Förstudie om dimensionering av bärförmåga vid brand med metoden lokal brand för Br2-byggnader

vid brand med metoden lokal 2014-04-10 Upprättad av: Daniel Rosberg Granskad av: Johan Lundin Godkänd av: Daniel Rosberg

vid brand med metoden lokal brand för Br2- byggnader Kund J-O Nylander Byggkonsult Konsult WSP Brand & Risk Box 574 20125 Malmö Besök: Jungmansgatan 10 Tel: +46 10 7225000 Fax: +46 10 7226345 WSP Sverige AB Org nr: 556057-4880 Styrelsens säte: Stockholm www.wspgroup.se Kontaktpersoner Daniel Rosberg daniel.rosberg@wspgroup.se 070-287 63 34 2 (42)

Sammanfattning Denna förstudies syfte är att utgöra en underlag för att ta fram en sådan vägledning kring dimensionering av bärförmåga brand för Br2- byggnader. För att dimensionering med lokal brand ska vara möjlig bör sannolikheten för att övertändning inträffar studeras. Förstudien visar på att det finns väl fastställda kriterier för när övertändning kan förväntas inträffa. Förstudien visar också på att det finns modeller för att fastställa om ett brandförlopp når övertändning. Många av dessa modeller har dock begränsningar som gör att de inte är lämpade för stora byggnader (hallar). CFD-modeller är de modeller som har förmågan att kunna fastställa om övertändning inträffar i enplans Br2-byggnader. Användningen av CFDmodeller kräver dock stor kunskap hos användaren för att användas på rätt sätt. Den parameter som har störst inverkan på om övertändning inträffar eller ej i en byggnad är brandens effektutveckling. Ur ett dimensioneringsperspektiv är parametern svår att fastställa om hänsyn ska tas till variationen i möblering och byggandens användning under dess livscykel. Kopplingen mellan brandbelastning och effektutveckling är vag. I princip påverkar brandbelastningen främst brinntiden och inte den maximala effektutvecklingen. Två fallstudier genomförs där olika angreppsätt används för att påvisa om övertändning inträffar eller ej. Slutsatsen är att givet att den korrekta dimensionerande branden är vald går det att fastställa om övertändning inträffar eller ej. Dock är det svårt att fastställa den korrekta dimensionerande branden. Förstudien redogör även för dimensionering med lokal brand. Förstudien visar på att det är fullt möjligt att göra en analys med lokal brand, lämplig modeller finns att tillgå. Det förutsätter dock även i detta fall att korrekt dimensionerande brand används. I detta avseende avses brandens effektutveckling och effektutvecklingen per ytenhet. Parametrarna är svåra att bestämma, inte minst då faktorer som möblering och lokalernas användning, varierar över tiden. Dimensionering med lokal brand exemplifieras i två fallstudier. Studien med lokal brand i byggnad med lite brännbart material (ishall) visar att metoden kan vara tilllämpbar. Studien med lokal brand i matvarubutik visar dock på flera problemområden. Ett av dessa är att lokalen har en stor mängd brännbart material och att brandspridning är att förvänta inom lokalen. Dimensionering för lokal brand medför då att samtidig brandpåverkan på konstruktionen inte beaktas i någon större bemärkelse. 3 (42)

Innehåll 1 INLEDNING... 5 1.1 BAKGRUND... 5 1.2 SYFTE... 5 1.3 MÅL... 5 2 METOD... 5 3 ÖVERTÄNDNING... 6 3.1 PROCESSER... 6 3.2 DEFINITION... 8 3.3 KRITERIER FÖR ÖVERTÄNDNING... 9 3.4 SCENARIOANALYS... 10 3.5 MODELLER FÖR ATT FASTSTÄLLA OM ÖVERTÄNDNING INTRÄFFAR... 11 3.5.1 Enkla uttryck... 11 3.5.2 Avancerade modeller... 12 3.6 BRANDBELASTNINGENS RELEVANS... 17 3.7 EFFEKTUTVECKLINGENS RELEVANS... 20 3.7.1 Fastställa effektutveckling... 20 3.7.2 Fallstudie: Fastställa om övertändning inträffar i en ishall... 23 3.8 OSÄKERHETER... 28 3.8.1 Effektutvecklingen... 28 3.8.2 Öppningar... 29 3.8.3 Omgivande konstruktion... 29 3.8.4 Brandens placering... 30 3.9 FRAMTIDA UTREDNINGAR... 30 3.9.1 Effektutvecklingen... 31 3.9.2 Avancerade modeller och fullt utvecklad brand... 31 4 LOKAL BRAND... 32 4.1 EFFEKTUTVECKLING... 32 4.1.1 Lokal med liten mängd brännbart material... 32 4.1.2 Lokal brand i matvarubutik... 33 4.1.3 Lokaler försedda med automatiskt släcksystem... 35 4.1.4 Brandpåverkan av den lokala branden... 36 4.2 OSÄKERHETER OCH PROBLEMOMRÅDEN... 39 5 LITTERATURFÖRTECKNING... 40 4 (42)

1 Inledning WSP har på uppdrag åt Boverket utfört en förstudie om dimensionering av bärförmåga. Förstudien är upprättad av Daniel Rosberg och kvalitetsgranskad av Johan Lundin. 1.1 Bakgrund Under en tidsperiod har det rått delade meningar inom branschen om hur reglerna (EKS) för bärförmåga vid brand ska tillämpas för enplansbyggnader innehållande samlingslokaler (Br2-byggnader) [1]. Stora tolkningsskiljaktigheter och därav skillnader i tillämpning av regelverket kan bidra till att skapa en osund konkurrenssituation och en ojämn säkerhetsnivå på uppförda byggnader. Med denna bakgrund har Boverket inlett ett projekt som syftar till att säkerställa en mer rättssäker och enhetlig tillämpning av EKS. Som ett led i detta projekt utförs denna förstudie. En för projektörerna och beställarna tilltalande dimensioneringsmetod för bärförmåga vid brand i Br2-byggnader är att använda metoden lokal brand. Det beror på att metoden, då den är tillämplig, ofta ger en mer kostnadseffektiv lösning, samtidigt som regelverkets krav fortfarande uppfylls. För att denna dimensioneringsmetod ska vara möjlig enligt dagens regelverk för Br2-byggnader måste det först visas att sannolikheten för övertändning är mindre än 0,5 %. Om så är fallet tillåts dimensionering med lokal brand. Det har dock visat sig att vägledningen för hur detta ska göras anses vara knapphändig och att det finns olösta problemområden. Dessa faktorer medför att ett antal bedömningar (exempelvis kriterium för övertändning och dimensionerande lokal brand) måste göras vilket kan medföra stor variation i val av tekniska lösningar, verifieringen av dessa och därmed den resulterande skyddsnivå. 1.2 Syfte Syftet är att ge Boverket underlag för att ta fram vägledning för hur en sådan dimensionering där sannolikheten för övertändning påvisas och dimensionering sker med lokal brand. Boverkets syfte är att främja en mer enhetlig tillämpning av regelverket. 1.3 Mål Målet för Boverket är att ta fram en vägledning som innefattar hur övertändningskriteriet samt dimensionerande lokal brand ska bestämmas. Målsättningen med denna förstudie är att utgöra ett underlag för att ta fram en sådan vägledning. 2 Metod Metoden som används i förstudien är en litteraturstudie i ämnena övertändning och 5 (42)

lokal brand. Utöver litteraturstudierna redogörs även för författarens erfarenheter i ämnet. För vissa områden i studien genomförs även enklare beräkningar. I litteraturstudierna ingår följande: Regelsamlingar, guidelines och standarder. Både nationella och internationella. Böcker och rapporter i ämnet branddynamik och brandförlopp. Artiklar i tidsskrifter. Främst Fire Safety Journal, Journal of Fire Protection Engingeering, Case Studies in Fire Safety, Fire and Materials, Fire Science and Technology och Fire Technology Proceedings från konferenser som: Structures in Fires, IAFSS International Symposium on Fire Safety Science, International Conference on Performance based Codes and Safety Design Methods samt Interflam. Litteraturstudien är inte heltäckande. Fokus har varit på att söka efter nyckelord som: Flashover, Localized Fire, Structural design etc. 3 Övertändning I detta kapitel diskuteras begreppet övertändning. Det klargörs vilka processer som driver fenomenet övertändning och begreppet definieras. Definitionen görs med avseende på övertändning som process, men även med avseende på hur fenomenet kan definieras för att vara kriterium vid ingenjörsanalyser. Därefter diskuteras de modeller som kan användas för att fastställa om övertändning inträffar i en byggnad. Modellerna delas in i två kategorier, de enkla modellerna som i princip utgörs av handberäkningsuttyck och de avancerade modellerna som utgörs av datormodeller. En bedömning görs av de olika modellernas förmåga att uppskatta om övertändning inträffar eller ej i en byggnad. Därefter diskuteras parametrarna brandbelastning och effektutveckling samt deras relevans för fenomenet övertändning. Kopplingen mellan parametrarna diskuteras också. I avsnittet om effektutvecklingen redogörs för de metoder som kan användas för att fastställa effektutvecklingens storlek. Det illustrerats också genom en fallstudie hur en deterministisk analys och en statistisk analys kan utföras för att fastställa om övertändning inträffar i en byggnad. Slutligen diskuteras osäkerhet i analysena och förslag på framtida utredningar ges. 3.1 Processer Övertändning kan sägas vara en tidsperiod från att branden är lokalt belägen till dess att hela rumsvolymen är involverad i flammor. Denna beskrivning förutsätter att branden är bränslekontrollerad till en början, d.v.s. att det finns en ordentlig öppning i rummet så branden får syretillförsel. När övertändningen inträffar övergår branden till att bli ventilationskontrollerad i många fall. Övertändningen kan beskrivas på två olika fundamentala sätt [1]: 6 (42)

1. Övertändning betraktas utifrån när en termisk balans blir instabil. System som inkluderar en generering av värme kan nå ett kritiskt stadium när systemet inte längre klarar av att göra sig av med värmeöverskottet till sin omgivning. Detta sätt att betrakta övertändning togs ursprungligen fram av ryska forskare, Semenov och Frank-Kamenetskii på 1930-talet. Att tillämpa synsättet på just övertändning har gjorts på flera håll under senare tid. Principen beskrivs i Figur 1 nedan. Den röda linjen illustrerar effektutvecklingen och den blå punktstreckade linjen med ursprung i T 0,1 illusterar värmeförlusterna. Under punkten B är systemet stabilt, energiförlusterna är större än energitillförseln. Når branden en kritisk effektutveckling, punkten B, kommer systemet bli instabilt. Brandrummet kan inte göra sig av med energin som utvecklas. Följden blir att temperaturen ökar hastigt och övertändning inträffar. Figur 1 Processen med termisk instabilitet, från [2] 2. Övertändning beskrivs utifrån en fluid-mekanisk fyllnadsprocess. Om övertändning inträffar sker det under ett kort tidsintervall när rummet går från att vara fyllt med kall luft till att vara fyllt av mestadels brandgaser. Processen brukar liknas vid en vattenreservoar med en öppning för utflöde av vattnet, se Figur 2 nedan. Påfyllanden av vatten liknas vid effektutvecklingen i brandrummet. Vid övertändningen överstiger påfyllnadshastigheten utsläppets kapacitet. Vid den fullt utvecklade branden begränsas effektutvecklingen (påfyllnadshastigheten) i stället av syretillförseln till rummet. Det finns teoretiska brister i synsättet, t.ex. bortser man från termisk expansion av gaserna i rummet mm, men det är ett lättförståeligt sätt att beskriva fenomenet övertändning på. 7 (42)

Figur 2 Principen från den fluid-mekaniska processen [3] På senare tid nämns ytterligare betraktningssätt i litteraturen. Där tillämpas kaosteorier för att fastställa när övertändning inträffar [4]. Genom att studera fasdiagram över brandgastemperaturen och dess tidsderivata kan övertändning fastställas genom att studera formen på dessa diagram. Metodiken är än så länge enbart konceptuell och behandlas inte vidare i denna rapport. Att betrakta övertändningen utifrån att se det som en instabil termisk balans är det mest tilltalande sättet när det gäller att skapa matematiska modeller av övertändning. Däremot utgör den fluid-mekaniska fyllnadsprovessen ett mer tilltalande sätt när det gäller att tolka experimentella resultat. [1] 3.2 Definition Bengtsson [5] redogör för olika definitioner av övertändning. Bengtsson anger att det finns ett antal definitioner av begreppet övertändning. De är dock snarlika. Några av de vanligaste är de definitioner som anges av den internationella standardiseringsorganisationen (ISO) och av Fire Research Station i England. ISOdefinitionen av övertändning är följande: The rapid transition to a state of total surface involvement in a fire of combustible materials within an enclosure Definitionen betonar dock inte att övergången bibehålls, vilket är ett av kännetecknen för övertändning. Fire Research Station har därför valt att förtydliga detta genom följande definition (översatt till svenska): 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 sammanhäng- 8 (42)

ande övergångsstadium av ökande brand kallas övertändning. Även SFPE Engineering standard on Calculating Fire Exposures to Structures [6] definierar övertändning: A rapid transition in a compartment fire from localized burning to burning that encompasses most of the volume in the compartment Samtliga av dessa definitioner betyder ungefär samma sak. Det är dock viktigt att iaktta att av definitionen följer att övertändning utgör en övergångsperiod beroende av ett antal mekanismer som var och en bidrar till växandet av initialbranden till den fullt utvecklade branden, se Figur 3. Figur 3 Övertändning utgör ett övergångsstadium. Figur tagen från Bengtsson [5] Bengtsson [5] anger även att det är viktigt att betona att övertändning inte förväntas ha inträffat förrän den fullt utvecklade branden har uppstått (punkt B i Figur 3). 3.3 Kriterier för övertändning Visuellt kan övertändning identifieras på flera sätt, tex genom att brandgaserna plötsligt får högre hastigheter och ökar i omfattning, ventilationsförhållandena ändras, flammor ut genom öppningarna och att brandgasernas kemiska sammansättning ändras. Övertändning behöver dock kvantifieras för att begreppet ska kunna användas i ingenjörsberäkningar. De kriterier som används för att fastställa om övertändning kan inträffa eller ej är framför allt brandgaslagrets temperatur samt den infallande strålningen till golvet. [7] 9 (42)

Peacock et al [7] har sammanställt ett stort antal övertändningsförsök och noterat värdet på strålningen och brandgasernas temperatur när övertändning bedömts inträffat. Naturligt förekommer det en viss variation i övertändningskriteriet, främst för att övertändningen är ett övergångsstadium och inte en enskild händelse i brandförloppet, men även på grund av olika typer av bränslen och bränslekonfigurationer i försöken. För temperaturen varierar uppmätta värden mellan ca 450 och 770 C. Dock ligger de flesta värden i regionen 600-700 C. För strålningen varierar värdena från 15 kw/m 2 till 33 kw/m 2. De flesta värden ligger dock över 20 kw/m 2. Generellt är det vedertaget att definiera övertändning när brandgasernas temperatur uppgår till 600 C och/eller en strålningsnivå på 20 kw/m 2 mot golvet. Denna definition återfinns i ett flertal källor, bland annat SFPE Engineering Standard on Calculating Fire Exposure to Structures [6] och Structural Design for Fire Safety [8]. Det finns dock andra källor som anger ett mer konservativt temperaturkriterium, 500 C [3] [9]. Det anges åtminstone i [3] att det är medvetet för att erhålla konservativa resultat i analyserna. 3.4 Scenarioanalys För att analysera vilken potential en brand har att skapa övertändning i en byggnad måste ett eller flera lämpliga brandscenarier studeras. Normalt sett har en fullt utvecklad brand störst påverkan på en byggnadsdels bärförmåga under brandförloppet, men det finns fall där lokala bränder har en större brandpåverkan. Dessa fall karaktäriseras ofta av byggnader med låg takhöjd eller hög lagringshöjd på bränslet. I dessa fall kommer då den lokala brandens flammor har stor påverkan, men i övrigt finns omständigheter som stor golvyta, väldigt små eller stora öppningar för lufttillförsel eller låg brandbelastning som bidrar till att den fullt utvecklade brandens temperatur blir låg och/eller får en kort varaktighet. Scenarier som kan bli relevanta att studera bör utvärderas enligt följande [6]: 1. Brand i utrymme där det är mest sannolikt att brand uppstår. Byggnadens användning kommer spela stor roll i valet av detta scenario. 2. Brand i det utrymme som innehar störst förväntad massa av brännbart material. Bränslets massa har en koppling till både brandens effektutveckling, men även brinntid. 3. Brand i det utrymme som innehar den största volymen. 4. Brand i det utrymme som innehåller bärverk som kan kollapsa vid brandpåverkan. 5. Det utrymme där brandbelastningen är mest koncentrerad. Scenariot är relevant för fall där lokal brand kan ha en större påverkan än den fullt utvecklade branden. 6. En utvändig brand som påverkar bärverken. Scenariot motsvarar en lokal brandpåverkan. För enplans Br2-byggnader kommer, i många fall, scenario 1-5 leda till att brand i ett och samma utrymme, själva hallen, studeras. 10 (42)

3.5 Modeller för att fastställa om övertändning inträffar I detta avsnitt redogörs för olika modellers förmåga att uppskatta uppkomsten av övertändning i ett rum. Det görs en skillnad på enkla uttryck och avancerade modeller. Med de enkla uttrycken avses främst handräkningsmetoder. De avancerade modellerna utgörs främst av datorbaserade två-zonsmodeller och CFD-modeller. 3.5.1 Enkla uttryck En brands förmåga att skapa övertändning i ett rum beror till stor del på parametrar som rummets geometri, omgivande konstruktions termiska egenskaper, ventilationsöppningar, bränslemängd, bränsletyp (förbränningsvärme etc.) och bränslets geometri. För att analytiskt fastställa om en brand kan orsaka att övertändning inträffar kan flera olika metoder användas. Dessa kan delas in i enkla handräkningsmodeller och mer avancerade metoder. SFPE Standarden [6] redogör för två enkla handräkningsmodeller, MQH-metoden [10] samt Thomas modell [11]. Båda dessa modeller kan användas för att värdera om en brands effektutveckling är tillräcklig för att orsaka övertändning i ett rum. Nedan ges en kort beskrivning av respektive modell. Det finns fler handräkningsmodeller utöver de som studeras nedan, t.ex. Babrauskas, Hägglund, Deal och Beyler [7]. Principen för modellerna är dock densamma och flera av modellerna är en vidareutveckling av varandra. I jämförelse med ca 250 experiment där modellernas uppskattning av den effektutvecklings som krävs för att nå övertändning med det experimentellt uppmätta värdet framgår det att modellerna i princip ger samma resultat. Hägglunds modell uppskattar ett något högre värde på effektutvecklingen som krävs för att nå övertändning, framförallt i stora rum, vilket medför att resultaten lättare indikerar på att dimensionering med lokal brand ör möjlig. Med bakgrund av detta samt att SFPE standarden anger just MQH-metoden samt Thomas metod görs ingen komplett sammanställning av de enkla uttrycken utan dessa två modeller anses vara representativa för de enkla uttrycken. MQH-metoden MQH-metoden beräknar en effektutvecklings om krävs för att orsaka övertändning baserat på rummets geometri, öppningar samt omgivande konstruktions termiska egenskaper. För en närmre beskrivning av modellen och ingående parametrar hänvisas till [10]. Utgör ett effektivt värmetransporttal. Parametern beräknas utifrån omgivande konstruktions termiska egenskaper och en, för utvärderingen, karaktäristisk tid. Tidberoendet måste hanteras av projektören. Detta kan göras på flera sätt: För en tillväxande brand kan man använda sig av ett bestämt tidssteg, t.ex. 10 sekunder. För varje tidssteg beräknas värmeövergångstalet och jämförs med den tillväxande brandens effektutveckling. Är brandens effektutveckling större än kan övertändning förväntas inträffa. 11 (42)

Projektören kan ansätta en maximal tid som övertändning kan förväntas inträffa inom och använda den maximala tiden som karaktäristisk. Projektören bortser från tidsberoendet och ansätter ett stationärt värmeflöde genom konstruktionen. Detta angreppssätt ger ett nedre gränsvärde på vilket leder till ett konservativt angreppssätt då blir lägre än om tidsberoendet hade beaktats. Thomas modell. Likt MQH-metoden använder Thomas modell parametrar som rummets geometri och öppningar för att beräkna den effektutvecklings som krävs för att uppnå övertändning. För en närmre beskrivning av modellen och ingående parametrar hänvisas till [11]. Rummets termiska egenskaper ingår inte explicit i uttrycket för att bestämma. Modellen anses vara bäst lämpad att använda i fall då rummets termiska egenskaper, främst väggar och taks värmeledningsförmåga och tjocklek är okända parametrar, men kan förväntas likna egenskaperna för gipsskivor. [6] Båda av de ovan angivna modellerna har begränsningar i sin användning. De aspekter som främst begränsar modellernas användning är: 1. De gäller ej för stora rum 2. Rummet ska ha minst en vertikal öppning 3. Förhållandet mellan rummets bredd och djup ska ligga i intervallet 0.5-2 4. Rummet ska ej vara försett med mekanisk ventilation eller ha öppningar som medför att drag pga vind uppstår. Vad som avses med punkten 1 ovan, att modellerna ej gäller för stora rum, avses rum där branden genomgår en betydande tillväxt innan brandgaser kan lämna rummet genom öppningen. Begränsningen har sin grund i att metoden bygger på en uppställd energibalans, där ett väl etablerat två-vägsflöde av brandgaser och friskluft finns i öppningen. Vid brand i enplans Br2-byggnader har det tidigare konstaterats att brand i själva hallen oftast kommer utgöra ett dimensionerande scenario. Det aktuella rummet kan då i flera fall säkert uppfylla punkterna 2 och 3 ovan. Men rummet är sannolikt att betrakta som ett stort rum som även är mekaniskt ventilerat. Av dessa skäl är de enkla modellerna angivna ovan inte lämpliga att använda för att fastställa om övertändning kommer att inträffa eller ej i denna typ av lokaler. Det finns dock vissa tecken som tyder på att de enkla modellerna skulle ge konservativa resultat när de används utanför sitt giltighetsområde. Detta har inte kunnat styrkas i förstudien. 3.5.2 Avancerade modeller Med avancerade modeller avses modeller som bygger på principen att lösa massbalans och energibalans i brandrummet. Även gasens egenskaper ska beaktas av de avancerade modellerna. Eftersom massbalansen och energibalansen i ett brandrum 12 (42)

är beroende av varandra måste lösningen oftast nås genom en iterativ process. Av detta skäl utgörs oftast de avancerade modellerna av datormodeller. Principiellt kan de avancerade modellerna delas in i tre kategorier: Enzonsmodeller Tvåzonsmodeller CFD-modeller 3.5.2.1 Enzonsmodeller Enzonsmodeller bygger på principen att brandrummet antar en likformig, men tidsberoende, temperaturfördelning. Ett sådant scenario är främst troligt i den fullt utvecklade branden, men skulle även kunna vara aktuellt för en väldigt liten brand i ett stort utrymme där brandgaserna inte förmår att skikta sig. Exempel på enzonsmodeller är COMPF2 och OZone. För att bestämma om övertändning inträffar görs beräkningar på den tidiga delen av brandförloppet. Enzonsmodellerna är främst framtagna för att modellera temperaturutvecklingen för den fullt utvecklade branden och bör inte användas för att fastställa om övertändning inträffar eller ej. 3.5.2.2 Tvåzonsmodeller Tvåzonsmodellerna bygger på principen att brandrummet kan delas in i två zoner. En övre zon som består av brandgaslagret och en undre zon med kall luft. Tvåzonsmodellerna löser transienta energi och massbalansen för de respektive zonerna. Exempel på tvåzonsmodeller är CFAST, Branzfire och Argos. Principen med två skiktade lager som modellen bygger på uppstår i den tidiga delen av brandförloppet, innan övertändning inträffat. Modellen har därför goda förutsättningar att korrekt kunna uppskatta temperaturen i brandgaserna för att utifrån det kunna avgöra om övertändning inträffar eller ej. Efter att övertändning skett kan den tydliga skiktningen mellan de respektive zonerna inte längre förutsättas finnas vilket medför att tvåzonsmodellerna inte är särskilt lämpade för att beräkna temperaturutvecklingen för den fullt utvecklade branden. Vissa tvåzonsmodeller, t.ex. Argos, övergår till en enzonsmodell då givna kriterier för övertändning inträffar. Kriterierna finns fördefinierade i programvaran, men kan även justeras av användaren. Det finns också andra fall där tvåzonsmodellens principer kan ifrågasättas. Vid brand i väldigt stora lokaler kan värmeförlusterna från brandgaslagret till den omgivande konstruktionen bli så omfattande att temperaturen i brandgaslagret inte förmår skapa en skiktning mellan zonerna. Samma fenomen kan inträffa när effektutvecklingen är låg i förhållande till lokalens storlek eller om rummet är väldigt högt. NIST [12] anger att tvåzonsmodellen CFAST giltighet kan bedömas utifrån följande värden. Värdena anger tillräckliga förhållanden och inte nödvändiga förhållanden. L/W 3 ger acceptabla värden. L/W 5 ger oacceptabla värden. Om värdet är oacceptabelt kan brandrummet delas in fler fiktiva rum för att uppfylla kriteriet. 13 (42)

L/H 3ger acceptabla värden. L/H 6 ger oacceptabla värden. Man har inte testat för L/H 0.2. L/H 0.2 kan ge acceptabla värden. W/H 0.4 ger acceptabla värden. W/H 0.2 ger oacceptabla värden. ISO/WD13390 anger samma giltighetsområde på rummets geometri, men lägger även till ett kriterium för effektutvecklingens storlek. är ett acceptabelt värde. L anger rummets längd och W rummets bredd, L W. A=L x H. H är rummets höjd. Rummets mått anges i meter. är brandens effektutveckling i kw. För att exemplifiera kriterierna ovan görs en jämförelse med en typisk ishall. Själva hallens brandcell har längden 70 meter, bredden 40 meter och en rumshöjd på 9 meter. För hallen gäller: L/W=1,75 vilket är ett acceptabelt värde. L/H=7.8 vilket ger ett oacceptabelt värde. En rumshöjd på ca 12 meter hade kunnat ge rimliga resultat i en analys utförd med tvåzonsmodell. W/H=4.4 vilket är ett acceptabelt värde. Effektutvecklingen skulle behöva uppgå till minst 42 MW för att uppfylla kriteriet för effektutvecklingens storlek. RES & EPRI [13] har gjort en verifierings och valideringsstudie för ett antal utvalda brandförloppsmodeller, bland annat tvåzonsmodellen CFAST. Studien analyserar hur väl modellen beräknar olika parametrar. Varje parameter ges en färgkod för att ange hur väl modellen beräknar parametern. Grönt innebär att man dragit slutsatsen att modellen beräknar förhållandena väl med bra noggrannhet för brandtekniska analyser. Gult innebär att man bör vara försiktig när man utvärderar parametern. Man bör noga överväga de antaganden som modellen bygger på, precisionen i resultaten och hur modellen tillämpats. Studien visar att när modellen används för att utvärdera brandgaslagrets temperatur får parametern färgkoden grönt då utvärdering sker i brandrummet, och gult när utvärdering sker i intilliggande rum. Man anger också bland annat: Temperaturen och höjden på brandgaslagret som beräknas av CFAST är, med få undantag, inom eller nära den osäkerhet som finns i de experimentella data man jämför med. Temperaturen på brandgaserna överskattas något. Höjden på brandgaslagret underskattas något, d.v.s. modellen beräknar ett tjockare brandgaslager än vad experimentella resultat visar. Vad gäller strålningsintensiteten och det totala värmeflödet mot golvet ges parametern färgkod gul. Anledningen till bedömningen anges vara: Infallande strålning mot golvet är starkt beroende på lokala förhållanden. Tvåzonsmodeller beräknar enbart en medeltemperatur i brandgaslagret. 14 (42)

Infallande strålning mot golvet överskattas generellt jämför med experimentellt uppmätta värden. Mot bakgrund av detta kan man konstatera att tvåzonsmodeller på ett ingenjörsmässigt sätt kan användas för att uppskatta sannolikheten för övertändning där kriteriet är framräknad temperatur. Användnigen av tvåzonsmodellen begränsas dock oftast av rummets geometri. Förutsättningarna måste vara sådana så att modellen är giltig, vilket förvisso kanske sällan uppnås i enplans Br2-byggnader. Babrauskas et al [1] visar dock att enkla uttryck som MQH-metoden ger lika bra uppskattning på om övertändning inträffar eller ej som tvåzonsmodellen. Resultaten illustreras i Figur 4 nedan. Figuren visar vilken effektutveckling som krävs för att nå övertändning (Y-axeln) beroende på olika geometrier (x-axeln). I figuren visas 4 olika enkla uttryck, bla MQH-metoden och Thomas modell som nämnts ovan, resultat från tvåzonsmodellen CFAST samt några experimentellt uppmätta värden. Jämförelsen är dock begränsad till utrymmen där de geometriska förhållandena är inom tvåzonsmodellens giltighetsområde (undantaget små värden på x-axeln, där också en divergens uppstår). För mer komplicerade scenarier är antagligen inte slutsatsen så enkel. Figur 4 Jämförelse mellan de enkla uttrycks och tvåzonsmodellens möjlighet att prediktera övertändning [7] 3.5.2.3 CFD-modeller CFD-modellerna bygger på principen att ett rum delas in i ett stort antal kontrollvolymer, ofta flera 100,000 eller miljoner sådana. För alla kontrollvolymer löses sedan massbalans, energibalans, men även kontinuitetsekvationen för rörelsemängd. Det sistnämna medför t.ex. att transporttiden för brandgaserna beaktas. Eftersom kontrollvolymerna kan göras ganska små har inte CFD-modellerna samma begräns- 15 (42)

ningar som t.ex. tvåzonsmodellerna vad gäller deras tillämpning i stora lokaler. Däremot kan det finnas andra anledningar till att iaktta försiktighet vid användning av modellerna. CFD-modellerna har inte verifierats och validerats i samma utsträckning som tvåzonsmodellerna. Men precis som i fallet med CFAST har RES & EPRI har gjort en verifierings och valideringsstudie av CFD-modellen FDS [13]. Studien bygger på 25 fullskaliga experiment i ett rum med längden 18 meter, bredden 12 meter och höjden 6 meter. Olika bränslen användes, b.la. gasbrännare, heptanbål och fasta bränslen som PMMA. Även här ges en färgkod för att ange hur väl modellen beräknar en viss parameter. Studien visar att när FDS används för att utvärdera brandgaslagrets temperatur får parametern färgkoden grönt då utvärdering sker både i brandrummet och i intilliggande rum. Man anger också bland annat: Den hydrodynamiska modell som FDS bygger på är lämplig att använda för att beräkna brandgastemperaturer och höjden på brandgaslagret. FDS uppskattar generellt brandgastemperaturen inom samma felmarginal som de experimentella mätningarna har. Beräkningstiderna varierar stort mellan olika scenarier. Gridstorleken har en stor påverkan på denna faktor. Gridstorleken bör fastställas genom en gridkänslighetsanalys. Vad gäller strålningsintensiteten och det totala värmeflödet mot golvet ges parametern färgkod gul. Anledningen till bedömningen anges vara: FDS har en strålningsmodell som är lämplig att använda om det mottagande objektet har en enkel geometri. FDS uppskattar generellt strålningsintensiteten inom samma felmarginal som de experimentella mätningarna har. Precisionen minskar dock i takt med att utvärdering görs närmre eller tom inuti flamman. Li et al [14] har gjort övertändningsexperiment och validerat två olika CFDmodeller, Simtec och FDS 5, för hur väl de predikterar övertändning. Försöken gjordes i reducerad skala, i ett helt kubiskt rum med sidan 1.2 meter. Fyra olika försök gjordes med både gas och fasta bränslen. Bränslet vägdes på en våg för att CFDmodellen ska ha rätt indata vad gäller brandkällans storlek (effektutveckling). Resultatet av studien visade på att CFD-modellerna generellt uppskattade temperaruren väl i brandgaslagret. Temperaturen i brandgaslagret var dock inte homogen, utan kunde variera kraftigt. Framförallt FDS visade på stor instabilitet som yttrade sig i stora variationer i temperaturen över tiden. Författarna drar ändå slutsatsen att båda modellerna lyckades simulera hela brandförloppet, inkl. övertändning och fullt utvecklad brand. Li et al avslutar med att konstatera: Finally, through the study of flashover reconstruction, the application of numerical simulations could easily and quickly obtain the relevant data of the fire development, smoke movement as well as the failure strength to the building 16 (42)

structures. This could effectively contribute to fire safety design and retrospection of the fire disasters Zou och Chow [15] har använt FDS för att simulera övertändningsförsök och jämfört resultaten med mätningar i experimenten. Resultatet av beräkningarna på brandgasernas temperatur och värmestrålningen överensstämde väl med försöken. Brandgasernas temperatur precis under taket låg inom en avvikelse på 10 % jämfört med försöken under den tidiga delen av brandförloppet, d.v.s. fram till att övertagning inträffar. Författarna drar slutsatsen: This is very useful for judging whether flashover has occurred. The predicted results on radiative heat flux are acceptable for most engineering applications. This demonstrates that FDS can be used to simulate this specific type of flashover fire. Med stöd av studierna ovan ( [13] [14] [15]) kan slutsatsen dras att CFD-modellerna har förmågan att uppskatta om och när övertändning inträffar i ett brandförlopp. Dock anger i princip alla källor att handhavandet av CFD-modellen kräver stort krav på kunskap hos användaren. Av litteraturen framgår det också att validering av CFD-modellerna i stadiet med den fullt utvecklade branden inte har gjorts i samma utsträckning. Det sistnämnda är av intresse då SS-EN 1991-1-2 öppnar för användandet av CFD-modeller för att fastställa temperaturutvecklingen i ett brandrum vid beräkning med naturligt brandförlopp. Bristen på valideringsstudier antas främst bero på de stora kostnader som är förknippade med fullskaliga försök med fullt utvecklade bränder. [16] 3.6 Brandbelastningens relevans Alla fullt utvecklade bränder är inte ventilationskontrollerade. I vissa fall begränsas effektutvecklingen utav bränsleytan i stället. Detta är särskilt påtagligt i stora välventilerade lokaler där bränslets yta är begränsad. Branden kommer då kunna liknas vid en utomhus fritt brinnande brand, med ett visst tillskott i effektutvecklingen på grund av återstrålning från brandgaslagret och varma omslutningsytor. De flesta bränder börjar som bränslekontrollerade. De är även ofta bränslekontrollerade i brandförloppets avsvalningsfas. Ett genomsnittsvärde på den bränslekontrollerade brandens effektutveckling kan beräknas om den totala energimängden och brinntiden är kända. Law [17] redogör för observationer från ett stort antal experiment och drar slutsatsen att typiska möblemang som förekommer i hemmiljö har en brinntid på ca 20 minuter. Den bränslekontrollerade brandens genomsnittliga effektutveckling kan då beräknas som: där Q är bränslets energiinnehåll kj, vilket kan beräknas utifrån brandbelastningen och bränsleytan och är effektutvecklingen i kw. 17 (42)

Oftast och kanske framförallt i enplans Br2-byggnader är dock inte brinntiden känd. Effektutveckling beror då i stället på faktorer som bränsletypen, bränslearean och temperaturen i brandrummet (återstålning till bränslet). Om förhållandena är sådana att branden är bränslekontrollerad får brandbelastningen främst betydelse för brinntiden. Brandbelastningen definierar den totala energimängden i brandrummet, men temperaturutvecklingen styrs främst utav hur snabbt energin frigörs, effektutvecklingen. En och samma brandbelastning kan antingen förbrännas snabbt eller långsamt, vilket leder till helt olika utveckling av temperaturen i brandrummet, se Figur 5 nedan. Figur 5 Två effektutvecklingskurvor som båda baseras på samma brandbelastning. Ytan under de respektive kurvorna är densamma, från [18] Sambandet mellan effektutveckling och brandbelastning framgår av figuren ovan och kan även beskrivas matematiskt som: Där är effektutvecklingen, t tiden, A fi brandarean och q fd den dimensionerande brandbelastningen. Det finns ytterligare samband mellan effektutvecklingen och brandbelastningen. Avsvalningsfasen i brandförloppet brukar utgöras av en linjär minskning av effektutvecklingen [19] tills all energi i brandbelastningen är förbrukad. Baserat på experimentella data kan avsvalningsfasen förväntas börja när ca 70 % av den totala brandbelastningen förbränts. [18] Ett annat samband som binder brandbelastningen till effektutvecklingen per ytenhet (HRRPUA= Heat Release Rate Per Unit Area, kw/m 2 ) presenteras av Heinisuo et al [20]. Tekniken har under litteraturstudien inte återfunnits i fler källor vilket gör att den bör ses kritiskt på. Man har inventerat ett stort antal bränslepaket och för varje bränsle uppskattat HRRPUA och brandbelastningen, se Tabell 1 nedan. 18 (42)

Tabell 1 Sammanställning över brandbelastning och HRRPUA för olika bränslepaket, från [20] Genom att plotta resultaten från sammanställningen i Tabell 1i en graf kan en korrelation mellan de två parametrarna HRRPUA och brandbelastning hittas, se Figur 6. Figur 6 Samband mellan brandbelastning och HRRPUA, från [20] Finns kännedom om t.ex. den dimensionerande brandbelastningen för aktuell verksamhet kan då ett värde på HRRPUA läsas av i figuren. HRRPUA i sig ger inte effektutvecklingen. För att fastställa effektutvecklingen behövs då även bränslearean. Heinisuo et al [20] tillämpar metodiken genom att anta att ett sprinklerhuvud felfungerar och utifrån det fås ett brandpåverkanområde på 12 m 2. I deras fallstudie studeras en sporthall. I själva sporthallen anges brandbelastningens 80 % fraktil till 600 19 (42)

MJ/m 2. Genom att läsa att av värdet i Figur 6 fås att medelvärdet på HRRPUA är 1000 kw/m 2. 5 % fraktilen och 95 % fraktilen anges också till 800 kw/m 2 respektive 1100 kw/m 2. Därefter används 95 % fraktilen på HRRPUA med brandpåverkansområdet 12 m 2 och en effektkurva med en maximal effektutveckling på 15 MW fås enligt Figur 7 nedan Figur 7 Effektkurva för lokal brand i sportanläggning, från [20] Metodiken är intressant för den ger en koppling mellan brandbelastningen och HRRPUA. HRRPUA har stor påverkan på flamhöjden och plymtemperaturen som erhålls vid den lokala branden, se kapitel 4.1.4. Just HRRPUA är den parameter som har störst påverkan på resultatet vid beräkning på lokal brand enligt Bilaga C i SS-EN 1991-1-2. 3.7 Effektutvecklingens relevans I detta avsnitt diskuteras effektutvecklingens relevans för att fastställa om övertändning inträffar. Först anges de metoder som finns för att bestämma effektutvecklingens storlek. Därefter ges två exempel som diskuteras genom en fallstudie. Exemplen innefattar hur en analys för att fastställa om övertändning inträffar eller ej kan göras på ett deterministiskt sätt och ett sätt som bygger på statistisk analys. 3.7.1 Fastställa effektutveckling I kapitel 3.6 diskuterades sambandet mellan brandbelastning och effektutveckling. Studien visade på ganska svaga samband. Brandbelastningen har främst påverkan på brinntiden snarare än intensiteten. Det redogjordes även för en metod som visade på samband mellan HRRPUA och brandbelastningen. Den metodiken är ett intressant att använda för den ger i viss utsträckning indata till de modeller som presenterades i kapitel 3.5. Dessvärre bedöms inte metoden vara tillräckligt vedertagen g och bör användas med försiktighet. I detta avsnitt redogörs för de mer vedertagna metoderna 20 (42)

för att fastställa brandens effektutveckling. En indelning görs för ventilationskontrollerade bränder och bränslekontrollerade bränder. 3.7.1.1 Ventilationskontrollerade bränder I princip alla bränder börjar som bränslekontrollerade. Blir branden tillräckligt stor kan syretillförseln till brandrummet bli den faktor som begränsar effektutvecklingens storlek. Det pyrolyseras då mer bränsle än vad som kan förbrännas i rummet vilket ofta får till följd att överskottet av bränsle förbränns utanför brandrummet. Det är öppningarnas storlek, dess area och främst dess höjd, som begränsar lufttillförseln. Öppningarnas storlek får därför också en betydelse för om övertändning kan inträffa i brandrummet eller ej. Det framgår också tydligt när man studerar de ingående parametrarna till de enkla uttrycken i kapitel 3.5.1. Kan branden antas approximeras med en enzonsmodell samt om brandgastemperaturen är över ca 300 C ges ett enkelt uttryck för massflödet av luft till brandrummet: Där är massflödet av luft i kg/s, är öppningsarean i m 2 och är öppningshöjden i m. Antagandena är normalt giltiga för den fullt utvecklade branden. Med kännedom om att luften innehåller 23 mass-% syre och att ett kilogram syre normalt utvecklar 13,1 MJ när det förbränns kan den ventilationskontrollerade brandens effektutveckling beräknas som: Där är den ventilationskontrollerade brandens effektutveckling i kw. Det finns snarlika uttryck som det ovan där brandens massavbrinning i stället beräknas. Uttrycken förutsätter dock att det är träbränsle som brinner. Metoderna anges också vara osäkra med avseende på aspekten att det är en okänd andel av förbränningen som sker utanför brandrummet. Försök har också visat att rummets geometri har påverkan på resultatet eftersom interaktionen mellan stålningen från brandgaserna och bränslets geometri och typ är av stor betydelse för massavbrinningen. Trots dessa begränsningar är det allmänt vedertaget att uttrycken kan användas för beräkningar på den fullt utvecklade branden tills ytterligare forskning gjorts inom området [8]. Den ventilationskontrollerade branden är väldigt känslig för öppningarnas storlek och dess placering. Finns t.ex. rökluckor installerade i byggnaden sker en avsevärd ökning av syretillförseln till branden. Inom vissa ramar kan det kompenseras för genom metod från Magnusson och Thelandersson [21]. Drag kan inträffa i ett brandrum som har öppningar till det fria på två motstående väggar, speciellt om man beaktar effekten av vind. Dessvärre har få studier gjorts på denna typ av bränder. Grova uppskattningar har gjorts av Law och O Brien [22] vid studier av brandpåverkan på externa stålkonstruktioner som utsätts för brandpåverkan via fönster. 21 (42)

Med kännedom om den ventilationskontrollerade brandens effektutveckling kan brinntiden beräknas med: Där är brinntiden i sekunder, effektutvecklingen i kw och bränslets energiinnehåll (som kan härledas ur brandbelastningen) i MJ. När branden blir ventilationskontrollerad kan även fastställas med brandförloppsmodeller som t.ex. CFD-modeller. 3.7.1.2 Bränslekontrollerade bränder Det är inte alla fullt utvecklade bränder som är ventilationskontrollerade. Förbränningshastigheten kan även begränsas av bränslets yta och typen av bränsle. Detta kan ske i t.ex. stora lokaler, där återkopplingen i form av strålning från brandgaserna till bränslet är låg eller där den exponerade bränsleytan är begränsad. I detta fall kommer brandens effektutveckling mer liknas vid den fritt brinnande branden. Med fritt brinnande brand avses en brand som brinner i det fria utan påverkan av rummets effekter. Därför används ofta information från genomförda försök med fritt brinnande bränder som uppskattning på brandens effektutveckling för bränslekontrollerade bränder. I kapitel 3.6 redogjordes för Laws iakttagelser från bränslekontrollerade bränder i möblemang [17]. Med kännedom om energiinnehållet i bränslet kunde då medeleffekten beräknas. Ett annat sätt att uppskatta den bränslekontrollerade brandens effektutveckling är med kännedom om brandens bränsleyta genom: Där är massavbrinningshastigheten per ytenhet (kg/s m 2 ), är bränsleytan i m 2 och är förbränningsvärmet. Svårigheten med ekvationen är att massavbrinningshastigheten i princip bara är känd för enkla bränslen som trä och för vätskebränder. Massavbrinningshastigheten är även starkt beroende av återstrålningen från brandgaslagret och varma omslutningsytor. Brandens effektutveckling kan även bestämmas utifrån att den begränsas genom en släckinsats eller påverkan av ett automatiskt släcksystem. Brandens tillväxthastighet approximeras ofta med en s.k. alfa-t2 kurva. Effektutvecklingen följer ett enkelt samband: Branden tillåts sedan växa fram till att något av följande inträffar: Branden blir ventilationskontrollerad Branden blir bränslekontrollerad Automatiskt släcksystem aktiveras 22 (42)

Annan släckinsats genomförs Det finns flera modeller som kan användas för att beräkna när ett släcksystem aktiveras när tillväxtfasen beskrivs med en alfa-t2 kurva, t.ex. Detact-t2, CFD-modeller etc. Parametrar som sprinklerns RTI-värde, aktiveringstemperatur, avstånd mellan sprinklerhuvud och rumshöjd används i modellerna för att beräkna tiden till aktivering. När aktivering sker kan antas ofta sprinklern begränsa brandens omfattning och effektkurvan blir konstant alternativt dämpas i viss utsträckning. Ett annat sätt att beakta sprinklerns effekt är att anta att ett spriklerhuvud inte fungerar som avsett. Med normalt avstånd mellan sprinklerhuvud mynnar det ut i ett område på ca 10 m 2 som då inte täcks av sprinklerns släckande effekt. Med kännedom om parametern HRRPUA kan då den maximala effektutvecklingen fastställas. SS- EN 1991-1-2 anger i Bilaga E, som förvisso inte tillämpas i Sverige, värden på HRRPUA för olika verksamheter. För t.ex. teater anges HRRPUA till 500 kw/m 2. Den maximala effektutvecklingen för fallet med ett felfungerande sprinklerhuvud skulle då bli ca 5 MW. 3.7.2 Fallstudie: Fastställa om övertändning inträffar i en ishall För att illustrera ett möjligt tillvägagångssätt att påvisa om övertändning inträffar kan exemplet med ishallen som nämndes i kapitel 3.5.2.2 användas. Hallen i sig har attribut som alla på ett eller annat sätt bidrar till vilken brandgastemperatur som uppnås. Primärt är dessa: Lokalens storlek; längd, bredd och höjd. Termiska egenskaper på den omgivande konstruktionen. Lokalens öppningar till det fria. (Parametern avgör när branden blir ventilationskontrollerad.) Genom att modellera olika stora bränder i hallen och utvärdera t.ex. temperaturen på brandgaserna kan sambandet mellan effektutveckling och brandgastemperatur i den specifika lokalen fastställas, se Tabell 2. I modellen ansätts effektutvecklingen som konstant under hela brandförloppet och simuleringen körs till stationära förhållanden råder. Resultaten blir konservativa av det angreppssättet. 23 (42)

Tabell 2 Samband mellan effektutveckling och temperatur Effekt (MW) Brandgasernas temperarur ( C) 10 210 20 330 30 420 40 470 50 530 60 570 70 605 Görs beräkningarna i en CFD-modell kan vissa problem uppstå vad gäller utvärdering av resultaten eftersom temperaturen kommer variera inom brandgaslagret. Förslagsvis kan temperaturen tas som medeltemperaturen i brandgaslagret. På så sätt blir resultaten mer jämförbara med resultat från de enkla uttrycken och tvåzonsmodellerna För att avgöra om övertändning inträffar eller ej blir tillvägagångssättet olika beroende på om analysen är deterministisk med utvärdering mot en given effektutveckling eller om sannolikheten för övertändning ska fastställas. 3.7.2.1 Exempel på deterministisk analys I den Nya Zeeländska motsvarigheten till BBRAD3, Verification Method: Framework for Fire Safety design [9], utvärderas om övertändning sker gentemot kriteriet då medeltemperaturen på brandgaserna uppgår till 500 C. Analysen utförs med deterministiska värden på effektutvecklingen. Olika värden på tillväxthastigheten anges för olika verksamheter. Maximala effektutvecklingen beror främst på lagringshöjden i byggnaden. Värdena är 20 MW för garage och byggnader med maximal lagringshöjd på 3 meter. Lagras material högre än 3 meter ska 50 MW användas. Effektutvecklingen kan även begränsas till lägre värden än de angivna om branden blir ventilationskontrollerad. Ventilationskontroll ska då påvisas med brandförloppsmodell. Skulle denna metodik tillämpas på ishallen i exemplet kan det direkt konstateras att övertändning inte kommer inträffa om lagringshöjden begränsas till 3 meter (20 MW) eftersom medeltemperaturen på brandgaserna då understiger 500 C (330 C). Lagras material högre än 3 meter ska effektutvecklingen 50 MW användas och medeltemperaturen på brandgaserna uppgår då till 530 C vilket då innebär att övertändning inträffar eftersom temperaturen är högre än kriteriet för övertändning. I analysen ovan är flera saker anmärkningsvärda: Kriteriet för övertändning är satt till 500 C. Sannolikt för att bygga in en viss konservatism i analysen. Babrauskas har använt samma angreppssätt i sin modell [3]. 24 (42)

I exemplet har ingen hänsyn tagits till om branden blir ventilationskontrollerad. I modellen har ytterligare öppningar till det fria än de faktiska skapats för att säkerställa att branden blir bränslekontrollerad. Med enbart hänsyn tagen till de faktiska öppningarna blir branden ventilationskontrollerad vid ca 40 MW. Resultatet skulle då innebära att branden inte blir övertänd, med väldigt små marginaler. Exemplet ovan beaktar inte en automatisk vattensprinklerinstallation. Om sådant system finns installerat finns olika angreppssätt att hantera det: 1. Genom att låta effektutvecklingen vara konstant efter sprinkleraktivering. Effektutvecklingen kan även dämpas ytterligare likt hur han hanterar det i brandförloppsanalyser för att utreda utrymningssäkerheten i BBRAD3. Huruvida sprinklerinstallationen är dimensionerad för släckande eller begränsande effekt på branden kan avgöra vilken effekt installationen ska ha på brandens effektutveckling. Den stora nackdelen med detta angreppsätt är att metoden inte hanterar det faktum att ett antal bränder i byggnaden kommer vara osprinklade till följd av att sprinklerns tillförlitlighet inte är 100 %. 2. Genom att den dimensionerande brandbelastningen multipliceras med en faktor 0,6 enligt EKS9 kap 1.1.2 10. Det är dock något oklart huruvida reduceringen av brandbelastning är avsedd att göras vid dimensionering för lokal brand. Som det anges i kapitel 3.6 är dock kopplingen mellan brandbelastning och effektutveckling ganska vag. Effekten av reducerad brandbelastning får främst följden att brinntiden begränsas, men den maximala effektutvecklingen behålls vid det dimensionerande värdet. I exemplet ovan har beräkningar gjorts till stationära förhållanden inträffar och en reducering av brinntiden skulle då inte ha någon alls effekt på resultatet. Även detta angreppssätt kan därmed anses vara något begränsande då resultaten sannolikt blir onödigt konservativa. För att exemplifiera angreppssätten och deras begränsningar tillämpas de på ishallen. Om metod 1 enligt ovan används kan enkla beräkningsprogram som Detact-t2 men även CFD-modeller användas för att uppskatta tiden till sprinkleraktivering. Lokalen har en rumshöjd på ca 9 meter och brandens tillväxt kan approximeras med en s.k. alfa-t2 kurva med snabb tillväxthastighet enligt BBRAD3. Beräkningar med Detact-t2 ger att sprinkleraktivering sker efter ca 4 minuters brandförlopp när effektutvecklingen uppgår till ca 2,5 MW. Det är uppenbart att den effektutvecklingen inte kommer orsaka att övertändning inträffar i en lokal med nästan 3000 m 2 golvyta. Metoden tar inte heller hänsyn till sprinklerns felfunktion. Tillämpas metod 2 måste brandbelastningen fastställas. Brandbelastningen i sporthallar ges inte i Boverkets allmänna råd (2013:11) om brandbelastning (BBRBE1) utan måste tas fram på annat sätt. Heinisuo et al [20] anger ett dimensionerande värde på 600 MJ/m 2 för sporthallar. Under förutsättning att ishallen enbart används för isaktiviteter bör det kunna räknas med att isytan inte innehar någon brandbelastning. Detta skulle då motsvara en brandbelastning på ca 215 MJ/m 2 i ishallen eller totalt 600 GJ energi. 25 (42)

Utan hänsyn till sprinklerinstallation skulle man då få en effektkurva som tillväxer i ca 11 minuter till maxeffekten 20 MW uppnås. Därefter är effektutvecklingen konstant vid 20 MW i nästan 6 timmar innan avsvalningsfasen påbörjas. Längden på brandförloppet blir i exemplet orimligt lång, vilket beror på att antagandena att all brandbelastning deltar i brandförloppet och att den maximala effektutvecklingen är liten i förhållande till brandbelastningens storlek. Om hänsyn skulle tas till sprinklerpåverkan reduceras brandbelastningen med en faktor 0,6 till ca 128 MJ/m 2 eller totalt 360 GJ energiinnehåll. Branden skulle då fortsatt tillväxta till 20 MW under 11 minuter, men sedan förbli konstant under en kortare tid ca 3,5 timmar innan avsvalningsfasen påbörjas. Rimligtvis har stationära förhållanden med avseende på brandgasernas temperatur uppnåtts innan 3,5 timmars brandförlopp vilket då föranleder att det inte blir någon skillnad i resultaten mellan den sprinklade och osprinklade branden med detta angreppsätt. En av de stora svårigheterna med angreppssätten ovan blir i praktiken att säkerställa att isytan enbart används till isaktivitet. 3.7.2.2 Exempel på statistisk analys Under förutsättning att brandrummets geometri är sådan att de enkla uttrycken eller tvåzonsmodellerna är giltiga finns goda förutsättningar att använda en fördelning över brandens effektutveckling som indata till en analys av huruvida övertändning inträffar eller ej. De enkla utrycken kan t.ex. användas direkt i statistiska analysverktygs som @Risk [23]. Själva beräkningen i en tvåzonsmodell går snabbt, på enbart några sekunder. Visserligen tar hantering av indata och utdata längre tid än så, men det finns ändå möjligheter genomföra ett stort antal beräkningar på en rimlig tid. Ytterligare ett sätt att använda tvåzonsmodellen, men även CFD-modellerna, är att utifrån de geometriska förutsättningarna, öppningarnas storlek och konstruktionens termiska egenskaper genomföra ett mindre antal beräkningar för att hitta ett samband mellan effektutveckling och brandgasernas temperatur. Detta kan leda till ett regressionsuttryck som sedan kan användas i statistiska analysverktyg. Mycket tyder på att CFD-modellerna är de som är mest lämpade för att uppskatta när övertändning inträffar i större lokaler. Den generella uppfattningen är att problemet som uppstår är att en simulering kan bli ganska tidsödande. Ska dessutom en fördelning av effektutvecklingen beaktas kan flera scenarier behöva simuleras vilket leder till ytterligare tidsåtgång. I takt med att datorkraften ökar behöver det dock inte nödvändigtvis innebära att tidsåtgången är orimlig. Det ligger en viss osäkerhet i den bedömningen. Nedan ges ett exempel på hur analys med CFD eller tvåzonsmodeller kan användas tillsammans med statistiska analysverktyg för att beräkna sannolikheten för att övertändning inträffar. Det är då förutsatt att en sannolikhetsfördelning över effektutvecklingen finns att tillgå, vilket är förhållandevis ovanligt. Resultaten från Tabell 2 kan plottas i ett diagram och ett regressionsuttryck kan tas fram för sambandet, se Figur 8. I exemplet används ett enkelt polynom för att skapa regressionsuttrycket. 26 (42)

Temperatur ( C) 700 600 500 Sannolikheten för sprinklerns felfunktion skulle kunna beskrivas med en fördelning eller deterministiskt. För fallet när sprinkler felfungerar används samma metodik som ovan men i merparten av de studerade scenarierna kommer sprinklern att fungera och då behöver brandens effektutveckling kunna beskrivas med en fördelning med hänsyn tagen till sprinkler. Den effektutveckling som uppnås i det sprinklade fallet är främst beroende på rumshöjden, brandens tillväxthastighet, sprinklerns aktiveringstemperatur och RTI-värde samt avståndet mellan sprinklerhuvud. Merparten av dessa parametrar bör vara kända vid dimensioneringen. Dock borde brandens tillvästhastighet uttryckas med en sannolikhetsfördelning. Fördelningen över den maximala effekten vid sprinkleraktivering kan då tas fram på ett liknande sätt som brandgastemperaturen. Ett fåtal deterministiska beräkningar på aktiveringstiden för sprinklern utförs för olika tillväxthastigheter. Genom att ta fram ett regressionsuty = -0.078x 2 + 12.577x + 100.71 R² = 0.9961 400 300 200 100 0 0 10 20 30 40 50 60 70 80 Effekt (MW) Figur 8 Regressionsuttryck för sambandet mellan effekt och temperatur Regressionsuttrycket kan nu användas i ett statistiskt analysverktyg och genom att t.ex. genomföra ett stort antal Monte Carlo simuleringar med den statistiska fördelningen över effektutvecklingen som indata. Tillsammans med regressionsuttrycket kan då en sannolikhetsfördelning över medeltemperaturen i brandgaserna fås fram. Metoden förutsätter då att parameterar som lokalens storlek, öppningsytor och termiska egenskaper är kända eftersom dessa parametrar hanteras deterministiskt. Skulle parametrarna vara okända vid dimensioneringen borde konservativa värden kunna användas. Metodiken ovan förutsätter då att lokalen ej är försedd med automatisk vattensprinkleranläggning. För att beakta sprinkler behöver ett annat angreppsätt användas. En möjlig metodik skulle kunna vara att skapa ett enkelt händelseträd med två grenar, en för fungerade sprinkler och en för fallerande sprinklersystem. För varje gren görs beräkning av sannolikheten för övertändning. Den totala sannolikheten för de respektive grenarna vägs samman tillsammans med sannolikheten för sprinklerns funktion. 27 (42)

tryck kan då fördelningen över den maximala sprinklerkontrollerade effektutvecklingen tas fram med hjälp utav fördelningen över tillväxthastigheten. Tillvägagångssättet förutsätter dock: En sannolikhetsfördelning över icke-sprinklerkontrollerade bränder finns tillgänglig En sannolikhetsfördelning över brandens tillväxthastighet finns tillgänglig Som alternativ till den sistnämnda punkten ovan kan ett samband mellan effektutveckling och tiden till den uppnås ges. Ur det sambandet kan i så fall tillväxthastighetens fördelning uttryckas. Mycket tyder dock på att även om man hanterar det sprinklerkontrollerade fallet med statistisk analys kommer ytterst få, eller till och med inga sprinklerkontrollerade scenarier leda till övertändning i enplans Br2-byggnader. Angreppsättet att behandladet sprinklerkontrollerade scenariot med sannolikhetsfördelningar kan då uppfattas som något överarbetat. 3.8 Osäkerheter För att fastställa om övertändning inträffar i en byggnad måste flera parametrar hanteras. Likaså måste ett val av beräkningsmodell göras. Alla modeller har begränsningar. Mycket tyder dock på att CFD-modellerna är de som är bäst lämpade för att fastställa om övertändning kan inträffa i en byggnad. Det är dock noterbart att CFDmodellernas förmåga att modellera den fullt utvecklade branden inte utretts i någon större utsträckning i denna studie, utan studien är begränsad till att utreda modellernas förmåga att fastställa om övertändning inträffar eller ej. Användning av CFDmodeller är förknippat med krav på stor kunskap hos användaren. Dagens CFDmodeller är förhållandevis enkla att använda. Det finns pre-processorer som möjliggör import av CAD-filer för uppbyggnad av geometri och dylikt som gör processen att få igång en simulering förhållandevis enkel. I FDS 5 finns dock över 400 parametrar som användaren kan styra. Utan gedigen kunskap om modellens uppbyggnad, dess begränsningar och förståelse för principer som vad gridoberoende lösningar är finns risk att modellen används på ett felaktigt sätt. I projekteringen är det viktigt att användaren har rätt kunskap för att använda modellen och att modellen används på ett korrekt sätt. Detta kan, för byggherren, vara svårt att säkerställa och en möjlig lösning är att ställa högre krav på kontroll av projekteringen än egenkontroll i kontrollplanen. Alternativt kan höga krav ställas på egenkontrollen i kontrollplanen, t.ex. SAK3 certifiering av kontrollant. Utöver modellosäkerheten och den osäkerhet som uppstår på grund utav hur användaren hanterar modellen finns osäkerheter i ett antal parametrar som används i analysen. Nedan listas de parametrar som bedöms ha störst påverkan på resultatet av en analys om övertändning inträffar. 3.8.1 Effektutvecklingen Effektutvecklingen är i särklass den parameter som har störst påverkan på resultatet av en analys om övertändning inträffar eller ej. I kapitel 3.7 redogjordes för olika 28 (42)

metoder att fastställa effektutvecklingen. I princip samtliga metoder visade sig ha begränsningar som gör dem olämpliga att använda eller bero på parameterar som är svåra att fastställa. I fallet då byggnaden är försedd med ett automatiskt släcksystem kan den sprinklerkontrollerade brandens effektutveckling förhållandevis enkelt fastställas, men projektören kommer ändå ställas inför det faktum att vissa osprinklade bränder måste beaktas. Den stora osäkerhet som är förknippad med att fastställa effektutvecklingens storlek medför att effektutvecklingen antingen bör behandlas väldigt konservativt alternativt behandlas som en statistisk fördelning för att ett större omfång av möjliga bränder ska kunna behandlas. Det sistnämnda är att föredra för att inte bygga in för stor konservatism i analysen. Problematiken uppstår inte minst då effektutvecklingens variation under byggnadens livscykel bör beaktas. 3.8.2 Öppningar Öppningarnas bredd och framförallt deras höjd har en stor påverkan på resultatet. Detta ur två aspekter. Dels påverkar öppningarnas storlek lufttillförseln till brandrummet. Den ventilationskontrollerade brandens effektutveckling är direkt beroende av denna parameter, se kapitel 3.7.1.1. Men även energibalansen har koppling till öppningarnas storlek. En viktig term i energibalansen för ett brandrum är nettoflödet av energi ut ur brandrummet. Ju större öppning desto mer energi kan också lämna brandrummet. Om brandrummet har små öppningar kan brandens effektutveckling begränsas av detta och brandgastemperaturen blir låg. Är öppningarna stora kan effektutvecklingen bli större, men en större mängd energi kan också flöda ut ur brandrummet med låga brandgastemperaturer som följd. I många byggnader är fönsterytorna begränsade och väl fastställda. Projektören kan då räkna med dem som öppningar till det fria i sin analys. I andra byggnader, t.ex. ishallar, finns kanske inga fönsterytor alls. Här kan det då bli aktuellt att räkna med läckageytor för att analysen ska blir rättvisade med avseende på brandgastemperaturen. Det finns också byggnader med helglasade ytor. Framförallt i dessa byggander är det relevant att göra en känslighetsanalys på valet av öppningsytor i analysen. Det är lätt att underskatta, eller överskatta öppningsytan med konsekvensen att brandgastemperaturen underskattas. Detta leder i sin tur till icke-konservativa resultat. SFPE Standard on Calculating Fire Exposures to Structures [6] anger att när temperatur-tid förlopp för den fullt utvecklade branden tas fram för denna typ av byggnader ska temperaturutvecklingen tas fram för 50 %, 75 % och 100 % av glasytan går sönder. Samma resonemang borde tillämpas även i övertändningstestet. 3.8.3 Omgivande konstruktion De termiska egenskaperna i väggar, tack och golv har en inverkan på den beräknade temperaturen i brandgaserna. Sambandet illusteras i Figur 9 för ett exempelrum. 29 (42)

Figur 9 Samband mellan ett rums termiska egenskaper och den effektutveckling som krävs för att övertändning ska kunna ske, från [7] Om analysen om övertändning kommer inträffa i byggnaden sker i ett tidigt stadium av projektet är det inte alltid säkert att materialet i väggar och tak är fastställt. För att hantera osäkerheten kan konservativa beräkningar utföras. Normalt innebär detta att omgivande konstruktion betraktas som adiabatisk, inga värmeförluster sker genom konstruktionen. 3.8.4 Brandens placering De flesta av de enkla uttrycken är baserade på att branden är placerad mitt i rummet, utan inverkan av väggar. Placeras branden intill en vägg eller i ett hörn krävs normalt en lägre effektutveckling för att nå övertändning. Mekanismen bakom detta är att inblandningen av kall luft i brandplymen begränsas vilket leder till högre temperaturer i brandgaslagret. Lee [24] visade på skillnaden i den effekt som krävdes för att få övertändning i ett rum med måtten 3x3x2.3 m. Om branden placerades intill en vägg krävdes bra 85 % av den fritt brinnande brandens effektutveckling. Placerades branden i ett hörn var motsvarande värde ca 70 %. Mowrer och Williamson [25] har visat på ännu större skillnader än Lee. Fenomenet borde uppstå även när de avancerade modellerna används och projektören borde belysa det i sin analys. 3.9 Framtida utredningar Förstudien redogör i detta stycke kort för de områden som identifieras som nödvändiga att utreda vidare för att ge en heltäckande bild av problematiken kring att fast- 30 (42)

ställa om övertändning kan inträffa i en byggnad 3.9.1 Effektutvecklingen Effektutvecklingen har påvisats vara den parameter som har störst inverkan på resultatet av en analys om övertändning kan inträffa i en byggnad. Samtidigt är parametern också en av de mest osäkra parametrarna för en ingenjör att behandla i analysen. Vidare utredningar bör fokusera på dimensionerande värden på effektutvecklingen och/eller sannolikhetsfördelningar för effektutvecklingen. 3.9.2 Avancerade modeller och fullt utvecklad brand SS-EN 1991-1-2 öppnar upp för användning av avancerade modeller vid dimensionering med naturligt brandförlopp. Tvåzonsmodeller är sällan giltiga i det fullt utvecklade stadiet av en rumsbrand och CFD-modeller utgör då ett alternativ. Validering av CFD-modellerna har inte skett i lika stor utsträckning för den fullt utvecklade branden som för den tidiga delen av brandförloppet. Det är rimligt att tro att användningen av CFD-modeller kommer öka även när det gäller brandskydd av byggnadens bärverk, precis som det har skett vad gäller vid dimensionering av utrymningssäkerheten. 31 (42)

4 Lokal brand Detta kapitel i förstudien fokuserar på den lokala branden och metoden i EKS, d.v.s. EN 1991-1-2, bilaga C. Studien begränsas dock till fallet då flammorna inte slår i taket. Kapitlet avser att ge stöd för hur den dimensionerande lokala branden ska anats samt hur olika parametrar ska bestämmas. Förstudien identifierar också de parametrar som har störst inverkan på slutresultatet. 4.1 Effektutveckling I detta kapitel diskuteras den lokala brandens effektutveckling. Parametrar som effektutvecklingens tillväxthastighet, maximal effektutveckling, varaktighet och hur detta bör hanteras och beskrivs för följande typfall: Enklare med mindre mängd brännbart material, fall av typ ishall, badhus eller liknande. Matvarubutik, typ Willys eller ICA butik då sprinkler inte installeras. Då installation av sprinkler sker och en sannolikhetfördelning över dimensionerande effektutveckling finns tillgänglig. 4.1.1 Lokal med liten mängd brännbart material Vissa enplansbyggnader med samlingslokal har väldigt låg brandbelastning. Tidigare i förstudien har det exempel tagits fram med en ishall. I kapitel 3.7.2.1 gjordes en analys av brandgastemperaruern i ishallen med en dimensionerande brand på 20 MW. Det gjordes ingen värdering av det dimensionerande värdet utan värdet valdes från ett annat lands regelverk för att visa på principen av en deterministisk analys. Den typen av bränder som inträffar i badhus, ishallar eller liknande lokaler med begränsad mängd brännbart material karaktäriseras ofta av bränslekontrollerade bränder. Det brinner ofta i ett bränslepaket och begränsad eller ingen spridning av branden sker utanför den initiala branden. Eftersom lokalen ofta är stor i förhållande till brandens storlek blir oftast brandgastemperaturen låg vilket resulterar i att återstrålningen till bränslet också blir begränsat. Detta motiverar att projektören kan använda experimentella data från fritt brinnande bränder för att hitta den dimensionerande branden. Den information som inhämtas från experimenten är oftast den maximala effektutvecklingen så väl som tillväxthastigheten och brinntiden. Heinisuo et al [20] redogör i sin fallstudie av en ishall hur de kommer fram till en dimensionerande lokal brand. Fallstudien visar på principerna som kan användas i lokaler av denna typ för att hitta den dimensionerande branden. Principen bygger på att det finns ett samband mellan brandbelastningen och HRRPUA. Det redogörs för metoden i kapitel 3.6 i denna förstudie. Som tidigare nämnts är metoden intressant, men inte vedertagen. Dessutom krävs det att projektören kan fastställa hur stor yta som kan förväntas brinna, vilket kan vara förknippat med svårigheter. Samt att han 32 (42)

kan bedöma hur stor variation i möblering, ändrad användning m.m. som är väsentligt att beakta ur ett dimensioneringsperspektiv Som nämnts ovan kan information från fritt brinnande bränder användas för att fastställa den dimensionerande branden. En grovanalys av möjliga brandscenarier bör göras och utifrån den analysen bör en eller flera bränder identifieras som relevanta att göra vidare beräkningar på. Kapitel 3.4 redogör för aspekter som bör ligga till grund för en sådan grovanalys. Det går inte att enbart studera effektutvecklingen för att hitta det dimensionerande scenariot. Parametrar som brandkällans storlek eller HRRPUA, brinntiden, samt brandens placering kan också ha stor påverkan på vilken exponering som branden har på bärverken. Exempelvis skulle en grovanalys av ishallen leda fram till att följande scenarier studeras: Brand i ismaskin Brand i jumbotron Branden i ismaskinen skulle kunna liknas vid en brand i personbil. De är ungefär samma storlek på brandkällan. Bränslet består till stor del av plast. Eventuellt kommer resultaten från de fritt brinnande testerna att inkludera en del bensin i fordonets tank. Resultaten bör vara konservativa av det skälet, både sett till effektutveckling och brinntid. Branden placeras lågt ner i byggnaden, där ismaskinen är belägen. Projektören har nu den information han behöver för att räkna vidare med metoden enligt Bilaga C i SS-EN 1991-1-2. Branden i jumbotronen är intressant av den anledningen att branden är placerad högre upp i byggnaden. Även om denna brand utvecklar en lägre effektutveckling med lägre flamhöjd som följd kan branden ändå vara den som har störst påverkan på bärverken i taket. Det är sannolikt inte lika lätt att finna experimentella data från fritt brinnande jumbotron. Projektören får då göra en rad bedömningar för att hitta den dimensionerande branden. Exempelvis är det möjligt att hitta resultat från tester med liknande bränslen, annan elektronik som TV-apparater. Den maximala effektutvecklingen kan sedan skalas med arean på bränslet eftersom effektutvecklingen är direkt proportionell mot denna. Tillväxthastigheten bör kunna tas som densamma både för det lilla experimentet och det större dimensionerande scenariot. Brinntiden kan fastställas genom att beräkna energiinnehållet i bränslet (jumbotronen). Även om den exakta sammansättningen av bränslet inte är känd bör ett överslag kunna göras alternativt hanteras konservativt. 4.1.2 Lokal brand i matvarubutik En brand i matvarubutik skiljer sig till stor del från brand i t.ex. en ishall genom branden kan förväntas sprida sig från det initiala brinnande objektet. Buchanan [8] beskriver det som en progressiv förbränning. Det innebär i princip att det kan ske en lokal övertändning och fullt utvecklad brand i närheten av det initialt brinnande objektet. Men det är osannolikt att den fullt utvecklade branden kommer uppta hela utrymmet i lokalen på en och samma gång. I stället förflyttar branden sig och genom lokalen. Mäter man temperturen i olika delar av lokalen fås ofta samma temperaturutveckling med tiden, fast med en viss förskjutning. Detta fenomen med lokal övertändning blir viktigt ur ett dimensioneringsperspektiv då den lokala branden inte 33 (42)

beaktar samtidig påverkan av konstruktionen i någon större bemärkelse, medan den lokala övertändningen kan påverka flera av bärverken samtidigt. Det finns ytterst få försök gjorda på fullt utvecklade bränder i stora lokaler, nästan alla försök på fullt utvecklad brand är gjorda i rum i storlek upp till 6 x 6 meter med högst 3 till tak. Att bestämma den dimensionerande brandens effektutveckling i en matvarubutik är förknippat med stora svårigheter. Dels för att branden sannolikt sprider sig från det initialt brinnande föremålet, men även på grund av att variationen i bränsletyp, lagringshöjd etc. är stor. Det mest lämpliga angreppsättet med nuvarande kunskap är att bedöma effektutvecklingen med en viss konservatism. Eftersom många av svårigheterna ligger i själva karaktäriseringen av bränslet kan brandens effektutveckling i stället bedömas utifrån när branden blir ventilationskontrollerad. Detta angreppssätt är inte alltid lämpligt eftersom en ventilationskontrollerad brand sällan är en lokal brand, dock kan det vara en metod för att fastställa en maximal effektutveckling. Utöver de öppningar som finns till det fria, normalt huvudentrén, bör hänsyn även tas till läckage när effektutvecklingen för en ventilationskontrollerad brand ska fastställas. EKS anger att För beaktande av otätheter bör en öppningsfaktor på minst 0,02 m ½ användas. För en butik med samma mått som ishallen i tidigare exempel, 70x40m 2 och 9 meters takhöjd innebär det en öppning som går från golv till tak (9 m hög) med bredden ca 5,5 meter. Med en sådan öppning blir den ventilationskontrollerade brandens effektutveckling över 200 MW, ett orimligt värde för den lokala branden. Beaktas endast huvudentrén (3 meter bred och 3 meter hög) som tilluftsöppning når den ventilationskontrollerade branden en i stället en maximal effektutveckling på 20-25 MW, ett mer rimligt värde. Det framräknade värdet överensstämmer väl med det dimensionerande värde som används regelverken på Nya Zeeland [9], dvs 20 MW i lokaler med lägre än 3 meters lagringshöjd. Att bortse från läckage är kanske inte helt orimligt då byggnader byggs förhållandevis täta av energiskäl och då det normalt finns få öppningar (fönster) i denna typ av byggnader. Beaktandet av otätheter är också främst kopplat till naturligt brandförlopp, där parametern ingår som indata till rekommenderad modell (Bilaga A i SS-EN 1991-1-2). Angreppsättet med att räkna ut en maximal effektutveckling (bränske eller ventilationskontrollerad) för den lokala branden beaktar dock inte att dimensionering för lokal brand kan vara olämpligt då den lokala branden kommer förflytta sig under brandförloppet och då påverka flera byggnadsdelar. Det faktum att brandspridning kan förväntas ske och att mängden brännbart material i byggnaden är stor är principen med lokal brand olämplig. Sedan 2006 har konceptet med Travelling Fires Methodology (TFM) varit framträdande vad gäller modeller av naturligt brandförlopp i litteraturen [26] [27] [28]. Metodiken beräknar det temperaturfält som branden genererar och tar hänsyn till hur brandförloppet faktiskt utvecklar sig i den specifika byggnaden. Det krävs då att brandförloppsmodellen som används ger temperaturresultat som varierar både med rum och tid, t.ex. CFD-modeller. Med kännedom om temperaturfältets utveckling över tiden kan sedan både temperaturanalyser och strukturanalyser genomföras för den bärande konstruktionen. Metoden är högst obeprövad och bör ej användas vid dimensionering förrän den ytterligare validerad och verifierad. Osäkerheterna i metoden, t.ex. byggnadens användning och möblering, blir väldigt stora och svåra att hantera vid dimensionering 34 (42)

Temperaturfältet delas in i två regioner, närfältet (near-field) och fjärrfältet (farfield). Båda regionerna förhåller sig relativt till branden, som förflyttar sig genom rummet. Därmed förflyttar sig också närfältet och fjärrfältet genom rummet i takt med att branden sprider sig. Närfältet är området i brandkällans närhet. Ofta ingår direkt flampåverkan på bärverken i detta område. Temperturexponeringen är ofta hög. Fjärrfältet är området bortom flammorna, där det främst är varma brandgaser som bidrar till uppvärmning av bärverken. Fälten illustreras i Figur 10 nedan Figur 10 Brandens närfält och fjärrfält, från [27] Modellen baseras inte på enbart ett enda scenario utan beaktar snarare ett omfång av scenarier som varierar mellan små bränder med lång brinntid till intensiva bränder med kort brinntid. TFM beskriver på ett bra sätt hur ett brandförlopp kan utveckla sig i stora lokaler och har därför potential att vara en modell för naturligt brandförlopp i matvarubutiker. Dock är forskningen kring konceptet begränsad. Stern-Gottfried och Rein [27] anger att metoden behöver finjusteras för att bli tillräckligt robust. Moss och Clifton [29] använde ett liknande koncept som TFM när de analyserade fullskaliga försök som genomförts i Cardington under 1995-1996. De anger att när metoden kombineras med detaljerade strukturanalyser får de resultat som ser ut att vara realistiska, men kan inte relateras direkt till experimentella resultat. 4.1.3 Lokaler försedda med automatiskt släcksystem Metodiken att fastställa effektutvecklingen för den lokala branden i lokaler som är försedda med automatiskt släcksystem är i princip identiska med de tillvägagångssätt som tillämpats tidigare i denna fallstudie när det gällde effektutveckling för att studera om övertändning kan inträffa i lokalen. Metoderna kan kort sammanfattas som: 1. Tiden till sprinkleraktivering kan beräknas utifrån bland annat brandens tillväxthastighet och sprinklerns aktiveringstemperatur och RTI-värde. Vid 35 (42)