna blir det 637 MJ/m 2 hylla. I SS-EN bilaga E.4 [16] finns tabulerade värden för effektutveckling i de fall branden är bränslekontrollerad för olika verksamhetstyper. För varuhus är värdet 250 kw/m 2 golvyta. Med en golvyta på 2400 m 2 blir den totala maximala effektutvecklingen för lokalen 600 MW. Med samma antagande ovan att hyllorna utgör bränslet blir den maximala effektutvecklingen 1,2 MW/ m 2 hylla. För variabel och permanent brandenergi skulle det innebära att varje del bränsle, från att det börjar brinna, brinner i cirka 60 min med maximal effektutveckling (ej medräknat brandtillväxt och avsvalningsfas). Mängden syre i rummet kan beräknas med Ekv 2: Ekv 2 Där m syre är syrets massa [kg], ρ luft är densiteten på luften = 1,2 kg/m 3, V är volymen luft i lokalen = m 3 och a syre är andel syre i luften = 23 %. Det ger m syre = 4636,8 kg. Vidare ger ungefär 1 kg förbränt syre 13,1 MJ. Vilket ger att syret i rummet ger MJ och med en antagen konstant brand i en timme skulle det ge en maximal effektutveckling på ungefär 17 MW. Däremot kommer mer luft strömma in genom öppningarna vilket kan uppskattas med Ekv 3 [17]: Ekv 3 Där m a är flödet av luft [kg/s]. A 0 är öppningar till lokalen = 19,36 m 2 och H 0 är höjden på öppningarna = 2,4 m. Det ger m a 15kg/s. Vilket i sin tur ger med 23 % syre i luften och 13,1 MJ/kg förbrännt syre, en effektutveckling på ungefär 45 MW. Totalt blir det en effektutveckling på 62 MW. 12

20 I mitten på lokalen har brännbara hyllor simulerats upp. Området finns inringat med en röd rektangel i Figur 6 och har en yta på ungefär 310 m 2. Branden antas starta i mitten på detta område. Detta område ger maximalt 126 MW ifall allt brinner samtidigt. Mängden bränsle uppskattas därför vara mer än mängden syre till en simulerad brand i området under 60 min för scenario 1. En tätare grid-storlek används i området där bränslet har simulerats upp (se kapitel 3.1.1). Med det lokala området med bränsle har meshen med den tätare grid-storleken reducerats till detta område. Därför uppskattas beräkningstiden att minska betydligt. De övriga hyllorna som simulerats upp utan fyllning och med bruna kanter används bara som hinder för utrymmande personer i utrymningsberäkningarna. Dessa hyllor påverkar inte beräkningar i FDS som till exempel strålning eller strömning av gaser. Figur 6, Översikt av modellen där de brännbara hyllorna, inringade med en röd ruta, syns i mitten på bilden. 13

21 De brännbara hyllorna har simulerats upp som rätblock och kan ses i Figur 7. De översta rätblocken sträcker sig upp till höjden 2,2 m. Avståndet mellan hyllorna är 1,2 m. I figuren syns även två röda rätblock som är antändningspunkterna, det vill säga där branden startar. Antändningspunkterna har en brandutveckling enligt αt 2 upp till dess maximala effektutveckling (totalt 666 kw för de röda blocken) och hålls sedan konstant. Tillväxthastigheten α för de röda rätblocken är satt till 0,047 kw/s 2 och anses som snabb brandtillväxt [15] [16]. Det är även det rekommenderade värdet för samlingslokaler [15] och varuhus [16]. Figur 7, Närbild på de brännbara hyllorna. På bilden syns även de röda kuber som är antändningspunkterna. Alla ytor förutom botten anges avge HRR med ett maximalt värde på 150 kw/m 2 framräknat med hänsyn från 1,2 MW/m 2 hylla (framräknat tidigare i detta kapitel). Varje hylla innehåller 18 rätblock vilket gör att en hylla vid full effektutveckling avger ungefär 6 MW. Ytorna för rätblocken delas upp enligt grid-storleken (100 cm 2 i området) där varje cellyta har en homogen yttemperatur. Dessa ytor har angetts en antändningstemperatur och cellytorna börjar brinna enligt en ramp när denna antändningstemperatur nås. Efter 30 s anges ytan uppnå sin maximala effektutveckling. Denna typ av brandmodell bygger på en tidigare studie i FDS [18], där brandmodellen har utformats med hjälp av utförda försök. Hur snabbt en yta på ett material når sin antändningstemperatur beror på den termiska trögheten och antändningstemperaturen hos materialet. Den termiska trögheten kan utryckas som kρc där k är värmeledningsförmågan [W/(m K)], ρ är densiteten [kg/m 3 ] och c är den specifika värmekapaciteten [J/(kg K)]. Dessa parametrar samt antändningstemperaturen beror på materialet och ju högre värden desto längre tid till antändning. [19] För aktuell lokal finns det massor av olika brännbara material med olika termiska trögheter och antändningstemperaturer. Dock har endast värden från ett brännbart material använts med samma termiska tröghet och antändningstemperatur. Det material som använts är softwood vilket är ett relativt lättantändligt trä och bedöms vara ett bra genomsnittsmaterial för lokalen. Materialparametrarna som påverkar den termiska trögheten har följande värden för softwood [20]: 14

22 Värmeledningsförmåga = 0.12 W/m K Specifik värmekapacitet = 1380 J/ kg K Densitet = 500 kg/m 3 Antändningstemperatur kan variera beroende på bland annat träslag, fuktinnehåll och geometri [21]. Detta är även tydligt när man jämför antändningstemperaturen för trä från olika studier. För trä generellt är antändningstemperaturen från olika studier: C [22], 300 C [23], [24]. För några specifika träslag är antändningstemperaturen för ek 482 C och för tall 427 C [23]. Eftersom softwood anses som ett relativt lättantändligt trämaterial sätts antändningstemperaturen för bränslet till 270 C i denna studie. Den låga antändningstemperaturen kan även motiveras med att det i lokalen också finns mer lättantändliga material som papper och textil. Dessa skulle kunna börja brinna och sedan sprida branden vidare till de mer svårantändliga närliggande materialen. Inga ställningar/hyllor av stål har valts att simuleras upp. Detta eftersom dessa tunna hyllor är mycket tunnare än grid-storleken vilket skulle resultera i att dessa hyllor skulle renderas som thin sheets i FDS. Thin sheets har inte samma funktionalitet som vanliga objekt [10]. På grund av denna osäkerhet valdes ställningarna/hyllorna att exkluderas Förbränningsreaktion och värden I FDS anger man en förbränningsreaktion där man bland annat kan ange molekyluppsättning och sotproduktion. Molekyluppsättningen behövs för att FDS ska kunna räkna ut produktionen av CO och CO 2, men man kan även välja att sätta ett fast värde på dessa produktioner. En begränsning i FDS är att man bara kan ha en förbränningsreaktion (&REAC) per simulering även fast man har olika brännbara material. En lösning på detta kan vara att räkna ut en genomsnittlig förbränning och således genomsnittliga värden för alla brännbara material. I Boverkets Vägledning i analytisk dimensionering av byggnaders brandskydd [25] ges förslag till dimensionerande värden för sot- och CO-produktion i det tidiga brandförloppet för utrymningsanalyser. Med samlingslokal som verksamhet är förslaget för sotproduktion 0,06 g/g (0,06g sot per g brännbart material) och för CO-produktion 0,02 g/g. I en studie utfört av Branz har man, genom försök och experiment, kommit fram till det bästa värdet för sotproduktion och CO-produktion för stoppade möbler är 0,07g/g respektive 0,04g/g [26]. Som man kan se är dessa värden relativt nära Boverkets förslag på värden. I denna studie har ett fast värde på sotproduktion använts och är satt till 0,01g/g. Detta värde är lägre än de värden som beskrivits ovan, men bedöms vara ett bra värde med trä som bränsle. Värdet för COproduktion sätts till 0,02 g/g. 15

23 3.1.5 Rökluckor och rökdetektorer I taket finns, med jämna avstånd, rökdetektorer utplacerade som har inställda värden som motsvarar en joniserande rökdetektor enligt manualen i FDS. I Figur 8 finns ett exempel på hur dessa ser ut i FDS när de är utplacerade i taket. Figur 8, Rökdetektorer i FDS utplacerade i taket i lokalen. I taket är det även utplacerat rökluckor enligt kapitel 2.2. Som tidigare nämnts så används inte dessa rökluckor med dagens verksamhetsklass. Därför kommer inte heller rökluckorna användas i de flesta av scenarierna som simuleras i FDS (mer om scenarierna kapitel 4). I några av scenarierna kommer dock simuleringar ske med rökluckor, men där de i starten av branden är stängda. Med hjälp av två stycken CTRL-funktioner kan rökluckorna öppnas i en realistisk tid. Den ena CTRL-funktionen har en tidfördröjning som ska motsvara den tid det tar för räddningstjänsten att anlända till platsen (insatstid) och den tid det tar att öppna rökluckorna efter räddningstjänsten har anlänt. Enligt brandskyddsdokumentationen är insatstiden under 10 min för den studerade byggnaden. Insatstiden med ett tillägg att öppna rökluckorna uppskattas därför till 15 min. Denna tid börjar dock inte räkna förrän någon av rökdetektorerna har detekterat branden. För exakt utformning av CTRLfunktionerna se exempel av FDS-indata i bilaga C. Sammanfattningsvis kan man säga att den tid det tar för rökluckorna att öppna efter simuleringen startat är detektionstid av rökdetektorerna + insatstid (15 min) där tillägg för att öppna rökluckorna är medräknat Mätningspunkter och placeringar På undersidan av takbalkarna, på höjden 6,8 m, har mätpunkter placerats ut med jämna avstånd. Dessa punkter har mätt adiabatisk yttemperatur och gastemperatur som en funktion av tiden. I Figur 9 kan man se de gröna cirklarna som utgör mätpunkterna på undersidan av takbalkarna. Avståndet mellan mätpunkterna är 6,4 m. Adiabatisk yttemperatur är en temperatur som ligger mellan gas- och strålningstemperatur. Adiabatisk yttemperatur beror inte på materialets termiska tröghet utan endast av konvektionen, gastemperatur, strålning samt materialets emissivitet. Per definition är adiabatisk yttemperatur den temperatur på en yta som inte kan absorbera någon värme. [19] 16

24 Yttemperaturen hos ett material kan aldrig bli större än den adiabatiska yttemperaturen utan är den maximala temperatur som en yta kan få. När ett material värms upp närmar sig yttemperaturen den adiabatiska yttemperaturen. Desto högre termiska tröghet ett material har desto långsammare uppvärmning. Det är därför viktigt att påpeka att även fast en adiabatisk yttemperatur har uppnått ett kritisk värde för en stålbalk, så kan det dröja innan stålbalkens temperatur uppnår samma kritiska värde. En fördel med adiabatisk yttemperatur är att den enkelt kan användas i andra program för vidare brottanalys av konstruktionsdel utsatt av brand. Den går även att anpassa på olika material med olika termiska trögheter. Även strålning har mätts [kw/m 2 ] på höjden 2 m ovan golvet. Mätningspunkterna för strålning finns i Figur 9 och är utmärkta med röda cirklar och namnmärkta med S1-S7. Avståndet mellan dessa mätpunkter är 4 m. Antalet strålningsvinklar som använts i studien är 104 st och är standardvärdet i FDS. Figur 9, Lokalen ovanifrån. De gröna cirklarna utgör mätpunkterna för adiabatisk yttemperatur på undersidan av takbalkarna. De röda cirklarna utgör mätningspunkter för strålning. 17

25 3.2 Evac Evac är en tilläggsmodul till FDS som hanterar evakueringssimuleringar. Programmet är skapat av VTT och används för att simulera rörelser av människor i evakueringssituationer. [27] Några av huvudfunktionerna enligt FDS+Evac:s officiella hemsida är [27]: Agentbaserad simulering av människor Rörelsealgoritm baserad på panic model Enkel, textbaserad definition av scenarier Efterarbete av resultat med hjälp av Smokeview Brandeffekter beräknas med hjälp av FED-konceptet I Evac har man möjlighet att själv definiera persontyper eller välja någon av de fördefinierade persontyperna, adult, male, female, child eller elderly. Dessa typer har olika egenskaper som till exempel storlek och gånghastighet. Användaren väljer själv vilka persontyper och antalet personer som slumpvis, med jämna mellan rum, ska placeras ut på ett användardefinierat område. Användaren väljer också vilken detektionstid och reaktionstid som personerna ska ha, samt vilka av de definierade utrymningsvägarna som ska vara kända av personerna. [28] Personernas val av utrymningsvägar är enligt följande ordning [28]: 1. Personerna väljer den närmaste synliga kända utrymningsvägen (den får ej vara blockerad av rök) 2. Om inte nr 1 finns väljer personerna den närmaste synliga utrymningsvägen (den får ej vara blockerad av rök) 3. Om det inte finns någon synlig utrymningsväg följer personerna flödet som definieras till en specifik mesh/utrymningsväg. Standard är att personerna då följer flödet i Main-mesh det vill säga flödet till alla utrymningsvägar. När man simulerar med Evac kan man välja att simulera tillsammans med en brand eller endast utrymning ( fire drill ). Vid simulering med brand (FDS+Evac) lagras så kallade FED-värden i en datafil. FED (Fractional Effective Dose) är utvecklat av David Purser och är ett vanligt använt mått för att bestämma mänsklig inkapacitet på grund av giftiga gaser [10]. För att beräkna FED använder Evac, med hjälp av ekvationer, gaskoncentrationer av O 2, CO 2 och CO [28]. Resultaten som man kan få ut från Evac är bland annat: Tid för hela utrymningsförloppet Högsta FED-värde uppmätt på en person vid en viss tidpunkt Antal döda Antal personer som passerat en specifik utrymningsväg Antal personer som samtidigt försöker utrymma via en specifik utrymningsväg Kontaktkraft som verkar på personerna (N/m) Viktigt är också att tillägga att resultaten i Evac kan skilja sig i simuleringar med exakt samma indata. Detta eftersom Evac innehåller ett par slumpparametrar som baseras på sannolikhetsfördelningar. Som exempel kan reaktionstid hos personerna fördelas enligt ett intervall och medelvärde. Dessa personer slumpas sedan ut på det definierade området och personer med olika reaktionstider placeras således ut på olika platser för upprepade simuleringsförsök. 18

26 3.2.1 Persontäthet Byggnadens publika del har en total area på ca 2400 m 2. Borträknat areorna för hyllor och liknande blir nettoarean ca 1900 m 2. Enligt BBR, regelsamling för byggande [2], kan persontäthet dimensioneras för köpcentrum, varuhus och butik med 0,5 personer/m 2 nettoarea. I ett stort varuhus kan man dock anta att en del av nettoarean, uppskattningsvis cirka 400 m 2, har en persontäthet av 0,25 personer/m 2. Det dimensionerade personanatalet blir cirka 850st och har använts vid både handberäkningar och Evac. Dessa personer har sedan fördelats ut någorlunda jämt i lokalen av programmet och kan ses i Figur 10. Inga personer har valts att placeras ut i närheten av där branden startar eftersom det då finns risk för missvisande FED-värden. Figur 10, Persontäthet och fördelning i programmet Evac innan utrymning påbörjats. 19

27 3.2.2 Personegenskaper och reaktionstider Tre olika persontyper har använts i utrymningssimuleringarna och som har fördefinierade egenskaper i Evac. Dessa typer är Adult, Child och Elderly. I Tabell 3 kan antalet utplacerade personer ses, samt dess respektive kroppsradie och gånghastighet. Alla personer får sedan slumpade kroppsradier och hastigheter utifrån deras persontyp och variationsbredd. På grund av sämre sikt minskar hastigheterna hos personerna vid ökad röktäthet [28]. Den minskade hastigheten följer en algoritm från resultaten av en studie utfört av Frantzich and Nilsson, Lunds universitet, 2003 [28]. Tabell 3, Antal av de fördefinierade persontyperna samt dess respektive kroppsradie och hastighet. Typ av personer Antal (st) Kroppsradie R d (m) Hastighet (m/s) Adult 500 0,255±0,035 1,25±0,30 Child 250 0,210±0,015 0,90±0,30 Elderly 100 0,250±0,020 0,80±0,30 Många försök visar att personer helst väljer en känd utrymningsväg vid utrymning [29]. Därför antas cirka 70 % utrymma via den kända utrymningsvägen (huvudentrén). För personerna i Evac ansätts att 60 % har huvudentrén som känd utrymningsväg. De personerna kommer i första hand välja huvudentrén som utrymningsväg om den är synlig. Resterande personer ansätts att inte har någon känd utrymningsväg. De personerna kommer att välja den närmaste synliga utrymningsvägen. Uppskattningsvis bör då totalt cirka 70 % utrymma via huvudentrén. FED-data beräknas som standard i Evac på höjden 1,6 m. I denna studie har dock höjden 2,0 m valts eftersom jämförelse av resultat då kan göras med gränsvärden från BBR:s vägledning för utrymning [25]. Med hjälp av tidigare brandsimuleringar har rökdetektorer använts för att finna en detektionstid. Det tog ungefär 66 s innan den första detektorn detekterade. Denna tid har således använts som detektionstid/varseblivningstid ± 1 sekund hos personerna, för scenariot när utrymningslarmet fungerar, för Evac-simuleringarna och vid handberäkningarna. I BBR:s vägledning för utrymning [25] ges förslag på förberedelsetiden hos personerna för utrymning. Förberedelsetid är tiden som går åt för att personen ska förstå att det brinner, lyssna på utrymningslarmet, hjälpa andra att utrymma, förbereda sig, försöka bekämpa branden med mera [25]. I ett varhus är förslaget 2 min om ett enkelt talat meddelande finns och i övriga fall 4 min. Dessa tider har använts i handberäkningar och som reaktionstid i Evac ± 10 s. 20

28 4 Scenarier För att kunna jämföra resultat och dra slutasatser behöver olika scenarier simuleras. Alla scenarier simuleras med 60 minuters simuleringstid. I de olika scenarierna ändras olika parametrar som kan vara både geometriska, men även materialparametrar. I detta kapitel redovisas de olika scenarierna som är simulerade. 4.1 Scenario 1, Utgångsdata I detta scenario simuleras branden med utgångsdata, det vill säga, indata och geometri är enligt den studerade byggnaden. Indata och uppställning redovisas i kapitel 2 (Byggnaden) och kapitel 3 (Datormodeller). Från detta scenario valdes, med hänsyn till resultat och beräkningstid, grid-storlek till alla scenarierna (se kap för grid-storlek). 4.2 Scenario 2, Branddämpning avslagen I FDS finns en funktion som dämpar/släcker branden ifall syrekoncentration är för låg. Som förskrivet värde är detta 0,15 i FDS. I detta scenario prövas detta värde att ändras till 0,0. I övrigt är indata enligt scenario Scenario 3, Med rökluckor I detta scenario används rökluckorna (se kapitel för mer information). I övrigt är indata enligt scenario Scenario 4, Högre tak I detta scenario ökas takhöjden med 1,2 m vilket ger en takhöjd på 8,8 m. Även upplagen för takbalkarna ökas med 1,2 m. I övrigt är indata enligt scenario Scenario 5, Lägre tak I detta scenario minskas takhöjden med 1,2 m vilket ger en takhöjd på 6,4 m. Även upplagen för takbalkarna minskas med 1,2 m. I övrigt är indata enligt scenario Scenario 6, Större öppningar I detta scenario ökas storleken på öppningarna genom att öka bredden på öppningarna/utrymningsvägarna. Höjden på öppningarna behålls. Öppningsarean är 201,6 m 2 i detta scenario istället för 19,36 m 2. I övrigt är indata enligt scenario Scenario 7, Större öppningar + högre tak I detta scenario är öppningsarean ökad till 201,6 m 2 och takhöjden är ökad till 8,8 m. Även upplagen för takbalkarna ökas med 1,2 m. I övrigt är indata enligt scenario Scenario 8, Större öppningar + lägre tak I detta scenario är öppningsarean ökad till 201,6 m 2 och takhöjden är minskad till 6,4 m. Även upplagen för takbalkarna minskas med 1,2 m. I övrigt är indata enligt scenario Scenario 9, Med rökluckor + högre tak I detta scenario används rökluckorna (se kapitel för mer information), samt att takhöjden är ökad till 8,8 m. Även upplagen för takbalkarna ökas med 1,2 m. I övrigt är indata enligt scenario 1. 21

29 4.10 Scenario 10, Med rökluckor + lägre tak I detta scenario används rökluckorna (se kapitel för mer information), samt att takhöjden är minskad till 6,4 m. Även upplagen för takbalkarna minskas med 1,2 m. I övrigt är indata enligt scenario Scenario 11, Bränsle av chips och funktionen burn away + rökluckor I detta scenario prövas chips att användas som bränsle. Chipsens materialparametrar är baserade från rapporten Single storey steel building exposed to fire [9] där man uppskattat chipsens materialparametrar utifrån uppmätta värden på trä. I Tabell 4 kan de uppskattade materialparametrarna ses för chips som bränsle. För scenario 1-10 används softwood som bränsle. Vid en jämförelse av den termiska trögheten kan man se att softwood (se kapitel 3.1.3) har mer än dubbelt så stort värde jämfört chips. Tabell 4, Uppskattade materialparametrar för chips som använts som bränsle i scenariot. Specifik värmekapacitet 1,3 [kj/(kg K)] Densitet 120 [kg/m 3 ] Emissivitet 0,9 [-] Konduktivitet 0,2 [W/(m K)] Förbränningsvärme [kj/kg] Antändningstemperatur 300 [ C] För scenariot används också funktionen burn away i FDS. Det är en funktion som simulerar att bränslet brinner upp. Förbränningen i FDS sker cell för cell och plockas bort ur beräkningen när full förbränning har uppnåtts. Generellt beror uppbränningstiden på tjockleken, materialdensiteten och den beräknade förbränningshastigheten [10]. Dock så skiljer sig funktionen något beroende på vilken förbränningsmodell som används [10]. Detta beror bland annat på att modellen för förbränningshastigheten är olika i olika förbränningsmodeller. Värdet på HRR, med chips som bränsle, sätts till 120 kw/m 2 och följer indatafilen i studien Single storey steel building exposed to fire [9]. Om funktion burn away används så bör alla sidor bestå av samma material [10]. Därför anges alla sidor på bränslet, även botten, avge HRR i detta scenario. Varje hylla avger totalt ungefär 7,8 MW vid full effektutveckling och är högre än för scenario Tjockleken för bränslet sätts till 30 cm. I detta scenario används rökluckorna (se kapitel för mer information). I övrigt är indata enligt scenario 1. 22

30 4.12 Utrymningsscenarier För de scenarier som använts för utrymning har Boverkets allmänna råd 2011:xx [25] använts som riktlinje och utgångspunkt. Branddata för alla utrymningsscenarier har hämtats från scenario 1 (utgångsdata) eftersom detta scenario bäst speglar byggnadens verkliga geometri. Geometri och brandmodell redovisas i kapitel 2 och Scenario A, Utgångsdata I det första scenariot antas alla brandskyddsåtgärder fungera som används i dagens verksamhetsklass. Alla utrymningsvägar antas kunna användas Scenario B, Utgångsdata med en blockerad utrymningsväg Branden antas blockera den utrymningsväg med störst kapacitet. Det kommer att vara någon av dörrarna till vindskyddet (Utrymningsväg 1a eller 1b i Figur 2 eller bilaga A) eftersom de flesta personerna kommer utrymma via huvudentrén. Med en av vägarna blockerade antas 60 % utrymma via huvudentrén. I Evac ansätts att huvudentrén är känd hos 55 % Scenario C, Utan utrymningslarm med en blockerad utrymningsväg I detta scenario antas utrymningslarmet vara ur funktion. Detta innebär en förberedelse tid på 4 min [25]. Detektionstiden antas vara 120 s i handberäkningarna och 120 s ± 10 s i Evac. Även i detta scenario antas branden blockera den utrymningsväg med största kapacitet med antaganden enligt Scenario B. 23

31 5 Handberäkningsmetoder I detta kapitel redovisas handberäkningsmetoder för övertändning och utrymning. Till dessa redovisas ekvationer och förklaringar. Resultaten och värden som använts för övertändning redovisas i kapitel och för utrymning i kapitel Beräkningsmetoder för övertändning Övertändning kan definieras som [30]: Under en rumsbrand kan det inträffa ett stadium där den termiska strålningen från branden, de varma gaserna och de varma omslutningsytorna orsakar att alla brännbara ytor i brandrummet pyrolyseras. Detta plötsliga och sammanhängandeövergångsstadium av ökande brand kallas övertändning För att beräkna gastemperaturer kan MQH-metoden användas. Det är en metod som är baserad på teori med energibalans och experimentell data från försök. Den kan även användas för att beräkna nödvändig effektutveckling för att övertändning ska ske. Genom att anta att övertändning sker vid en gastemperatur på 500 C kan MQH-metoden skrivas om till: [17] Ekv 4 Där Q FO är den nödvändiga effektutvecklingen för att övertändning ska ske [kw], A T är omslutningsaren utan öppningar [m 2 ], A o är totala öppningsarean [m 2 ], H o är höjden på öppningarna [m] och där h k är den effektiva värmeledningskoefficienten [kw/(m 2 K)]. Beräkningen av h k beror på tiden och material i väggarna och räknas enligt följande ekvationer [17]: För t < t p Ekv 5 För t t p Ekv 6 Ekv 7 Där k är värmeledningsförmågan [W/(m K)], c är den specifika värmekapacitet [J/(kg K)], ρ är densiteten [kg/m 3 ], δ är tjockleken på väggen [m], t p termiska penetreringstiden [s] och t är den tid som branden har brunnit [s]. En annan metod för att beräkna övertändning är Thomas s Flashover Correlation. Även denna är baserad på teori med energibalans och experimentell data från försök och definieras som [31]: Där symbolerna betyder samma som för Ekv 4. 24

32 5.2 Beräkningsmetod för utrymning Samma utrymningsscenarier har använts för handberäkningarna som för Evac (se kapitel 4.12 för utrymningsscenarierna). Även samma persontäthet har använts (se kapitel 3.2.1). Beräkningsmetoder och ekvationer är enligt Boverkets allmänna råd 2011:xx [25]. Modellen som används kan delas upp i följande tider: t utrymning = t varselblivning + t beslut & reaktion + t förflyttning. Varseblivningstiden är den tid det tar för personerna att upptäcka att något onormalt har inträffat. Denna tid beror bland annat på om personen ser branden och om det finns ett automatiskt utrymningslarm. Eftersom utrymningslarm finns i denna byggnad och antas fungera i scenario A och B är varseblivningstiden satt till samma som detektionstiden för rökdetektorerna. Den tiden är 66 s och är framtagen med tidigare FDS-simuleringar. Beslut- och reaktionstid eller förberedelsetid som den även kallas är den tid det tar för personerna att förstå att det brinner, lyssna på utrymningslarmet, hjälpa andra att utrymma, förbereda sig, försöka bekämpa branden med mera. I BBR finns det förslag till förberedelsetider för några verksamheter. För ett varhus är förslaget 2 min ifall ett automatiskt utrymningslarm finns i form av enkelt talat meddelenade (scenario A och B). När utrymningslarm saknas är förslaget 4 min (scenario C). Förflyttningstid är den tid det tar för personerna att förflytta sig ut ur byggnaden. Faktorer som påverkar förflyttningstiden är antalet personer samt fördelningen i byggnaden, deras gånghastigheter, antal utrymningsvägar, avstånd till utrymningsvägar samt utrymningsvägarnas bredd. Vid beräkning av förflyttningstiden kan man använda ekvationer. I Boverkets allmänna råd 2011:xx [25] ger man två beräkningsuttryck: Ekv 8 Där t gång är den längsta tid som det tar att gå till utrymningsväg och t dörr är tiden det tar att passera utrymningsvägen. l = avstånd till dörr [m] v = gånghastighet [m/s] n = antalet personer som ska passera genom utrymningsväg [-] b = dörrens bred [m] f = personflödet [personer/(s m)] Ekv 9 Förflyttningstiden består av den längsta tid det tar att gå till utrymningsvägen, t gång, och den tid det tar att passera ut genom dörren, t dörr. Om personerna inte är jämnt fördelade i lokalen ska förflyttningstiden beräknas som summan av t gång och t dörr. [25] I Boverkets allmänna råd 2011:xx [25] ger man även förslag till gånghastigheter och personflöde genom utrymningsväg. Gånghastighet för horisontella plan är vid låg persontäthet 1,3 m/s och vid hög persontäthet 0,6 m/s. Personflödet genom dörr är 1,1 personer/(s m) för kända dörrar (huvudentré) och 0,75 personer/ (s m) för okända dörrar (övriga utrymningsvägar). För aktuell byggnad antas hög persontäthet. 25

33 5.2.1 Egna antaganden Eftersom att huvudentrén är en känd utrymningsväg antas att 70 % utrymmer via den utrymningsvägen. Resterande personer fördelas jämt på övriga utrymningsvägar. Ett annat antagande är att dörrarna in till vindfånget kommer att vara begränsande och ej själva huvudentrén. I scenarierna där en av dörrarna till vindskyddet är blockerad av brand antas att 60 % utrymmer via huvudentrén. Resterande personer fördelas på övriga utrymningsvägar. Förflyttningstiden räknas som summan av t gång och t dörr eftersom ojämn fördelning antas. 26

34 6 Resultat och analys I detta kapitel redovisas resultaten från några av simuleringarna i FDS och Evac samt resultaten från handberäkningarna. Även analys med kommentarer till resultaten samt jämförelse med olika gränsvärden finns i detta kapitel. Mer resultat från alla scenarier finns i bilaga B. 6.1 Handberäkningar Handberäkningar för övertändning Följande värden har använts i handberäkningarna: Omslutningsarea är 6370 m 2 varav golvet utgör 2400 m 2. Väggar och tak utgörs mest av isolering medan golvet består till största del av betong. Den effektiva värmeledningskoefficienten h k har beräknats som ett medelvärde för golvets, väggarnas, och takets material med hänsyn till dess respektive area i förhållande till den totala omslutningsarean. Höjden på öppningarna är 2,4 m och den totala öppningsarean är 19,36 m 2. Detta ger att den minsta effektutveckling som krävs för att övertändning ska ske med MQH-metoden för en konstant brand i 30 min är 15,2 MW. Den minsta effektutveckling som krävs för att övertändning ska ske med Thomas s Flashover Correlation är 60,9 MW Handberäkningar för utrymning Eftersom att de flesta antas utrymma genom huvudentrén kommer utrymning via den utrymningsvägen att ta längst tid. Därför kommer också beräkningarna för den att ge den totala utrymningstiden. Scenario A Totalt ska 850 personer utrymma. 70 % av dessa (595 st) antas utrymma via huvudentrén. Dessa personer fördelas lika på de två ingångarna till vindskyddet. Varseblivningstiden är 66 s och beslut och reaktionstiden är 120 s. Med följande indata kan utrymningstiden beräknas enligt kapitel 5.2: avstånd till dörr = 28 m gånghastighet = 0,6 m/s antalet personer som ska passera genom utrymningsväg = 298 st dörrens bred = 1,6 m personflödet = 1,1 personer/(s m) Det ger t dörr = 169 s och t gång = 47 s som summeras. Den totala utrymningstiden blir då 402 s = 6 min och 42 s. Scenario B Totalt ska 850 personer utrymma och 60 % av dessa (510 st) antas utrymma via huvudentrén. En av ingångarna till vindskyddet för huvudentrén antas vara blockerad av brand. Varseblivningstiden är 66 s och beslut och reaktionstiden är 120 s. 27

35 Med följande indata kan utrymningstiden beräknas enligt kapitel 5.2: avstånd till dörr = 28 m gånghastighet = 0,6 m/s antalet personer som ska passera genom utrymningsväg = 510 st dörrens bred = 1,6 m personflödet = 1,1 personer/(s m) Det ger t dörr = 290 s och t gång = 47 s som summeras. Den totala utrymningstiden blir då 523 s = 8 min och 43 s. Scenario C Totalt ska 850 personer utrymma och 60 % av dessa (510 st) antas utrymma via huvudentrén. En av ingångarna till vindskyddet för huvudentrén antas vara blockerad av brand. Utrymningslarmet fungerar ej och därför kommer varseblivningstiden och reaktionstiden vara högre. Varseblivningstiden antas vara 120 s och beslut och reaktionstiden är 240 s. Med följande indata kan utrymningstiden beräknas enligt kapitel 5.2: avstånd till dörr = 28 m gånghastighet = 0,6 m/s antalet personer som ska passera genom utrymningsväg = 510 st dörrens bred = 1,6 m personflödet = 1,1 personer/(s m) Det ger t dörr = 290 s och t gång = 47 s som summeras. Den totala utrymningstiden blir då 697 s = 11 min och 37 s. 6.2 FDS Brandutveckling och effektutveckling Som tidigare nämnts är antändningspunkten i mitten av lokalen. Brandspridningen efter 83 s för scenario 1 kan ses i Figur 11. Vid denna tidpunkt har branden ännu inte spridit sig och det brinner endast på den bestämda antändningspunkten. Figur 11, Brandspridning för scenario 1 efter 83 s. 28

36 Gastemperatur och strålningsintensitet är två faktorer som avgör hur snabbt brandspridningen sker. I det tidiga brandförloppet är det framförallt strålningen som påverkar brandspridningen till övriga hyllorna. Detta eftersom gastemperaturerna i det tidiga brandförloppet är väldigt låga vid hyllornas höjd. Från utgångspunkten spred sig branden först till ovanliggande hyllnivåer. Efter 703 s för scenario 1 började branden sprida sig till närliggande hyllor och kan ses i Figur 12. Figur 12, Brandspridning för scenario 1 efter 703 s. Efter 1453 s börjar branden sprida sig till ytterligare två hyllor och kan ses i Figur 13. Figur 13, Brandspridning för scenario 1 efter 1453 s. 29

37 Efter 2031 s har 3 hela hyllor börjat brinna och branden har ökat kraftigt. Detta kan ses i Figur 14 och Figur 15. Figur 14, Brandspridning för scenario 1 efter 2031 s. Figur 15, Flammorna för scenario 1 efter 2031 s. 30

38 Efter 2124 s börjar branden bli ventilationskontrollerad. På grund av låg syrekoncentration sker det mesta av förbränningen där det finns tillräckligt med syre. I Figur 16 och Figur 17 kan man se att flammorna har dämpats på vissa ställen och uppkommit på andra. Flammorna visar ett turbulent beteende och söker sig närmare taket där syre finns. Figur 16, Brandspridning för scenario 1 efter 2141 s. Figur 17, Flammorna Scenario 1 efter 2141 s. 31

39 När syrekoncentrationen har blivit tillräckligt låg sker det mesta av förbränningen vid öppningarna. Detta kan ses i Figur 18 som visar brandspridningen för scenario 1 efter 2636 s. Vid denna tidpunkt har branden varit ventilationskontrollerad i ungefär 8 min. Figur 18, Brandspridning för scenario 1 efter 2636 s. 32

40 Figur 19 visar brandspridningen för scenario 6 efter 3077 s. I figuren kan man se att allt simulerat bränsle har antänts. Figur 19 Brandspridning för scenario 6 efter 3077 s. Figur 20 visar brandspridningen för scenario 11 efter 485 s. Vid denna tidpunkt har redan mer än 5 hyllor antänt. Figur 20, Brandspridning för scenario 11 efter 485 s. 33

41 Figur 21 visar brandspridningen för scenario 11 efter 848 s. Vid denna tidpunkt har branden blivit ventilationskontrollerad och det mesta av förbränningen sker vid öppningarna. Figur 21, Brandspridning för scenario 11 efter 848 s. Figur 22 visar brandspridningen för scenario 11 efter 962 s. Vid denna tidpunkt öppnas rökluckorna och förbränningen ökar drastiskt vid öppningarna. Detta fenomen kallas backdraft och beror på att den ventilationskontrollerade branden pyrolyserar mer brännbara gaser än vad som kan förbrännas på grund av låga syrekoncentrationer. När mer öppningar plötsligt tillkommer ökar syretillförseln och förbränningen av de extra brännbara gaserna sker med en explosionsartad effekt. Efter denna händelse har allt simulerat bränsle börjat brinna. Figur 22, Brandspridning för scenario 11 efter 962 s. 34

42 Figur 23 visar brandspridningen för scenario 11 efter 1118 s där hyllorna ses från sidan. Vid denna tidpunkt är branden ventilationskontrollerad och förbränningen av de brännbara gaserna sker närmare taket där syre finns. Figur 23, Brandspridning för scenario 11 efter 1118 s. Figur 24 visar en närbild på hyllorna efter 2232 s. Vid denna tidpunkt har små bitar av bränslet försvunnit närmast antändningspunkten. Branden är nu bränslekontrollerad. Figur 24, Närbild på hyllorna för scenario 11 efter 2232 s. 35

43 Figur 25 visar en närbild på hyllorna efter 3600 s. Vid denna tidpunkt har fler bitar av bränslet försvunnit för alla hyllor, men mycket bränsle finns fortfarande kvar. För ett poröst material som chips bör uppbränningstiden vara snabbare, vilket gör att scenario 11 är ett orimligt scenario (mer om detta i diskussionsdelen sida 64) Figur 25, Närbild på hyllorna för scenario 11 efter 3600 s. Scenario 1, 2, 4, 5, 10 och 11 blev ventilationskontrollerad vid olika tidpunkter under en simulering i 60 min. De övriga scenarierna som hade tillräckligt med luftflöde förblev bränslekontrollerade under hela simuleringen på 60 min. För dessa scenarier antändes även allt bränsle som simulerats upp. För de scenarier som förblev bränslekontrollerade blev även gastemperaturen, vid hyllornas höjd, högre än antändningstemperaturen för bränslet i hela lokalen. Detta innebär att alla hyllor i hela lokalen skulle ha antänts ifall allt skulle simulerats som bränsle med värden som beskrivs i kapitel Det innebär också att värdet på effektutvecklingen skulle varit ännu högre. Det är däremot okänt ifall bränderna i så fall skulle vara ventilations- eller bränslekontrollerade. I Figur 26 kan effektutvecklingen [MW] ses för scenario 1 (utgångsdata), scenario 3 (med rökluckor), scenario 6 (stora öppningar) och scenario 11 (chips, burn away + rökluckor). I figuren finns även en kurva plottat där brandtillväxten följer αt 2 och där t är tiden och α är tillväxthastighet [kw/s 2 ]. Värdet på α är 0,047 kw/s 2 och räknas som snabb brandtillväxt. Det är det rekommenderade värdet för samlingslokaler [25] och för varuhus [16]. Brandtillväxten enligt αt 2 tar inte hänsyn till ventilationskontrollerade bränder. I figuren kan man se att αt 2 har en mycket snabbare effektutveckling än för scenario 1, 3 och 6. Vid ungefär 60 MW är lutningen för scenario 3 och 6 likartad som för αt 2,men förskjutna i x-led. Detta innebär att de största skillnaderna i brandtillväxten är i det tidiga stadiet upp till 60 MW. Scenario 1 har en maximal effektutveckling på 27 MW vid 2111 s. Efter det går branden från att vara bränslekontrollerad till att vara ventilationskontrollerad och effektutvecklingen minskar. Vid den ventilationskontrollerade branden är värdena på effektutvecklingen väldigt fluktuerande med en medel 36

44 Effektutveckling (MW) effekt omkring 20 MW. Scenario 1, 3 och 6 följer varandra fram till ungefär 1300 s. Därefter ökar effektutvecklingen för scenario 1 långsammare än för scenario 3 och 6. Scenario 3 och 6 följer varandra fram till ungefär 2200 s. Därefter är tillväxthastigheten för scenario 3 mindre än för scenario 6 eftersom scenario 3, med rökluckor, kan ventilera ut de varma brandgaserna i taket. Efter ungefär 3100 s för Scenario 6 och 3500 s för scenario 3 har i princip alla de brännbara hyllorna antänts och effektutvecklingskurvorna har planat ut. Scenario 11 har en snabbare brandtillväxt än αt 2 och en mycket snabbare brandtillväxt än de övriga scenarierna. Det visar att den termiska trögheten på bränslet har en stor inverkan på brandtillväxten med brandmodeller som använts i denna studie. Scenario 11 har även en större effektutveckling per hylla än de övriga scenarierna vilket också bidrar till en ökad brandtillväxt. I Figur 26 kan man se att scenario 11 har en väldigt dynamisk effektutveckling. Effektutveckling växer snabbt till ungefär 60 MW efter 600 s för att sedan bli ventilationskontrollerad med en minskad effektutveckling. Efter ungefär 960s, när rökluckorna öppnas, tillförs syre vilket ger en temporär effektutveckling upp mot 240 MW på grund av brackdraft. Efter denna backdraft blir effektutvecklingen lägre, ungefär 155 MW, och återigen ventilationskontrollerad med fluktuerande effektutveckling. Allt eftersom bränslet brinner upp närmar sig branden till att bränslekontrollerad. Vid 2200 s planar effektkurvan ut och branden är nu bränslekontrollerad med ett fåtal sticklågor. Även övertändning uppskattas ske omkring denna tid Effektutveckling (HRR) Scenario 1 Scenario 3 Scenario 6 Scenario 11 αt^ Tid (s) Figur 26, Effektutveckling för scenario 1, 3, 6 samt jämförelse med αt 2 där α utgör snabb tillväxthastighet. 37

45 Effektutveckling (MW) I Figur 27 kan effektutvecklingen för scenario 6, 7 och 8 jämföras. Mellan dessa uppställningar är det endast takhöjden och takbalkarnas upplagshöjd som skiljer. Ingen större skillnad finns för effektutvecklingen, men scenario 8 som har lägst takhöjd har snabbast effektutveckling medan scenario 7 som har högst takhöjd har långsammast effektutveckling. Detta stämmer överens med resultaten från en studie utfört av SP [8] och beror förmodligen på att det lägre taket har en större strålning tillbaka till de brännbara hyllor och brandspridningen går således fortare. 140 Effektutveckling (HRR), stora öppningar Scenario 6 Scenario 7 Scenario Tid (s) Figur 27, Effektutveckling för scenario 6, 7, och 8. 38

46 Adiabatisk yttemperatur ( C) Adiabatisk yttemperatur på takbalkarna För förklaring av adiabatisk yttemperatur se förklaring i kapitel sida 16. I Figur 28 kan adiabatisk yttemperatur ses i mätpunkt D4 för scenario 1 (utgångsdata), scenario 3 (med rökluckor), scenario 6 (stora öppningar) och scenario 11 (chips, burn away + rökluckor). Mätpunkt D4 befinner sig på undersidan takbalken ovanför den hylla där branden startar (se sida 17, Figur 9 för exakt position). För scenario 1 finns det en temperaturtopp som når 550 C efter 2000 s. Det beror på att när branden närmar sig att bli ventilationskontrollerad sker förbränningen närmast där det finns tillräckligt med syre. Initialt finns närmaste syret ovan de brännabara hyllorna, närmare taket. Flammorna hamnar således närmare takbalkarna och den ökade strålningen till takbalkarna medför ökad adiabatisk yttemperatur i mätpunkt D4 (se Figur 17 sida 31 för bild på flammorna). Temperaturtoppen varar inte tillräcklig länge för att utgöra någon fara för brott. Efter det, när branden blivit fullt ventilationskontrollerad, sjunker temperaturen. Förbränningen sker nu kring öppningarna (se Figur 18 sida 32). Därför blir också strålningens inverkan på adiabatisk yttemperatur i mätpunkt D4 mindre. För Scenario 3 och 6 nås temperaturen 550 C i mätpunkt D4 efter cirka 2800 s respektive 3050 s. Vid 3600 s har både scenario 3 och 6 passerat 700 C. För scenario 11 sker temperaturökningen snabbt och beror på den snabba brandtillväxten. Vid ungefär 520 s nås temperaturen 550 C. Vid 660 s nås temperaturen 800 C temporärt för att sedan sjunka ner till ungefär 260 C i den första ventilationskontrollerade tidsdelen. Vid backdraften nås temporära temperaturer upp mot 1000 C. Efter detta inträffar den andra ventilationskontrollerade tidsdelen och temperaturen sjunker ner till ungefär 850 C. Temperaturen ökar sedan någorlunda linjärt fram till 2500 s där kurvan börjar plana ut. Temperaturen passerar 1200 C efter ungefär 2900 s Adiabatisk yttemperatur, D Scenario 1 Scenario 3 Scenario 6 Scenario Tid (s) Figur 28, Adiabatisk yttemperatur i mätpunkt D4 för scenario 1, 3, 6 och

47 Adiabatisk yttemperatur ( C) I Figur 29 kan adiabatisk yttemperatur ses i mätpunkt D7 för scenario 1 (utgångsdata), scenario 3 (med rökluckor), scenario 6 (stora öppningar) och scenario 11 (chips, burn away + rökluckor). Eftersom mätpunkten befinner sig en bit ifrån de brännbara hyllorna är det framförallt gastemperaturen som påverkar den adiabatiska yttemperaturen i mätpunkt D7 (se sida 17, Figur 9 för exakt position). Ingen av scenarierna 1, 3 och 6 når temperaturen 550 C medan scenario 11 når den efter cirka 1500 s. Efter ungefär 3200 s har temperaturen passerat 800 C Adiabatisk yttemperatur, D Scenario 1 Scenario 3 Scenario 6 Scenario Tid (s) Figur 29, Adiabatisk yttemperatur i mätpunkt D7 för scenario 1, 3, 6 och 11. I Figur 30 kan adiabatisk yttemperatur i mätpunkt D4 för scenario 6, 7 och 8 jämföras med varandra. Mellan dessa uppställningar är det endast takhöjden och takbalkarnas upplagshöjd som skiljer. Fram till ungefär 650 s skiljer sig inte temperaturen särskilt mycket. Efter det ökar temperaturskillnaden. Skillnaden är då ungefär mellan ± C för scenario 6 jämfört med scenario 7 och 8. Högst temperaturer visar scenario 8 som har det lägsta taket medan scenario 7 som har det högsta taket visar de lägsta temperaturerna. I Figur 30 nås 550 C för scenario 8 efter ungefär 2600 s, för scenario 6 efter 2800 s och för scenario 7 efter 2950 s. I Figur 31 kan adiabatisk yttemperatur i mätpunkt D7 för scenario 6, 7 och 8 jämföras med varandra. Eftersom mätpunkten befinner sig en bit ifrån de brännbara hyllorna är det framförallt gastemperaturen som påverkar den adiabatiska yttemperaturen i mätpunkt D7. Ingen större skillnad i temperaturer kan urskiljas mellan de olika scenarierna, men mellan s är temperaturen för scenario 8 ungefär C svalare jämfört med de övriga scenarierna. Detta kan bero på att kylningen från den inströmmade luften är större för mätpunkt D7 vid en lägre takhöjd, eftersom att luftströmningen ser olika ut för de olika scenarierna. Ingen av scenarierna i Figur 31 når 550 C. 40

48 Adiabatisk yttemperatur ( C) Adiabatisk yttemperatur ( C) Adiabatisk yttemperatur, stora öppningar, D Scenario 6 Scenario 7 Scenario Tid (s) Figur 30, Adiabatisk yttemperatur i mätpunkt D4 för scenario 6, 7 och Adiabatisk yttemperatur, stora öppningar, D Scenario 6 Scenario 7 Scenario Tid (s) Figur 31, Adiabatisk yttemperatur i mätpunkt D7 för scenario 6, 7 och 8. 41

49 Adiabatisk yttemperatur ( C) Adiabatisk yttemperatur ( C) Adiabatisk yttemperatur ( C) Adiabatisk yttemperatur ( C) I Figur 32 kan adiabatisk yttemperatur ses i mätpunkt D4 (blå), D5 (röd) och D6 (grön) för scenario 1, 3, 6 och 11. Dessa mätpunkter sitter längsgående en balk och befinner sig alla inom samma spännvidd (se Figur 9 sida 17 för exakt position). Mätpunkt D4 befinner sig närmast antändningspunkten medan detektor D6 befinner sig längst ifrån. I figuren kan man se att temperaturerna i mätpunkt D5 och D6 för scenario 1 är ungefär samma genom hela simuleringen på 60 min. Mätpunkt D4 får ungefär samma temperatur som de övriga efter att branden blivit ventilationskontrollerad vid 2200 s. Vid jämförelse mellan scenario 3 (rökluckor) och scenario 6 (stora öppningar) kan man se att rökluckorna mest påverkar temperaturen i mätpunkt D5 och D6. Således blir också temperaturskillnaderna mellan mätpunkterna större med rökluckor. För scenario 3 och 6 kan man även se att temperaturen för mätpunkt D5 och D6 har ungefär samma temperatur till ungefär 1800 s. Därefter ökar brandspridningen och temperaturen för mätpunkt D5 snabbare än för mätpunkt D6 och temperaturskillnaden mellan dessa punkter blir större. Däremot bli temperaturskillnaden mellan mätpunkt D4 och D5 mindre. För scenario 11 blir det stor temperaturskillnaden mellan D4 och D5 väldigt snabbt. Efter backdraft har skett kan man se att temperaturskillanden mellan mätpunkterna ökar lite allt eftersom branden fortgår. Temperaturen för alla mätpunkter i scenario 11 passerar 550 C Scenario 1, AST D4 D5 D Scenario 3, AST Tid (s) Tid (s) 1200 Scenario 6, AST 1200,00 Scenario 11, AST , , , , , Tid (s) 0, Tid (s) Figur 32, Adiabatisk yttemperatur i mätpunkt D4, D5 och D6 för scenario 1, 3, 6 och

50 Adiabatisk yttemperatur ( C) Adiabatisk yttemperatur ( C) Adiabatisk yttemperatur ( C) I Figur 33 kan adiabatisk yttemperatur ses i mätpunkt D4 (blå), D5 (röd) och D6 (grön) för scenario 6, 7 och 8. Dessa mätpunkter sitter längsgående en balk och befinner sig alla inom samma spännvidd (se Figur 9 sida 17 för exakt position). Mätpunkt D4 befinner sig närmast antändningspunkten medan detektor D6 befinner sig längst ifrån. Mellan scenarierna är det endast takhöjden som skiljer (se kapitel 4 för noggrannare scenariobeskrivning). I figuren kan man se att scenariot med lägst tak har högst temperatur på mätpunkt D4 och vice versa. Temperaturskillnaden mellan mätpunkterna blir också större vid lägre tak. Således föreligger även en större risk för snabba lokala ras för lokaler med lågt tak. 800 Scenario 6, AST Tid (s) D4 D5 D6 800 Scenario 7, AST 800 Scenario 8, AST Tid (s) Tid (s) Figur 33, Adiabatisk yttemperatur i mätpunkt D4, D5 och D6 för scenario 6, 7 och 8. 43

51 I Figur 34 kan adiabatisk yttemperatur ses i alla mätpunkter på takbalkarna för scenario 1 efter 2031 s. Det är tiden strax innan branden går över till att bli ventilationskontrollerad. I figuren kan man se att den högsta temperaturen finns i mätpunkten närmast antändningspunkten och är 424 C. Mätpunkterna bortanför de brännbara hyllorna ligger mellan C. Figur 34 Adiabatisk yttemperatur i hallen (gröna cirklar) på takbalkarna för scenario 1 efter 2031 s. Röd cirkel markerar antändningspunkten. 44

52 I Figur 35 kan adiabatisk yttemperatur ses i alla mätpunkter på takbalkarna för scenario 1 efter 3600 s. Vid denna tid är branden ventilationskontrollerad. För de flesta mätpunkter har den adiabatiska yttemperaturen ökat eftersom medelvärdet för gastemperaturerna har ökat. Ingen större skillnad kan ses mellan temperaturerna i de flesta mätpunkterna. Högst temperatur finns vid utrymningsväg 3 och är 324 C och beror på att förbränningen, i detta läge, sker vid öppningarna. Figur 35, Adiabatisk yttemperatur i hallen (gröna cirklar) på takbalkarna för scenario 1 efter 3600 s. Röd cirkel markerar antändningspunkten. 45

53 I Figur 36 kan adiabatisk yttemperatur ses i alla mätpunkter på takbalkarna för scenario 6 efter 2881 s. I figuren kan man se att två av mätpunkterna, som är placerade i mitten av lokalen ovanför bränslet, är över 550 C. Några andra närliggande mätpunkter är nära 550 C. Temperaturen i mätpunkterna bortanför där bränslet ligger är ungefär mellan C. Figur 36, Adiabatisk yttemperatur i hallen (gröna cirklar) på takbalkarna för scenario 6 efter 2881 s. Röd cirkel markerar antändningspunkten. 46

54 I Figur 37 kan adiabatisk yttemperatur ses i alla mätpunkter på takbalkarna för scenario 6 efter 3600 s. I figuren kan man se att temperaturen i många mätpunkter ligger över 550 C. Högst temperatur finns i mitten av lokalen där temperaturen för några mätpunkter har passerat 700 C. Figur 37, Adiabatisk yttemperatur i hallen (gröna cirklar) på takbalkarna för scenario 6 efter 3600 s. Röd cirkel markerar antändningspunkten. 47

55 I Figur 37 kan adiabatisk yttemperatur ses i alla mätpunkter på takbalkarna för scenario 3 efter 3600 s. Vid jämförelse med scenario 6 kan man se att temperaturen för alla mätpunkter är mellan C lägre i scenario 3. Således är rökluckor bra för bränslekontrollerade bränder eftersom de varma brandgaserna i taket kan ventileras ut och temperaturen för takbalkarna minskar. Figur 38, Adiabatisk yttemperatur i hallen (gröna cirklar) på takbalkarna för scenario 3 efter 3600 s. Röd cirkel markerar antändningspunkten. 48

56 6.2.3 Gastemperaturer vid personhöjd I Boverkets allmänna råd 2011:xx [25] ger man nivåer för kritisk påverkan vid analys av utrymningssäkerhet. Den maximala temperaturen som är tillåten är 80 C och är också den temperatur som använts som kritisk nivå för utrymning i denna studie. Antaget att det gäller på höjden 2 m ovan golvet är tiden för kritisk påverkan, med hänsyn på gastemperaturer, 1407 s för scenario 1 och kan ses i Figur 39. Figuren visar att stora delar av lokalen har en gastemperatur på 80 C eller mer och är markerat med svart färg. Samma kritiska påverkan för scenario 3 sker efter 1941 s. Figur 39, Gastemperaturer på 2-meters höjd för scenario 1 efter 1407 s. Tabell 5 visar ungefärlig gastemperatur vid mätpunkt S4 på höjden 2 m (se sida 17, Figur 9 för exakt position) för scenario 1, 3 och 6 vid 1700 s och vid 3000 s. I tabellen kan man se att scenario 1 har högst temperatur vid 1700 s, men att scenario 6 har högst temperatur efter 3000 s. Tabell 5, Ungefärlig gastemperatur på höjden 2 m ovan golvet vid mätpunkt S4 för scenario 1,3 och 6. Gastemperatur efter 1700 s. Gastemperatur efter 3000 s. Scenario C 205 C Scenario 3 55 C 205 C Scenario C 320 C 49

57 6.2.4 Siktbarhet vid personhöjd En god sikt för de utrymmande personerna är viktigt eftersom det underlättar för personerna att följa vägledande markeringar och hitta till en utrymningsväg. Vid brand bildas rök som minskar siktbarhet och försvårar utrymning. I Boverkets allmänna råd 2011:xx [25] ger man nivåer för kritisk påverkan vid analys av utrymningssäkerhet. En av dessa nivåer är minsta tillåtna siktbarhet 2 m ovan golv. För byggnader som är större än 100 m 2 är nivån satt till 10 m och är också den kritiska nivån för siktbarhet som användes i denna studie. Figur 40 visar siktbarhet i byggnaden för scenario 1 med en färgskala m, 2 m ovan golvet, efter 793 s. Den kritiska nivån för siktbarhet (10 m) är markerat med svart färg. Figuren visar att största delarna i lokalen har en siktbarhet på 30 m eller mer. Vid brand stiger röken upp till taket som sedan trycks ut mot väggarna. Det kan man även se i Figur 40 där siktbarheten längs väggarna är något sämre, ungefär m, på grund av tätare rök. På området där det brinner (i mitten i lokalen) är siktbarheten sämre än 10 m eftersom röken därifrån stiger upp till taket. Figur 40, Siktbarhet för scenario 1 efter 793 s på höjden 2 m ovan golvet. 50

58 Figur 41 visar siktbarhet i byggnaden för scenario 1 med en färgskala m, 2 m ovan golvet, efter 856 s. Figuren visar att största delarna av lokalen har en siktbarhet på m. Längst väggarna är siktbarheten något sämre. Figur 41, Siktbarhet för scenario 1 efter 856 s på höjden 2 m ovan golvet. Figur 42 visar siktbarhet i byggnaden för scenario 1 med en färgskala m, 2 m ovan golvet, efter 986 s. Stora delar i lokalen har en siktbarhet på ungefär 12 m, men kring de övre utrymningsvägarna är siktbarheten sämre än 10 m (markerat med svart). Denna siktbarhet försvårar utrymning avsevärt och därför är 986 s satt som kritisk tid för utrymning med hänsyn på siktbarhet. Efter 1064 s har i princip hela lokalen en siktbarhet sämre än 10 m och kan ses i Figur 43. För scenario 3 öppnas rökluckorna efter 966 s. Detta gör att rök och brandgaser ventileras ut och siktbarheten blir bättre. För scenario 3 nås den kritiska tiden för utrymning med hänsyn på siktbarhetbarhet efter ungefär 1600 s. 51

59 Figur 42, Siktbarhet för scenario 1 efter 986 s på höjden 2 m ovan golvet. Figur 43, Siktbarhet för scenario 1 efter 1064 s på höjden 2 m ovan golvet. 52

60 6.2.5 Strålning vid personhöjd I Boverkets allmänna råd 2011:xx [25] ger man nivåer för kritisk påverkan vid analys av utrymningssäkerhet. En av dessa är maximal värmestrålning och där värdet anges till 2,5 kw/m 2. En oskyddad människa kan, under en kortare tid, uthärda strålning i storleksordningen 2,0 kw/m 2 [7]. Eftersom personal från räddningstjänsten har skyddskläder kan de motstå ett större strålningsvärde som är ungefär 4,5 kw/m 2 [7]. I denna studie har således ett kritiskt strålningsvärde på 2,0-2,5 kw/m 2 använts som riktlinje för utrymmande personer och värdet 4,5 kw/m 2 har använts för räddningstjänstens personal. I FDS kan strålning (kw/m 2 ) registreras i användarbestämda punkter. I denna studie har värden för strålning registrerats i 7 punkter på personhöjden 2 m ovan golvet och finns utmärkta i Figur 9 på sida 17. Strålningen mättes i både vertikal och horisontal riktning. Det är dock osäkert hur pass bra dessa strålningsvärden representerar verkligenheten eftersom ingen känslighetsanalys har utförts för strålning. I Figur 44 och Figur 45 kan strålning ses i mätpunkt S4 för scenario 1, 3, 6, och 11 på höjden 2 m. Figur 44 visar vertikal strålning medan Figur 45 visar horisontell strålning. Formen och utvecklingen mellan den vertikala strålningen och den horisontella strålningen liknar varandra, men värdena för den horisontella strålningen är, för det mesta av tiden, något större. I figurerna kan man se att strålningen är större för scenario 1 jämfört med scenario 3 och 6 i tidspannet s. Därefter får scenario 6 störst strålning av dessa. Vid jämförelse av strålningsvärdena med Tabell 5 på sida 49 kan man se att det scenariot som har det den högsta gastemperaturen vid tiden 1700 s och 3000 s även har det högsta strålningsvärdet. Därför verkar det som om strålningsvärdena har ett starkt samband med gastemperaturen på samma höjd. För scenario 11 i Figur 44 och Figur 45 kan man se att strålningsvärdena ökar snabbt eftersom scenariot har en snabb brandtillväxt. Strålningstoppen vid 1000 s är strålningen när rökluckorna öppnas och backdraften sker. Den vertikala strålningen blir då väldigt mycket större än den horisontella eftersom backdraften sker vid rökluckorna. Innan backdraften ligger strålningen under 4,5 kw/m 2 vilket innebär att räddningstjänstens personal möjligen kan vistas i lokalen. När backdraften sker ökar strålning snabbt till nivåer som är livsfarliga. Scenario 11 anses därför vara ett mycket farligt scenario. Strålningen för scenario 11 passerar också 2,0 kw/m 2 redan vid 500 s vilket gör att det är ett farligt scenario även för de utrymmande personerna. Strålningsvärdena för scenario 11 är mycket större jämfört med de övriga scenarierna och beror på att scenariot har en hög effektutveckling under nästan hela simuleringstiden. 53

61 Strålning (kw/m^2) Strålning (kw/m^2) 35,00 Vertikal strålning, S4 30,00 25,00 20,00 15,00 10,00 Scenario 1 Scenario 3 Scenario 6 Scenario 11 5,00 0,00 0,00 500, , , , , , , ,00 Tid (s) Figur 44, Vertikal strålning i mätpunkt S4 på höjden 2 m ovan golvet för scenario 1, 3 6 och ,00 35,00 Horisontell strålning, S4 30,00 25,00 20,00 15,00 10,00 Scenario 1 Scenario 3 Scenario 6 Scenario 11 5,00 0,00 0,00 500, , , , , , , ,00 Tid (s) Figur 45, Horisontell strålning i mätpunkt S4 på höjden 2 m ovan golvet för scenario 1, 3, 6 och

62 Strålning (kw/m^2) Figur 46 och Figur 47 kan strålningen i mätpunkten S4 jämföras mellan scenario 6, 7 och 8. Mellan dessa scenarier skiljer endast takhöjden. Figur 46 visar vertikal strålning medan Figur 47 visar horisontell strålning. Formen och utvecklingen mellan den vertikala strålningen och den horisontella strålningen liknar varandra, men värdena för den horisontella strålningen är, för det mesta av tiden, något större. Skillnaderna mellan scenario 6, 7 och 8 är inte så stora, men mellan s är strålningen för scenario 6 lägre än för scenario 7 och 8. Det beror på att gastemperaturen vid mätpunktens höjd är lägre för scenario 6 jämfört med de andra scenarierna. 8,00 7,00 Vertikal strålning, S4, stora öppningar 6,00 5,00 4,00 3,00 Scenario 6 Scenario 7 Scenario 8 2,00 1,00 0,00 0,00 500, , , , , , , ,00 Tid (s) Figur 46, Vertikal strålning i mätpunkt S4 på höjden 2 m ovan golvet för scenario 6, 7 och 8. 55

63 Strålning (kw/m^2) 12,00 Horisontell strålning, S4, stora öppningar 10,00 8,00 6,00 4,00 Scenario 6 Scenario 7 Scenario 8 2,00 0,00 0,00 500, , , , , , , ,00 Tid (s) Figur 47, Horisontell strålning i mätpunkt S4 på höjden 2 m ovan golvet för scenario 6, 7 och 8. Tabell 6 visar ungefärlig tid till att kritiska strålningsvärden har uppnåtts för scenario 1, 3, 6, 7 och 8. Med tabellen kan dessa scenarier jämföras. Snabbast till värdet 2,0 kw/m 2 sker för scenario 1 eftersom detta scenario har minst öppningar och behåller det mesta av de varma brandgaserna. Effektutvecklingen för scenario 1 är dock inte tillräckligt hög för att nå strålningsvärdet 4,5 kw/m 2. Scenario 6 och 7 når strålningsvärdet 4,5 kw/m 2 snabbast. Tabell 6, Ungefärlig tid till att kritiska strålningsvärden i mätpunkt S4 har uppnåtts för scenario 1, 3, 6, 7 och 8. För strålningsvärdena har både horisontell och vertikal strålning beaktats. Tid till 2,0 kw/m 2 Tid till 4,5 kw/m 2 Scenario s - Scenario s 3200 s Scenario s 2900 s Scenario s 2900 s Scenario s 3300 s I Tabell 7 kan horisontell strålning jämföras i mätpunkt S3-S7 för scenario 6. I tabellen kan man se detektor S7 har det största maxvärdet på strålning och det största medelvärdet av strålning mellan tidsperioden s. Det beror sannolikt på att mätpunkt S7 befinner sig närmast väggen och att när väggen blir varm strålar den ut värme. Mätpunkt S3 har näst störst maxvärde vilket beror på att denna punkt befinner sig närmare brandens flammor som utsänder värmestrålning. 56

64 Tabell 7, Strålningsvärden (kw/m 2 ) mätt i horisontell riktning för scenario 6 i mätpunkt S3-S7 på höjden 2 m ovan golvet S3 S4 S5 S6 S7 Medelvärde totalt 2,40 2,33 2,30 2,37 2,48 Medelvärde s 1,62 1,65 1,65 1,65 1,60 Medelvärde s 7,63 7,21 7,06 7,34 8,01 Maxvärde 10,38 9,30 9,31 9,62 11,67 I Tabell 8 kan vertikal strålning jämföras i mätpunkt S3-S7 för scenario 6. I denna tabell är det mätpunkt S3 som har störst strålningsvärde. Det beror sannolikt på att taket är varmast ovan mätpunkten S3 eftersom den befinner sig närmast brandplymen. Från det varma taket strålar således mycket värmestrålning. Tabell 8, Strålningsvärden (kw/m 2 ) mätt i vertikal riktning för scenario 6 i mätpunkt S3-S7 på höjden 2 m ovan golvet S3 S4 S5 S6 S7 Medelvärde totalt 2,00 1,65 1,60 1,63 1,78 Medelvärde s 1,04 1,10 1,12 1,11 1,11 Medelvärde s 7,14 5,10 4,79 4,91 5,65 Maxvärde 9,71 6,99 6,43 7,00 8,37 För scenario 1, 4 och 5 är temperaturen 550 C under en för kort tidsperiod för att utgöra någon fara för brott. För de övriga scenarierna kan tid till att strålningsvärdet uppnått 4,5 kw/m 2 i mätpunkt S4 jämföras med tid till att den adiabatisk yttemperaturen uppnått 550 C i mätpunkt D4 vilket redovisas i Tabell 9. Även den adiabatiska yttemperaturen i mätpunkt D4 kan ses i tabellen vid tidpunkten när strålningsvärdet 4,5 kw/m 2 har uppnåtts. I tabellen kan man se att scenario 8 och 10, som båda har en lägre takhöjd på 6,4 m, har störst tidsskillnad mellan kritisk strålning och den antagna kritiska temperaturen. Scenario 7 som har den största takhöjden på 8,8 m har istället den minsta tidsskillnaden. Således föreligger en större risk för att brott ska ske före det att värdet för kritisk strålning har uppnåtts för hallbyggnader med lågt tak. Även användandet av rökluckor tenderar att öka denna risk. För att bestämma om brott sker före det att strålningsvärdet 4,5 kw/m 2 uppnåtts måste en djupare brottanalys utföras, vilket inte är utfört i denna studie. Tabell 9, Jämförelse mellan tid till att strålningsvärdet 4,5 kw/m2 har uppnåtts i mätpunkt S4 och tid till att temperaturen 550 C har uppnåtts i mätpunkt D4. sc 2 sc 3 sc 6 sc 7 sc 8 sc 9 sc 10 sc 11 Tid till 4,5 kw/m 2 (s) Tid till 550 C, D4 (s) Δt, strålning C, (s) Temperatur D4, vid strålning 4,5 kw/m 2 ( C)

65 6.3 Evac Från utrymningsresultaten för Evac i Tabell 10 kan man se att andelen som utrymmer via huvudentrén ligger nära de eftersträvande värdena (70 % för Scenario A och 60 % för Scenario B och C). I Tabell 10 framgår också vilken okänd utrymningsväg som var mest respektive minst använd. Den mest använda okända utrymningsvägen var nummer 4. Detta beror främst på att den har relativt central position samt att avståndet till de andra utrymningsvägarna är relativt långt (se Figur 2 eller Bilaga A för exakt position). Den minst använda utrymningsvägen i alla scenarier var nr 5. Detta beror främst på att placeringen av denna är väldigt nära det övre vänstra hörnet av lokalen. Med resultatet från Tabell 10 kan man se att utrymningsvägens placering är viktig. Vid val av utrymningsväg prioriteras de centrala utrymningsvägarna relativt oberoende av köbildning. Tabell 10, Antal personer som utrymmer via respektive utrymningsväg för alla utrymningsscenarierna vid simulering i Evac 1a (antal) 1b (antal) 2 (antal) 3 (antal) 4 (antal) 5 (antal) Andel huvudentrén (%) Scenario A ,2 Scenario B ,5 Scenario C ,9 Den totala tiden för utrymning i Evac för alla utrymningsscenarier kan ses i Tabell 11. Resultaten är baserade på en simulering för varje utrymningsscenario. Som tidigare nämnts i slutet av kapitel 3.2 kan alltså resultaten skilja sig mellan simuleringar med exakt samma indata på grund av slumpparametrar i Evac som baseras på sannolikheter. Gränsen för maximalt FED-värde sätts ofta till 0,3 i beräkningar med giftiga gaser [32]. I Tabell 11 kan man se att de högsta uppmätta FED-värdena i alla scenarier är långt ifrån 0,3. Detta beror förmodligen på den stora volymen som finns i en hallbyggnad och därmed tar de långt tid för giftiga gaser att uppnå farliga koncentrationer. Kritisk tid för siktbarhet sker när siktbarheten är sämre än 10 m. Detta sker efter 987 s och finns mer detaljerat beskrivet i kapitel Kritisk tid för strålning sker när strålningsvärdet uppgår till 2,0-2,5 kw/m 2. Detta sker efter 1900 s och finns detaljerat beskrivet i kapitel Kritisk tid för temperatur sker när temperaturen uppgår till 80 C på 2 meters höjd. Denna temperatur antas vara gastemperaturen och når 80 C efter 1407 s. För mer detaljerad beskrivning se kapitel Den totala tiden för utrymning är lägre än de kritiska tiderna i alla scenarier. Detta gäller både för resultaten i Evac och för handberäkningarna. Marginalerna mellan utrymningstiden och kritisk tid är relativt stora där den största marginalen är för scenario C. Där är marginalen, med resultat från Evac, 382 s. 58

66 Tabell 11, Tid för utrymning, högsta uppmätta FED-värde samt antal medvetslösa av toxicitet för alla utrymningsscenarierna vid simulering i Evac Total tid för utrymning (s) Högsta FEDvärde Antal medvetslösa p.g.a. toxicitet Kritisk tid för siktbarhet (s) Kritisk tid för strålning (s) Kritisk tid för Temperatur (s) Scenario A * Scenario B * Scenario C * I Tabell 12 jämförs tid för utrymning i Evac med handberäkningar. För alla scenarier är tid för utrymning längst med handberäkningar och således kan handberäkningarna antas vara konsertiva. Störst skilland är det för scenario B där handberäkningen har 26,9 % längre utrymningstid. Tabell 12, Jämförelse mellan utrymningstid för Evac och handberäkningar i alla utrymningsscenarier Scenario A Scenario B Scenario C Total tid för utrymning med Evac (s) Total tid för utrymning med Handberäkningar (s) Differens, handb Evac (s) Förhållande Diff/Evac (%) , , ,2 59

67 I Figur 48 kan utrymningen ses för scenario A i Evac efter 221 s. Där kan man se ett högt persontryck vid utrymningsväg 1a och 1b nere i högra hörnet (se Figur 2 eller Bilaga A för exakt postion och namn på utrymningsvägarna). Köbildning finns vid alla utrymningsvägar förutom nr 5 uppe i vänstra hörnet där endast ett fåtal personer rör sig mot den utgången. Figur 48, Utrymning för utrymningsscenario A i Evac efter 221 s 60

68 Efter 294 s är det endast köbildning vid utrymningsväg 1a och 1b och kan ses i Figur 49. Figur 49, Utrymning för utrymningsscenario A i Evac efter 294 s 61

69 I Figur 50 kan utrymningen ses för scenario B i Evac efter 221 s. Samma som för scenario A är det köbildning på samtliga utrymningsvägar förutom nr 5 uppe i det vänstra hörnet av lokalen. Man kan även se att det är tätt med personer en bit nedanför utrymningsväg nr 4. Eftersom utrymningväg 1b antas blockeras av brand i utrymningsscenario B måste många personer röra sig en lång sträcka för att komma till utrymningsväg 1a. Dessa människor krockar då med personer som rör sig mot utrymningsväg 4 och det blir tätt med personer en bit nedanför utrymningsväg nr 4. Figur 50, Utrymning för utrymningsscenario B i Evac efter 221 s 62

70 Efter 294 s är det ett högt tryck för utrymningsväg 1a och kan ses i Figur 51. Även en liten köbildning för utrymningsväg 4 finns fortfarande. På övriga utrymningsvägar finns ingen köbildning kvar. Figur 51, Utrymning för utrymningsscenario B i Evac efter 294 s 63