TND-rapport 99-CVB-R2156
BRAWATII: Orlenterend onderzoek naar het koelend effect van grondwater op stalen damwanden
TNOSouw
Datum
Contactpersoon
November 1999
Dr.lr. C. Both
Centrum voor BrandvelJigheid
Lange Kleiweg 5
Auteur(s)
Pos1bus49 2600 AA Delft
Dr.Ir. C. Both
Telefoon 015284 2000 Fax 015284 3990
Opdrachtgever(s)
Bouwdienst Rijkswaterstaat Postbus 2ססoo 3502 LA Utrecht
Project no.
08.20.3.7172/006.90075/01.01
Aantal pagina's
29
Aantal foto's
4
11
-•..• a __
Alle rechten voorbehouden. Niets uit _euitgave mag worden vermenigwk:ligd enlof openbaar gemaakt door middel van druk, fotokopie, micrOfllmof op welke andere wijze dan ook. zonder voorafgaande toEl$t$Tlmingvan TNO. Indien dit rapport in opdracht werd uitgebracht, wordt voor de rechten en verplichtlngen.van opdrachtgever en opdraohtnemer verwezen naar de Algemene V~ voor onderz~aan TNO, dan wel de ~$terzake tussen de partijèn.gesloten overeenkomst Het ter Inzage geven van het TNO-rapportaan direct belanghebbénden is toegestaan. @1999TNO
TNO.Scuw verricht Ol'ldel'.zoek en ~
~.
ad\lie$ O\I6r bouw-
voomamlilIijkin opdI'acIll van ondIlr meer de
overIlekl. gnlIe en kleine ondernemingen in de bouw, ~ enbnmche-instelllngen.
Nedellandse Organi$atie voor loegepast-nlllUUl'AAIIlen$Clllappelijk
ondIlrzoek TNO
TNO-Rapport 99-CVB-R2156
2
van
29
INHOUD
1
INLEIDING
2
NOMINALE BRANDKROMMEN ACHTERGROND
2.1 2.2 2.3 2.4 3
Algemeen Scenario's Tbermiscbe respons Medumiscbe respons
TA TEN EN EVALUATIE
Resultaten Evaluatie
SAMENVATTING
REFERENTIES
RESPONS:
5 5 6 8 11 13 13 14
Algemeen Opstelling
PROEFRESUL
4.1 4.2 5
EN THERMISCHE
PROEFOPSTELLING
3.1 3.2 4
2
EN CONCLUSIES
17 17 21 27
29
TNCrRaprt 99-CVB-R2156
1
3 van 29
INLEIDING
Door toenemend ruimtegebrek en steeds zwaardere milieu- eisen, zullen in de toekomst steeds vaker bouw oplossingen worden gezocht onder de grond. Een belangrijke exponent van het ondergronds bouwen is het maken van tunnels. Ten einde in de tunnel bij een calamiteit aanwezige mensen de gelegenheid te geven te kunnen vluchten en schade aan belendende constructies met mogelijke slachtoffers te voorkomen als gevolg van instorten, zulleneisen moeten worden gesteld aan de constructieve brandveiligheid Daarnaast kunnen additionele eisen worden gesteld in verband met schadebeperkingen de bescherming van de investering. Men kan hierbij denken aan de directe schade als gevolg van plastische vervormingen en eventueel bezwijken, maar ook aan de indirecte schade aan belendende constructies en tevens aan schade als gevolg van het lang buiten gebruik zijn van de oeververbinding. Voor de rekenkundigebepaling van de thermische en de mechanische respons van staalconstructieszijn in principe middelen aanwezig [1]. Deze middelen hebben echter betrekking op met name de utiliteitsbouw. De rekenkundige bepalingsmethoden zijn niet zonder meer van toepassing voor de stalen damwanden te gebruiken bij de in- en uitritten van tunnels; de brandomstandighedenzijn anders en er is een kennisleemte op het gebied van het koelend effect van grondwater (en het hieraan gerelateerde onderwerp van gecombineerd warmte- en vochttransport in het watervoerende grondpakket gelegen achter de aan brand blootgestelde damwand). De Bouwdienst Rijkswaterstaat had besloten om in het kader van het Brawat II onderzoek een oriënterende brandproef uit te voeren. De resultaten van deze brandproef zouden uitsluitsel moeten geven of het zinvol is een uitgebreider onderzoek op te starten, bijvoorbeeld gericht op een numeriek model voor gecombineerdwarmte- en vochttransportonder brandomstandigheden in (poreuze media als) grond (opmerking: er zijn weliswaar modellen beschikbaar voor gecombineerd warmte-en vochttransport, doch deze zijn niet toegesneden op het onderhavige probleem). In het voorliggenderapport' wordt verslaggedaan van de oriënterende brandproef. In het tweede hoofdstuk wordt eerst achtergrond informatie gegeven over de brandscenario's en de te hanteren nominale temperatuur-tijd krommen
1 Kritiek van ing. H. De Vries, ing. D.W. Hemelopen ir, G.M. Wolsink d.d, 07-10-1999 is
verwerkt.
TNO-Rapport 99-CVB~R215S
4 van 29
(brandkrommen) bij experimenteel (eniof analytisch) onderzoek naar het brandgedrag van constructies. De proefopzet wordt in het derde hoofdstuk besproken. De resultaten van de brandproef worden gepresenteerd en geevalueerd in het vierde hoofdstuk. Conclusies en aanbevelingen volgen in hoofdstuk 5.
TNO-Rappo!t 99-CVB-R2156
5 van 29
2
NOMINALE BRANDKROMMEN EN THERMISCHE RESPONS: ACHTERGROND
2.1
Algemeen
Grofweg kunnen 2 typen branden worden onderscheiden: cellulose branden; koolwaterstofbranden. De cellulose branden hebben betrekking op houtachtige materialen zoals inventarisgoederen .enz. Deze branden zijn typisch voor gebouwen (utiliteitsbouw). Deze branden komen over het algemeen langzaam op gang en bereiken in omsloten ruimten (compartimenten) temperaturen tot 1000 °C. In de procesindustrie speelt een ander type branden dat veel sneller tot ontwikkeling komt. Temperaturen tot 1400 °C kunnen daarbij optreden in omsloten ruimten. In Eurocode 1 [2] zijn de volgende relevante zogenaamde brandkrommen opgenomen, zie Figuur 1: 1 standaardbrand (ISO-834; celluloze brand) T=:20 + 345 loglO(8t+ 1) koolwaterstofbrand 2 T=20 + 1080 (1 - 0,325*exp(-O,167t) - 0,675*exp(-2,5t) hierin is: temperatuur in lOC]; T tijd in [min]. t
nominale
Daarnaast kent de Eurocode zogenaamde natuurlijke branden. Met deze branden kan op een meer genuanceerde wijze de thermische belasting op de te beschouwen constructie(onderdelen) worden berekend. Het model voor deze branden houdt rekening met onder andere de geometrie van de brandroimte (compartiment), de hoeveelheid brandbaar materiaal, de ventilatieopeningen (zuurstof) en de thermische karakteristiek van de muren en het plafond van de brandruimte. In Duitsland wordt de zogenaamde RABT brandkromme gehanteerd voor tunnels
[3]. T=15+ 1185*( 1-0.325*exp(-O.167*t)-O.675*exp( -2.5*t» In deze kromme zit ook een dalende tak. In onderstaande figuur worden de verschillende krommen vergeleken.
TNO=R!eJ?9r! 6 van 29
99-CVB-R2156
1400 1200 1000
~
5 ::3
ë
f
800
-RAST
•.••.Standaaro brand ...••.KOOlwaterstOf (EC1 )
600 400 200
o 03060
90
120
tijd {min]
Figuur 1
Nominale brandkrommen.
In Nederland wordt een andere koolwaterstof brandkromme gehanteerd in het geval dat een tunnel geschikt moet zijn voor vervoer van gevaarlijke stoffen (categorie 1 tunnel). Deze brandkromme wordt in de volgende paragraaf nader beschreven.
2.2
Scenario's
In het ontwikkelde stadium van een brand spelen vele factoren een rol bij de uiteindelijke thermische belasting (stralings- en convectietemperatuur, zie volgende paragraaf) op de constructie. De belangrijkste factoren zijn: de thermische eigenschappen van de tunnelconstructie (wanden en dak, alsmede de achterliggende grondmassa in het geval van een enkelwandige stalen huid); de geometrie van de ruimte; ventilatie I zuurstof; de aard, hoeveelheid en verdeling van de brandbare stoffen. Over het scenario voor transport van gevaarlijke stoffen in verkeerstunnels in Rijkswegen kan worden gezegd dat in Nederland wordt uitgegaan van de zogenaamde Rijkswaterstaatbrandkromme. Deze brand wordt gebruikt in proeven om de effectiviteit van isolatiematerialen te testen voor het beschermen van (gewapend) betonnen tunnelconstructies. De zogenaamde Rijkswaterstaat brand kan als volgt worden gekarakteriseerd.
TNo-Rapport 7 van 29
99-CVB-R2156
Tabel 2
Rijkswaterstaat brandkromme temperatuur [OC)
tiid [min]
tiid [min]
temT\A1'"l:lltn[OC] ur
0
±ZO
30
1300
3
890
60
1350
5
1140
90
1300
10
1200
1120
1200
In Figuur 2 wordt de RWS brandkromme met de andere nominale brandkrommen vergeleken. 1600 1400 1200
oE... 1000
5 i! 800
-RAST -Standaaro brand - Koolwaterstof (EC1 ) "RWS
1
.sJ 600 400 200
o
o
30
60
90
120
lijd [min]
Figuur 2
De RWS brandkromme en overige nominale brandkrommen.
De constructieve (brand)veiligheid van een constructie hangt uiteraard sterk af van de maximaal te verwachten temperatuur, de verhittingssnelheid en de duur van de brand. Voor de beoordeling van de constructieve brandveiligheid van tunnels, is een afgewogen keuze van de te hanteren nominale brandkromme dus van groot belang. Op basis van de gegeven nominale brandkrommen kan in brandwerendheidsovens of in ad-hoc proefopstellingen de ontwikkeling van de gastemperaturen worden gestuurd. Voor al dan niet geïsoleerde betonconstructies zal dan een voldoende nauwkeurige nabootsing kunnen worden verkregen van de thermische belasting op de te onderzoeken constructie.
TNO-Rapport 8 van 29
99-CVB-R2156
Voor een meer genuanceerde bepaling van de thermische belasting worden recentelijk ook geavanceerde computerprogramma's ingezet. Met behulp van zogenaamde veldmodellen (Computational Fluid Dynamica, CID) kunnen, in bepaalde gevallen, numerieke simulaties worden gemaakt van de stroming van hete gassen/rook (van belang voor de beoordeling van vluchtmogelijkheden) en de thermische belasting op de tunnelconstructie. Opgemerkt wordt dat dergelijke modellen (w,o, Fluent, Phoenix, Jasmine, Vesta, etc.) nog niet voor alle relevante gevallen afdoende ontwikkeld en gevalideerd. Voor recente onderzoeksresultaten wordt verwezen naar de literatuur [4,5].
2.3
Thermischerespons
2.3.1 Thermische belasting Met betrekking tot de warmteoverdracht wordt gesteld dat de volgende eenvoudige aanpak een eenvoudige en conservatief geachte manier biedt om de thermische belasting te bepalen:
hierin is: q
a e E
Tg Ta
warmteflux in [WImZ] warmteoverdrachtscoefficient voor convectie (25-50 W/m2K) constante van Stefan-Boltzman emissiviteit (0,8-1,0) temperatuur van de gassen [OC] temperatuur van de (stalen) wand (in het rekenmodel een van de onbekenden) [OC].
In dit model is de convectietemperatuur en de stralingstemperatuur dus gelijk gesteld aan de gastemperatuur. Gezien de grofheid van de aanpak en de nauwkeurigheid van de modellen en materiaaleigenschappen is deze modellering verantwoord.
2.3.2 Staaltemperatuur Voor de bepaling van de thermische respons kan gebruik worden gemaakt van de Fourier vergelijking:
TNO-Rapport 99-CVB-A2156
9 van 29
Hierin is:
a
A. p c
Q
temperatuur [K]; warmtegeleiding {W/mK}; volumieke massa [kglm3]; specifieke warmte [JlkgK]; warmtebron [W].
De materiaaleigenschappen zijn in principe temperatuurafhankelijk, hetgeen betekent dat numerieke rekenmethoden moeten worden toegepast. Zie bijvoorbeeld [6]. Herschrijving levert: VT(aW) +
.Q = pc
Met a, de thermische diffusiviteit:
aa at
A. a =-
pc
De thermische diffusiviteit onder kamertemperatuuromstandigheden van staal is bijna een factor 20 hoger dan die van bijvoorbeeld beton. Dit betekent dat de thermische respons van staalconstructies aanzienlijk afwijkt van die van een betonconstructie. In het algemeen kan worden gesteld dat in een staalconstructie de temperatuurverdeling vrij uniform verdeeld is en dat in een betonconstructie een thermische gradient op zal treden. Met name door de hoge waarde van thermische diffusiviteit van staal zullen staalconstructies over het algemeen snel opwarmen. Dit gaat gepaard met snel verlies van sterkte en stijfheidseigenschappen (zie volgende paragraaf). Nadere analyse moet uitwijzen of dit aanleiding geeft tot ongewenst (voortijdig) bezwijken. Om de snelle opwarming te voorkomen kunnen de volgende maatregelen worden getroffen: extern: de staalconstructie voorzien van een brandwerende bekleding I isolatiemateriaal (onderscheid plaatmaterialen, spuitmortels en opschuimende verfsystemen); de staalconstructie achter hitteschilden plaatsen; de staalconstructie inbedden in beton; de staalconstructie (gedeeltelijk) opnemen in de gevel/wand of
TNO-Rapport 99-CVB-R2156
10 van 29
integreren in de vloer; intern: de staalconstructie opvullen met (gewapend) beton (of zand);
waterkoeling toepassen. overig: overdimensioneren (lagere profielfaktor, belasting verlagen, hogere staalkwaliteit kiezen); de staalconstructie buiten de gevel plaatsen (utiliteitsbouw). Het overdimensioneren heeft vrijwel zeker geen nut (zeker in geval van zwaardere dan standaardbrand zoals een RWS brand zal de vertraging in de opwarming hooguit enkele minuten bedragen). In het onderhavige geval lijkt het op enigerlei wijze gebruik maken van grondwaterkoeling de meest kosteneffectieve oplossing. Bij het vullen met water (dubbele wand constructie, buizen) zijn ervaringen opgedaan met GRP buizen (offshore toepassingen als blusleidingen) en buisconstructies bij gebouwen (brandweerkazerne Breda). Essentieel is dat voldoende stroming op gang komt om droogkoken en grote geconcentreerde en stroming blokkerende dampbelvorming te voorkomen. Een en ander is slechts kwalitatief te beschrijven en dient proefondervindelijk. te worden vastgesteld. Ook in het geval van een enkelvoudige damwandconstruetie, is het essentieel dat voldoende waterstroming in de grondmassaachter de damwand op gang kan komen. Zo niet dan zal een isolerende (damp) laag achter het staal worden gevormd, die de opwarming van het staal alleen maar versnelt. De hierboven gegeven maatregelen zijn te scharen onder de noemer: passieve brandveiligheidsvoorzieningen. Tot de andere categrorie, de actieve maatregelen, behoren. bijvoorbeeld sprinklerinstallaties en (automatische) blusinstallaties. Het valt buiten het onderzoek om hier nader op in te gaan. Voor de thermische materiaaleigenschappen staal (en beton) kunnen de relaties zoals gegeven in Eurocode 4 [6] worden gehanteerd. Weliswaar zijn de gegeven relaties niet geldig boven de 1200 °C, hetgeen in principe betekent dat een simulatie van een aan de Rijkswaterstaat brand blootgestelde constructie niet kan worden uitgevoerd. Verwacht mag echter worden dat voor deze materialen in praktische constructies bij brand in een verwaarloosbare kleine zone temperaturen optreden buiten het toepassingsgebied van deze relaties. Het effect op de thermische en mechanische respons door extrapoleren van de gegeven relaties mag o.i. verwaarloosbaar worden geacht.
TNo-Bgort 11 van 29
99-CVB-R2156
Uit een eerder uitgevoerde COB-studie blijkt dat weliswaar de differentiaalvergelijkingen voor wannte- en vochttransport gekoppeld in sommige gevallen kunnen worden opgelost, maar dat de beschikbare numerieke modellen niet gevalideerd zijn op relevante gevallen (temperaturen boven de 5Q..60 °C) en vaak empirische factoren zijn ingebouwd. Met deze modellen zijn derhalve slechts aftastende berekeningen te maken. Uiteen grove analyse blijkt dat, om voldoende koelend effect te geven, er een grondwaterstroming op gang moet komen met een snelheid varierend tussen de 0,05-0,2 romIs [7]. Gelet op de doorlatendheid van rivier grind en grof zand zou dit mogelijk moeten zijn.Verder zal eventueel dichtslibben met verontreinigingen en kleinere gronddeeltjes de doorlatendheid op langere termijn aantasten, hetgeen wellicht aanvullende maatregelen nodig maakt. Bij in- en uitritten wordt aanvullen met grind echter praktisch onuitvoerbaar geacht.
2.4
Mechanischerespons
2.4.1 Materiaaleigenschappen Voor de mechanische materiaaleigenschappen van beton en staal kunnen de relaties zoals gegeven in Eurocode 2 en Eurocode 4 worden gehanteerd. Weliswaar zijn evenals voor de thermische materiaaleigenschappen de gegeven relaties niet geldig boven de 1200 °C, hetgeen in principe betekent dat een simulatie van een aan de Rijkswaterstaat brand blootgestelde constructie niet kan worden uitgevoerd. Verwacht mag echter worden dat voor deze materialen in praktische constructies bij brand in een verwaarloosbare kleine zone temperaturen optreden buiten het toepassingsgebied van deze relaties. Het effect op de thermische en mechanische respons door extrapoleren van de gegeven relaties mag o.i. verwaarloosbaar worden geacht. In Figuur 3 is de invloed van verhoogde materiaaleigenschappen weergegeven (Eurocode 4).
temperatuur
op
de
TNO-Aapport 99-CVB-R2156
12 van 29
0.020 1\
11 0.015
-
Young $teel
-0-
Young concrete
I -yield
stress steel
--- compr$S$lve
.~ 0.010
stress concrete
a
it Q)
)
0.005
••• 0.000
o
200
Temperature fO]
==>
(a) uitzettingscoefficient Figuur 3
Temperature
400
600
800
1000
1200
fO} ==>
(b) sterkteeigenschappen
Mechanische materiaaleigenschappen voor (warmgewalst constructie) staal (Eurocode 4).
beton
en
Kruip bij hoge temperatuur kan impliciet worden meegenomen op basis van gemodificeerde spanning-rek diagrammen. 2.4.2
Rekenmodellen
In Eurocode 3 (EN\' 1993-1-2) staat vermeld dat voor warmgewalst constructiestaal een kritieke staaltemperatuur van 350 oe mag worden aangehouden. mits voldoende vervonningscapaciteit aanwezig is. Aan de laatste eis is voldaan als bij kamertemperatuur het toepassen van plastische rekenmethoden geoorloofd is. Voor hogere staaltemperaturen, of indien geen plastische rekenmethode geoorloofd is, alsmede voor andere staalsoorten. is nadere bewijsvoering nodig. Met behulp van eindige elementen rekenmodeIlen, zoals DIANA enPlaxis, kan gedetailleerd inzicht worden verkregen in het constructieve gedrag. Speciale aandacht verdient de damwand-grond interactie.
TNO-Rapport 13 van 29
99-CVB-R2156
3
PROEFOPSTELLING
3.1
Algemeen
In figuur 4 is het principe van koeling van constructies door grondwater geïllu-streerd, De energie die vrijkomt bij een brand wordt door middel van convectie en straling overgedragen op de staalconstructie. De staalconstructie wordt hierdoor opgewarmd. Aan de andere zijde van de staalconstructie bevindt zich grond met grondwater. Via geleiding neemt het grondwater energie op vanuit de damwand. Dit zorgt voor een koelend effect op de staalconstructie. Tevens neemt de temperatuur van het grondwater toe. ampstroom
warmtestroom uit de,.vuurhaard
t t t t
Figuur 4
-.
retourstroom opgewarmd en gecondeseerd water
stijging opgewarmd water en dampbellen
~ toestroom koel water
Principeschets koeling door grondwater
Ten gevolge van de stijging van de watertemperatuur neemt de dichtheid af. De vloeistof wil immers uitzetten. Door de lagere dichtheid gaat het water stijgen. Tijdens het stijgen van het grondwater vindt een doorgaande verhitting plaats totdat het water gaat koken. Het verdampen kost veel energie, die onttrokken wordt van de damwand. Aan de oppervlakte wordt de waterdamp aan de atmosfeer overgedragen. Door het plotselinge contact met een relatief koude omgeving kan een deel van de waterdamp gaan condenseren. Hierdoor ontstaat mogelijk een retourstroom. Door het stijgen van het opgewarmde water ontstaat achter de damwand een zone waarin een (relatieve) onderdruk heerst. Deze onderdruk zorgt ervoor dat koel
TNCèRapport 99-CVB-R2156
14 van 29
water uit de omgeving naar de damwand gaat stromen. Op deze wijze kan een systeem ontstaan waarbij de damwand continu de opgenomen energie uit de vuurhaard afdraagt aan het grondwater. De temperatuur van de damwand wordt niet hoger dan het kookpunt van het grondwater. Dit is ruim onder de 4000 C. De sterkteeigenschappen van het staal worden niet verlaagd. Ondanks de grote hittebelasting blijft de constructie in tact. Essentieel is dat in de grond een voldoende stroming op gang komt. In het kader van het Brawat-onderzoek is een oriënterende brandproef uitgevoerd opeen damwandconstructie. Het idee was om met een relatief eenvoudig geïnstrumenteerde pilotproef aan te tonen wat het effect is van grondwater in een waterhoudende zandlaag achter de aan brand blootgestelde damwand op de temperatuurontwikkeling van een onbeschermde damwand. Bij een geslaagde proef, in de zin dat de temperatuur van de stalen damwand niet hoger oploopt dan, zeg, 350°C gedurende 60-120 minuten verhitting volgens de RWS brand, zou in overleg een tweede fase van het onderzoek nader worden ingevuld, waarin aandacht zal worden geschonken aan andere grondsoorten, andere brandomstandigbeden (experimenteel) en rekenkundige voorspelling. (het onderzoek zou dan wellicht te koppelen zijn· met ander onderzoek op het gebied van warmte-en vochttransport in poreuze materialen bij brand: het (spat) gedrag van hoge sterkte beton bij brand).
3.2
Opstelling
In onderstaande figuur is een schets van deproefopstelling weergegeven. Het betreft een gelaste stalen bak, aan één kant (de te verhitten zijde) gemaakt van damwandprofielen. De damwand was van het type Hoesch 122 (wanddikte 11 mm), De keuze voor het type lijkt verder voor deze proefopstelling niet van belang. De stalen bak is gevuld met schoon metselzand. De opvulling is in laagjes met een dikte van grofweg 3040 cm gedaan. Na het storten van iedere laag is met een houten badding het zand enigszins verdicht en is water bijgevuld Zodoende is de bak volledig gevuld. De proef is op 23 april 1999 uitgevoerd bij het Centrum voor Brandveiligheid, onder toezicht van de Bouwdienst Rijkswaterstaat.
mo-Rappolt 15 van 29
99-CVB-R2156
Figuur 5
Schets van de proefopstelling.
Op de damwand zijn 9 thermokoppels geplaatst, zie onderstaande figuur. BoventUUtZidu
••21 ••
525
••
14 17 "Ol "Ol •.
4.5.6
7.8.9
1,2,3
--1...--4-- __
Figuur 6
Positie thermokoppels en afmetingen damwandprofiel.
TNO-R!eJ?ort 16 van 29
99-CVB-R2156
Tevens zijn 9 thermokoppels geplaatst in het zand, op een afstand van circa 10 cm achter de damwand. De thermokoppels waren genummerd 10 tlm 18 en als volgt gepositioneerd: nummer 11 achter nummer 1 enz. Hetproefstuk is voor de beproevingsoven geplaatst met interne afmetingen van ongeveer (breedtexhoogtexdiepte) l,4xl,4xl,4 m, Op de wanden van de oven is een keramische deken bevestigd, ten einde warmteverlies door de ovenwanden te minimaliseren. De bedoeling was om in de oven de gastemperaturen, gemeten met een drietal thermokoppels, te sturen volgens de temperatuur-tijd relatie als voorgeschreven door Rijkswaterstaat. Ogemerkt wordt dat bet onwaarschijnlijk is dat in niet omsloten ruimten de temperatuur hoger oploopt dan circa 1100 Voor de noordelijke in- en uitrit van de Westerschelde tunnel wordt daarom bijvoorbeeld uitgegaan van een koolwaterstotbrand (anders, en lichter, dan de Rijkswaterstaatbrand; maximaal circa 1100-1200 OC).
oe.
TNO:Rapport 99-CV8-R2156
17 van 29
4
PROEFRESULTATEN EN EVALUATIE
4.1
Resultaten
In onderstaande figuren zijn de gemeten gas- respectievelijk staaltemperaturen uitgezet als functie van de verhittingsduur. 1400
1200
fllOOO
..=
~800
1
~
600 400
200
o
o
30
60
90
120
150
Tijd [min] =>
Figuur 7
Gemeten gastemperauren.
800
•••..TI<1 -o-TI<2 ..•.•TI<4
700
-TI< 5 --TI< 6 ..•.. TI<7 ..•.•TI<8 -TI<
9
200 100
o
o
30
60
90
Tijd [min] =>
Figuur 8
Gemeten staaltemperaturen.
120
150
TNO-Rapport 99-CVB-R2156
18 van 29
-<J-TK 11
250
~TKI2
200
-.-TK
13
-o-TK
14
--
11 11 11
~•...
ISO
-+-TK
16
-o-TK
17
-o-TK
18
::l ::l
•...
'0. " Q)
[00
E Q)
E-<
50
o o
30
60
90
120
150
Tijd [min] =>
Figuur 9
Gemeten temperaturen in het zand, 10 cm achter de damwand.
Onderstaande foto's geven een impressie van de proef tijdens de verhitting.
Foto 1
Meetopstelling.
TNO-Rapport 99·CVB·R2156
19 van 29
Foto 2
Proefopstelling aan de bovenzijde, kort na aanvang van de brandproef (brandslang voor evemtueel bijvullen hangt gereed.
Foto 2
Waterdamp ontsnapt aan de bovenzijde vanaf circa 5 min na aanvang van de brandproef
TNO-Rapport 99-CVB-R2156
20 van 29
Foto 3
Na circa 8 minuten ontsnappen dampbellen aan de bovenzijde, nabij de damwand.
Foto 4
Vanaf circa 15 minuten is het water aan flink in beroering in de gehele bak.
TNo-Rappott 99-CVB-R2156
21 van 29
Na circa 130 minuten staat het zand aan de bovenkant "droog". In totaal is circa 8-10 cm water verdampt.
4.2
Evaluatie
Wat direct opvalt is dat de gastemperaturen achterblijven bij de RWS brand (brandervermogen onvoldoende groot om hogere temperaturen te stoken). De gastemperaturen komen wel vrij dicht koolwaterstotbrand (zie Hoofdstuk 2). Zoals wellicht voor de in-en uitritten van tunnels ruimte) realistischer dan de (te conservatieve)
in de buurt van de Eurocode eerder opgemerkt is deze curve (te kenmerken als niet omsloten Rijkswaterstaatbrand.
Verder is er in de gemetengastemperaturen na 60 minuten een kleine dip zichtbaar. Na de .brandproefen na inspectie van de ·ovenwandenkon
oe wordt
gesteld, per m die per 2
=5~671O-8e(rg +273)4 -(Ta +273)4)+ 50 (Tg -Ta)
= 230kW/m2
Tussen de verschillende rijen thermokoppels is een verschil waarneembaar. Bij de bovenste rij thermokoppels komt de temperatuur nauwelijks hoven de lOOOC. De lager gelegen rijen vertonen de sterke schommelingen met piektemperaturen. Na een piek valt de temperatuur terug naar ongeveer lOOOC.
TNo-Rappgrt 22 van 29
99'CVB-R2156
Hieronder wordt gepoogd op basis van bestaande theorien met betrekking tot dampbelvorming de verschillen te verklaren. De afmetingen van dampbellen en poriekanalen zijn grof bepaald om zicht te krijgen op bet transport van waterdamp in poreuze materialen. Deze afmetingen zijn van essentieel belang bij de verklaring van de proef. Door het verwarmen van de stalen wand verdampt het achtergelegen (grond)water. Uit [8] en [9] is bekend dat een grote diversiteit aan dampvormen kan ontstaan. De uiterstegrenssituaties zijn nucleate boiling en film boiling -.Het laatste is ook wel bekend als annular flow. Daartussen bevindt zich een ruime overgangszone, zie figuur 10. Bij het ontstaan. van dampbellen op een stalen wand treedt nueleate boiling op. Deze dampbellen zijn in eerste instantie klein (diameter in de orde van 1 mm). In de tijd neemt de diameter van de bel toe, doordat dampbellen clusteren. Dit clusteren kan, afhankelijk van de omstandigheden, doorgaan totdat annular flow ontstaat (vrijwel al het water verdampt, met een vloeistoffilm op de wanden). Wanneer dit ontstaat is het maximum van verdampen bereikt. De warmteopname is.dan nihil. Uit figuur 10 is af te lezen dat het temperamarsverschil tussen de wand en de vloeistof dan gering is. I
m
11
Forced ~ convecfion
Nucleote rboilill9
I--.. I TrOnSI!IOO
w Film boHing
u, o
090
0.95
1.00
105 Q/A.
Figuur 10
heer flux
Optredende typen waterdamp
120
TNQ-RAAport 23 van 29
99-CVB·R2156
Tijdens de proeven op de damwand met een gevulde bak bevinden de dampbellen zich inde overgangszone. De wandtemperatuur was immers in geen enkel geval gedurende een lange periode ruim boven het kookpunt. Wel traden tijdelijke tempe-ratuurspieken op bij de zandgevulde bak. In figuur 11 is deze zone duidelijk aangege-ven (bij oscillation). De beldiameter kan in deze zone sterk variëren, hetgeen in [9] het optreden van wobUing bubbles, zie figuur 11, wordt genoemd.
+
Spbèrical+Wobbling
oo~~
10'"
Figuur 11
bu~~
Ier
Spbericàlcap
oo~
10-1 1 Equivalent diameter D. (m)
Equivalente diameters dampbeltypen
De equivalente diameter (diameter indien uitgegaan wordt van bolvormige bellen) in [9] ligt in een range van 1 tot 10 mm (zie figuur 11). In [8] wordt een opsomming gegeven van diverse onderzoeken naar de grootte en groei van dampbellen. Voor water ligt de range van gemeten equivalente diameters bij verdamping ten gevolge van gedwongen convectie (hetgeen het geval is bij een permanente toevoer van energie) in een range van 3 tot 20 mmo De waarden in de range zijn in [9} bepaald bij sterk verschillende waterdrukken (tussen 0.5 en 5.5 bar), zonder dat een relatie is gelegd tussen de druk en de afmetingen van de dampbellen. Hieruit kan afgeleid worden dat de waterdruk geringe invloed heeft op de diameter van de dampbellen. Om in de damwand circulatie van water te starten moet het verdampte water afge-voerd kunnen worden. Voorwaarde hiervoor is dat de dampbellen kleiner
TNO-RaeP<m 24 van 29
99-CVB-R2156
zijn dan kleinste doorsnede van de poriekanalen. Om de afmetingen van de poriekanalen te bepalen zijn twee grenssituaties beoordeeld. Daarbij wordt gebruik gemaakt van een homogene korrelverdeling en bolvormige korrels. VoDedig niet verdicht materiaal
Figuur 12
Korrelskelet niet verdicht materiaal
In figuur 12 zijn vier korrels met straal R getekend. In de middenopening is een (equivalente) dampbel getekend met een diameter Deq. De afstand A kan met behulp van Pythagoras worden bepaald, waarna Deq eenvoudig afgeleid kan worden.
A={i-R
D eq = 2 .(A - R) VoDedig verdicht materiaal In de proeven met de damwand is de grond tijdens het vullen verdicht. De korrels zijn hierdoor anders ten opzichte van elkaar geplaatst.
Figuur 13
Korrelskelet volledig verdicht materiaal
TNO-Bfpport 99-CV8--R2156
25 van 29
In figuur 13 zijn drie korrels uit de ideaal verdichte stapeling getekend. Verder is een equivalente dampbel in het poriekanaal getekend. De middelpunten van de bollen zijn met elkaar verbonden, waardoor een gelijkzijdige driehoek wordt verkregen, en twee zwaartelijnen van de verkregen driehoek zijn als hulpmiddelen getekend. De lengte A van een zwaartelijn is:
A=~(2RY
_R2
Met behulp van enige wiskunde kan worden berekend dat de afstand B, vanaf het contactpunt van twee korrels tot het hart van de dampbel, een derde van A is. De equivalente diameter van de dampbel is dan:
D~ = 2.(A-B-R) Zowel zand als grind zijn geen homogene materialen. Tevens zijn de korrels niet ideaal bolvormig. In de klassifikatie van grondsoorten zijn wel afmetingen aangegeven waaraan het materiaal moet voldoen om in een bepaalde klasse inge ..deeld te worden. De diameter van zandkorrels ligt tussen 0.063 en 2 mmo Grind heeft een diameter tussen 2en 63 mmo Omdat dampbellenaltijd de weg van de minste weerstand zullen volgen wordt, naast een gemiddelde, ook een maximale waarde voor Deq gegeven in tabel 3.
Tabel 3 Waarden van
onverdicht verdicht
o;
zand Dk= lmm 0.8 mm 0.3 mm
Dk=2mm 1.6mm 0.6mm
grind Dk= 32 mm 26mm lOmm
Dk=63mm 52mm 19mm
Wanneer de waarden uit de tabel worden vergeleken met de equivalente diameters van de dampbellen blijkt dat de poriekanalen van grind dezelfde grootte hebben als de dampbellen. Bij zand zijn de poriekanalen duidelijk kleiner dan de dampbellen. De equivalente diameters van dampbellen bevinden zich in een range van ongeveer Imm tot 20 mmo In een grindlichaam zijn de poriekanalen voldoende ruim om deze bellen te laten passeren. In een zandlichaam, wel of niet verdicht, zijn de poriekana-len niet voldoende groot.
TNO-Rappolt 99-CVB-R2156
26 van 29
Uit een zelfde damwandproef met grind is gebleken dat bij grind de temperatuur van de damwand rond de lOOOC bleef, terwijl bij zand de temperatuur hogere waarden bereikte met sterke schommelingen [IO}. Het verschil kan worden verklaard door de mogelijkheden voor de ontstane dampbellen om zich te verplaatsen naar de atmosfeer. Bij de grind-proef konden de dampbellen eenvoudig weg door de poriekanalen. Bijzand is een verstoring c.q. erosie van het korrelskelet noodzakelijk. Om het korrelskelet te verstoren dient de druk in de dampbel in een porie groter te zijn dan de korrelspanning tussen de omringende korrels. De dampdruk neemt toe bij toenemende temperatuur. Wanneer de grensspanning wordt bereikt worden de korrels opzij gedrokt en kan de dampbel passeren naar een volgende porie. De achtergelaten ruimte wordt gevuld met nieuw koelwater, waardoor de temperatuur daalt. Dit verschijnsel is duidelijk waarneembaar in de gemeten temperaturen. Bij de diepergelegentbermokoppels loopt de temperatuur hoger op. Bij deze koppels zijn de korrelspanningen immers hoger. De korrel spanningen in de bovenste laag zijn gelijk of lager dan de dampspanningen. De temperaturen liepen hier niet op boven de lOOOC. De dampbellen moeten in deze laag eenvoudig hebben kunnen ontsnap-pen. Het ontstaan van de eerste, hogere temperatuurspiek wordt door deze redenering ook verklaard. Inde initiële situatie is het korrelskelet in tact. Het zand is goed verdicht. Nadat de eerste dampbel het korrelskelet heeft verstoord is de verdichting minder goed. Als gevolg daarvan zijn de poriekanalen groter. De volgende dampbellen kunnen met een geringere verstoring passeren. Dit betekent dat de grensspanning lager is. Samenvattend wordt geconcludeerd dat de grondwaterstroming in zand wellicht te veel wordt verhinderd waardoor het koelend effect wellicht te gering blijft.
INOfiapport 99-CV&-R2156
5
27 van 29
SAMENVATTINGEN CONCLUSmS
Er bestaat een kennisleemte op het gebied van het koelend effect van grondwater in het watervoerende grondpakket (en het hieraan gerelateerde onderwerp van gecombineerd warmte- en vochttransport) gelegen achter een aan brandblootgestelde damwand te gebruiken bij de in- en uitritten van tunnels. In overleg met de Bouwdienst Rijkswaterstaat is besloten om in het kader van het Brawat II onderzoek een oriënterendebrandproef uit te voeren. De resultaten van deze brandproefzouden uitsluitsel moeten geven of het zinvol is een uitgebreider onderzoek op te starten, bijvoorbeeld gerièht op een numeriek model voor gecombineerd warmte- en vochttransportonder brandomstandigheden in (poreuze media als) grond. In dit rapport wordt verslag gedaan van de oriënterende brandproef. Tevens is relevante achtergrond informatie samengevat met betrekking tot de brandscenario's en de te hanteren nominale temperatuur-tijd krommen (brandkrommen) bij experimenteel (enlof analytisch) onderzoek naar het brandgedrag van constructies. In het onderzochte geval is gebleken dat de staaltemperatuur lokaal, tijdelijk, kan oplopen tot circa 700 oe. Dit hoeft nog niet te betekenen dat daadwerkelijk bezwijken op zal treden. Er is ook een scenario denkbaar waarbij de damwand lokaal vervormt ener een waterfilm achter de damwand ontstaat (als de grond door o.a, boogwerking minder of zelfs geheel geen gronddruk meer levert). Bedacht moet echter ook worden dat in werkelijkheid de korrelspanningen die door de dampdruk "overwonnen" dienen te worden hoger zullen zijn dan in de kleinschalige proef (zonder bovenbelasting), en dat naast zand ook minder doorlatende lagen aanwezig zullen zijn achter de damwand, hetgeen het opstijgen van de damp en daarmee het ontstaan vaneen afdoende koelende grondwaterstroming kan verhinderen. Samenvattend wordt gesteld dat de oriënterende brandproef een redelijke indicatie geeft van de mogelijkheden om gebruik te maken van waterkoeling in een zandpakket aan de niet verhitte zijde van een stalen damwand in een op- en afrit. De thermische belasting die tijdens de proef op de damwand heeft gestaan (230 kW/roZ)lijkt niet onrealistisch, doch is wellicht wat aan de hoge kant voor koolwaterstofbranden. Gelet op de besparingen die te realiseren zijn (geen of aanzienlijk minder hittewerende bekleding nodig) wordt daarom aanbevolen in een (grootschaliger) proefdit nader vast te stellen op basis vaneen realistische thermische belasting, te creëren met benzine- of propaanplasbranden. met
28 van 29
99-CVB-R2156
realistische afmetingen (en dus korrelspanningen) en een representatief grondpakket achter de damwand.
.•..
\, , dr.ir. C. Both Centrum voor Brandveiligheid
TNo-Raeport 99-CVB-R2156
29 van 29
REFERENTIES [1]
NEN 6072:1997 "Rekenkunige bepaling van de brandwerendheid van stalen bouwdelen"
[2]
Eurocode 1 ENV 1991-1-2: Actions on Structures". Part 1.2: "Structural Fire Design", 1994.
[3]
Proceedings Of The International Conference On Fires In Tunnels. SP report 1994:54, Boräs, 1994
[4]
P.H.E. van de Leur, "Tunnelbrand simulaties voor Rijkswaterstaat", TNO rapport B-91-0043, 1991.
[5]
Proceedings International rrc Conference Tunnels & Fires, Lyon, 1999.
[6]
Eurocode 4 ENV 1994-1-2: "Design of Composite Steel and Concrete Structures". Part 1.2: "Structural Fire Design", 1994.
[7]
C. Both, "COB commissie M613 Staal- en staal-beton tunnels Constructieve brandveiligheid:thermisch gedrag", TNO rapport 98-CVBROOO3,1998.
[8]
W.M. Rohsenowe.a, "Handboek of heat transfer", 1973.
[9]
P.B. Whalley, "Boiling, condensation and gas-liquid flow", 1986.
[10]
C. Both, "Constructieve brandveiligheidsaspecten van de sleurtunnel", TNO rapport 99-CVB-1503, 1999.
