1 VÝPOČET POŽÁRNÍ ODOLNOSTI KONSTRUKCE

Cvičební texty 2003 programu celoživotního vzdělávání MŠMT ČR Požární odolnost stavebních konstrukcí podle evropských norem

1 VÝPOČET POŽÁRNÍ ODOLNOSTI KONSTRUKCE František Wald

1.1 POŽÁRNÍ NÁVRH KONSTRUKCE Navrhování konstrukcí na zatížení požárem se stalo součástí statického výpočtu. Ověřit spolehlivost lze časem t fi ,d ≥ t fi ,req , kde tfi,d je normová požární odolnost [min.], tj. doba, po kterou je posuzovaná konstrukce (její část nebo prvek) schopna splňovat nosnou funkci při daném účinku požáru. tfi,req je požadovaná normová požární odolnost [min.], která se značí např. R15 (resistance 15 min.) a určuje podle stupně požární bezpečnosti požárního úseku. Požární odolnost lze též posoudit teplotou (kritická teplota ≥ teplota prvku nebo průřezu) a pevností (únosnost ≥ účinky zatížení). Kromě únosnosti plní konstrukce a jejich prvky další funkce: požárně dělící (E) a tepelně izolační (I), které statickým výpočtem nelze doložit (Bradáčová a kol., 1001). Výpočet odolnosti konstrukce při požáru obsahuje tři hlavní části: teplotní analýzu požárního úseku, analýzu přestupu tepla do konstrukce a posouzení konstrukce, viz obr. 1. Základy teplotní analýzy konstrukcí (v rozsahu potřebném pro návrh konstrukce na účinky požáru) jsou zpracovány v evropských normativních předpisech pro zatížení (ČSN P ENV 1991-1-1). Vlastní posouzení na účinky požáru je uvedeno v částech 1 norem (pro železobetonové konstrukce (ČSN P ENV 1991-1-1), ocelové konstrukce (ČSN P ENV 1993-1-1), pro spřažené ocelobetonové konstrukce (ČSN P ENV 1994-1-1), pro dřevěné konstrukce (ČSN P ENV 1995-1-1) a pro hliníkové konstrukce (ČSN P ENV 1999-1-1). Normy ČSN P ENV xxxx-x-x jsou platnými dokumenty v soustavě českých norem. V současné době (září 1003) se dokončuje jejich konverze na normy ČSN EN xxxx-x-x. Konverze důsledně vychází ze stávajících textů předběžných norem. V návrhu požární spolehlivosti přináší řadu cenných dílčích vylepšení a nových poznatků (Wald, 1999; Wald, 1000). Pro výuku navrhování konstrukcí za požární situace je m.j. k dispozici řada materiálů evropských výukových programů (WIVISS (Chladná a kol., 1999), SSEDTA). Experimenty se stavebními prvky jsou nejméně konzervativním a nejpřesnějším řešením, které se opírá o samostatnou soustavu předpisů (ČSN EN 1363-1). Experimenty ale bohužel nemohou zajistit spolehlivost konstrukce jako celku. Tu lze ověřit pouze statickým výpočtem. Zvýšení teploty části konstrukce přináší dva účinky: změnu materiálových vlastností a roztažení, při chladnutí pak zkrácení, prvků. Proto se kromě tepelné ochrany prvků zajišťuje při mimořádné situaci celistvost konstrukce. O celistvosti rozhoduje robustnost konstrukčních prvků a především styčníků, tj. odolnost konstrukce na namáhání ve všech směrech. Požární zatížení

Tvar prvků

Mechanické zatížení

Geometrie pož. úseku

Termální vlastnosti

Vlastnosti prvků

Charakteristiky hoření

Souč. přestupu tepla

Uložení prvku (spoje)

Teplotní analýza požárního úseku

Přestup tepla do konstrukce (vedení v konstrukci)

Návrhový model

ČSN P ENV 199x-1-2

ČSN P ENV 1991-2-2

Obr. 1.1 Návrh konstrukce za požární situace Pro požární návrh jsou k dispozici postupy na třech úrovních obtížnosti a přesnosti řešení. Pro jednoduché řešení byly vypracovány účinné pomůcky a tabulky pro projektanty, viz např. (ECCS č. 89), založené na normových teplotních křivkách, přibližném řešení přestupu tepla do konstrukce a analýze prvků konstrukce při 10°C. Pro podrobnější řešení se používá parametrických teplotních křivek (Schleich a kol., 1999). Přestup tepla do konstrukce se řeší přírůstkovými metodami a

6


konstrukce se analyzuje po úsecích (Schleich a kol., 1001). Pro řešení lze využít podpory výpočetní technikou, viz např. (Vodolan, 1001). Pro diskrétní řešení byly vypracovány speciální programy MKP (DIANA, CEFICOSS, LENAS, TCD, SAFIR) a to jak pro řešení teplotní analýzy požárního úseku, tak pro výpočet přestupu tepla do konstrukce a pro globální (materiálově a fyzikálně nelineární) analýzu konstrukce za zvýšené teploty. Řešením podrobné analýzy požárních rizik a tepelného zatížení se zvyšuje spolehlivost a ekonomie návrhu. Návrhový model konstrukčního systému při požáru musí vystihovat skutečné chování konstrukce při požáru. Používá se buď model celé konstrukce, model části konstrukce, nebo se navrhují jednotlivé konstrukční prvky. Při návrhu musí být splněna podmínka (1.1) E fi ,d ≤ R fi ,d ,t , kde Efi,d je návrhový účinek zatížení pro požární situaci, včetně vlivu tepelných prodloužení a deformace, Rfi,d,t odpovídající návrhová únosnost při zvýšených teplotách. Při návrhu celé konstrukce se prokazuje, že konstrukce má požadovanou požární odolnost. Při návrhu části konstrukce nebo konstrukčních prvků se mohou zjednodušeně podporové reakce, vnitřní síly a momenty na vybrané části konstrukce vypočítat v čase t = 0 z globální analýzy celé konstrukce a potom upravit podle vztahu E fi ,d = η fi Ed , (1.3) kde Ed je návrhová hodnota příslušné vnitřní síly/momentu určená pro běžnou teplotu a základní kombinaci zatížení a ηfi je redukční součinitel pro určení návrhové úrovně při požární situaci. Redukční součinitel, viz obr. 1.1, se určí ze vztahu γ G + ψ 1,1 Qk ,1 , (1.4) η fi = GA k γ G Gk + γ Q ,1 Qk ,1 kde Gk je součet stálých zatížení, Qk,1 dominantní nahodilé zatížení, γGA = 1,0 dílčí součinitel stálého zatížení pro mimořádnou návrhovou situaci; γG = 1,1 dílčí součinitel stálého zatížení a γQ,1 = 1,4 dílčí součinitel nahodilého zatížení. Součinitele kombinace ψ1,1, ψ1,i se uvažují podle tab. 1.1. η

fi

redukční součinitel

0,9

součinitel kombinace

0,8

ψ 1,1

0,7

0,9

0,6

0,7

0,5

0,5

0,4 0,2

0,3 0,2

0,0

1,0

Q k,1 / G

k

2,0 3,0 rozhodující nahodilé / součet stálých zatížení

Obr. 1.1 Redukční součinitel pro určení návrhové úrovně při požární situaci ηfi pro součinitel kombinace ψi.1

1.1 MECHANICKÉ ZATÍŽENÍ PŘI POŽÁRNÍ SITUACI Rozeznává se zatížení pro teplotní návrh (tepelná zatížení) a zatížení pro navrhování konstrukcí (mechanická zatížení). Účinky mechanických zatížení Efi,d,t při namáhání požárem představují mimořádnou návrhovou situaci. Při větším počtu zatížení se uvažuje kombinace zatížení

∑γ

GAj

Gkj " +" γ PA Pk " +" Ad " +" ψ 11 γ Q1 Qk 1" +"

j ≥1

kde “+“ znamená „v kombinaci s“ a

∑ψ

2i

γ Qi Qki

(1.5)

i >1

∑

„kombinace zahrnuje“; dílčí součinitel mimořádného

zatížení γGAj, od předpětí γPA, stálého zatížení γQi = 1; Gkj je charakteristická hodnota stálého zatížení, 7


Pk charakteristická hodnota zatížení od předpětí, Ad návrhová hodnota mimořádného zatížení, ψ11, ψ1i kombinační součinitele podle tab. 1.1, Qk1 charakteristická hodnota dominantního nahodilého zatížení a Qki jsou charakteristické hodnoty ostatních nahodilých zatížení. Obecně se uvažují stejná zatížení jako v návrhu při normální teplotě. Snížení nahodilého zatížení v důsledku hoření se zanedbává. Tíha sněhu se posuzuje individuálně podle místních podmínek. Nepřímá zatížení v důsledku roztažení a přetvoření, způsobená teplotními změnami od požárního namáhání, se neberou v úvahu, jsou-li zanedbatelná. V tomto případě mohou být vnitřní síly stanoveny analýzou konstrukce pouze pro kombinaci zatížení při běžné teplotě v t = 0. Vnitřní síly lze pokládat za stálé po celou dobu požární situace. Tab. 1.1 Součinitele ψ pro pozemní stavby (ENV 1991-1, část Tab. 9.3) Zatížení Užitné zatížení staveb kategorie A: obytné kategorie B: kanceláře kategorie C: shromažďovací plochy kategorie D: obchody kategorie E: sklady Zatížení sněhem Zatížení větrem

ψ11

ψ1i

0,5 0,5 0,7 0,7 0,9 0,1 0,5

0,3 0,3 0,6 0,6 0,9 0,0 0,0

Pro obytné a kancelářské budovy s převažujícím užitným zatížením (Qk1) a nevýrazným zatížením větrem / sněhem se počítá kombinace s 1,0 Gk + 0 ,5 Qk 1 , (1.6) protože pro kombinace s větrem / sněhem ψ1 = 0. Pro sklady lze psát výraz ve tvaru 1,0 Gk + 0 ,9 Qk 1 . (1.7) U objektů s rozhodujícím zatížením větrem (Qk1 = Wk1) se uvažuje s kombinací (pro užitné zatížení Qk1) 1,0 Gk + 0 ,5 Wk 1 + 0 ,3 Qk 2 . (1.8) U halových objektů, u nichž je rozhodující zatížení sněhem (Qk1 = Sk1) se počítá s kombinací 1,0 Gk + 0 ,2 S k 1 + 0 ,3 Qk 2 . (1.9) Při požární situaci se vyskytují případy účinků zatížení ve prospěch spolehlivosti konstrukce. Součinitel spolehlivosti stálého zatížení γGj působící příznivě se uvažuje hodnotou 1,00 (nepříznivě hodnotou 1,35) nahodilého zatížení γQi působící příznivě se uvažuje hodnotou 0,00 (nepříznivě hodnotou 1,50) v kombinaci zatížení γ Gj Gkj + γ Q 1 Qk 1" +" ψ 0 i γ Qi Qki . (1.10)

∑ j ≥1

∑ i >1

Lze shrnout, že při mimořádné situaci za požáru dosahují účinky mechanického zatížení na prvky konstrukce přibližně 50% až 70% účinků při běžné teplotě.

1.3 TEPLOTNÍ ZATÍŽENÍ PŘI POŽÁRNÍ SITUACI Při požáru lze rozlišit jednotlivé etapy hoření: iniciaci, rozvoj, vzplanutí, rozvinutí požáru a ochlazování. Zásadně se liší požár v případě dostatečného přívodu kyslíku (požár řízený palivem) od požáru s nedostatečným přívodem kyslíku (požár řízený ventilací). Výjimečně jsou popsány případy požáru chemických provozů s nadbytkem kyslíku. Nejvěrnější je teplotní analýza, která vychází ze skutečného požáru a popisuje průběh teploty v daném požární úseku v čase v závislosti na poloze prvku, hustotě požárního zatížení a ventilačních okrajových podmínkách. Teplotní analýza podle důležitosti navrhované konstrukce využívá: 1/ Metody vycházející z nominální teplotní křivky jsou nejednodušším a málo přesným řešením, které je někdy konzervativní, někdy nekonzervativní. Nominální teplotní křivky nepopisují požární situaci, ale byly vypracovány pro experimenty s výrobky za požární situace. Pro konstrukce jsou nejjednodušším, ale velmi nepřesným přiblížením, protože neberou v úvahu historii hoření v požárních úsecích. Nepostihují například vůbec fázi ochlazování.

8


1/ Metody založené na parametrických teplotních křivkách využívají fyzikálních parametrů a analytického popisu průběhu požáru v požárním úseku a jsou zvláště vhodné pro složité konstrukce. 3/ Metody založené na dynamické analýze plynů lze rozdělit na diskrétní modely MKP a na globální analytické modely. Modely se hodí pro významné konstrukce a na ověření zjednodušených inženýrských postupů. Nominální teplotní křivky Nominální teplotní křivky jsou: normová křivka, teplotní křivka vnějšího požáru, uhlovodíková teplotní křivka a křivka pomalého zahřívání. Nejčastěji používaná normová křivka nezahrnuje vliv požárního zatížení ani okrajové podmínky při hoření (vlastnosti povrchů, hustotu kouře, tvar a polohu otvorů) a je obvykle konzervativní. Pro některé požární situace a konstrukce může být normová křivka na straně nebezpečné, viz obr. 1.3. Normové teplotní křivky se používají pro návrh pomocí grafů s využitím základních fyzikálních parametrů konstrukčních prvků. Průběh teploty normové teplotní křivky (ČSN EN 1363-1, ISO 834) je dán rovnicí θ g = 20 + 345 log10 ( 8 t + 1 ) , (1.11) kde θg je teplota plynů v příslušném požárním úseku ve °C a t doba v min, viz obr. 1.3. Teplotní křivka vnějšího požáru je dána rovnicí (1.12) θ g = 20 + 660 ( 1 − 0 ,687 e −0 ,32 t − 0 ,313 e −0 ,38 t ) . Uhlovodíková teplotní křivka se popisuje výrazem θ g = 20 + 1080 ( 1 − 0 ,325 e −0 ,167 t − 0 ,675 e −2 ,5 t ) .

(1.13)

Pro porovnání je na obr. 1.3a též křivka používaná pro experimenty, viz (ČSN EN 1363-1), která se udává ve tvaru θ g = 20 + 365 log10 ( 8 t + 1 ) . (1.14) Na obr. 1.3b a 1.3c je normová teplotní křivka porovnána křivkami ustanovenými MKP pro různé odvětrání uvedené v procentech otvorů požárního úseku a pro změnu požárního zatížení, viz (WIVISS, 1999). θ g ,°C

1400

experimentální (2.8)

uhlovodíková (2.7)

1200 1000

ISO 834 (2.5)

800

ASTM vnější (2.6)

600 400 200 0

a)

0

15

30

45

60

75

90

105 120 135 150 165 180 t, min

θ g ,°C

1400 1200 1000 ČSN EN 1363-1 ISO 834

800 600

40% 60%

400

10% 25%

200 0

b)

0

15

30

45

60

75

90

105 120 135 150 165 180 t, min

9


θ g ,°C

1400

2 60kg/m2 2 40kg/m2 50kg/m 25kg/m2 30kg/m

2

15kg/m

1200 1000

ČSN EN 1363-1 ISO 834

800 600 400 200 0

0 15 30 45 60 75 90 105 120 135 150 165 180 t, min c) Obr. 1.3 a) Normová teplotní křivka ISO 834, křivka ASTM E119-95a, křivka vnějšího požáru, uhlovodíková teplotní křivka, experimentální křivka; b) teplota v požárním úseku pro odvětrání v procentech otvorů ve svislých plochách určená MKP(WIVISS, 1999); b) teplota v požárním úseku pro požárního zatížení a součiniteli odvětrávání 0,091 m-1/1určená MKP(WIVISS, 1999)

Parametrické teplotní křivky Metody založené na parametrických teplotních křivkách využívají fyzikálních parametrů a analytického popisu hoření v požárním úseku, viz ČSN P ENV 1991-1-1, přílohy B a E. Metody se dělí podle modelování požárního úseku na jednovrstvé, dvou a vícevrstvé (Schleich a kol., 1001). Metody zohledňují parametry, které mají hlavní vliv na teplotní křivky: požární zatížení (čím vyšší požární zatížení, tím delší doba hoření), odvětrání, tvar požárního úseku a požáru (velké otvory vedou ke kratší době hoření, ale dosahuje se vyšší teploty) a povrchy požárních úseků (stěny, které absorbují energii, snižují teplotu hoření). Požární úsek popsat lze parametry odvětrání, tvaru a kvality povrchů. V příloze B (ČSN P ENV 1991-1-1) je uvedena metoda stanovení křivky hoření i chladnutí. Ve výpočtu se uvažuje s požárním zatížením, s plochou otvorů a s vlastnostmi ohraničujících konstrukcí. Metodika je omezena na požární úseky do 100 m1, na konstrukce s otvory pouze ve svislých rovinách, na zděné nebo betonové požární příčky mezi požárními úseky a na přiměřené množství a kvalitu hořlavého materiálu (od 3 do 60 kg dřeva na m1). Pro převážně celulózový typ požárního zatížení v případech, že hustota požárního zatížení je dána bez zřetele na průběh hoření, lze předpovědět teplotu plynů v požárním úseku ve fázi hoření vztahem

(

*

*

θ g = 20 + 1325 1 − 0 ,324 e −0 ,2 t − 0 ,204 e −1,7 t − 0 ,472 e −19 t

*

)

(15)

kde fáze ohřívání se stanoví jako v hodinách. t je doba v hodinách. Γ = ( O / b )2 /( 0 ,04 / 1160 )2 se určuje pro b = ρ c λ

[J /( m s

2 1/ 2

]

[

]

° K ) v intervalu 1000 ≤ b ≤ 2000 , kde ρ kg / m 2 je objemová

hmotnost povrchové vrstvy ohraničujících konstrukcí (tj. podlahy, stropu a stěn), c [J /( kg ° K )] specifické teplo povrchové vrstvy ohraničujících konstrukcí a λ [W /( m ° K )] tepelná pohltivost povrchové vrstvy ohraničujících konstrukcí, viz Tab.1.1. Pro Γ = 1 přechází výraz v nominální teplotní křivku. Ve výpočtu lze použít vlastnosti ohraničujících konstrukcí při teplotě 10°C. Parametr 0 ,5 odvětrání O = Av hw / At m1 / 2 se omezuje na 0 ,02 ≤ b ≤ 0 ,20 pro plochu svislých otvorů Av, výšku svislých otvorů hw, a celkovou plochu ohraničujících konstrukcí At.

[

]

Tab.1.1 Vlastnosti povrchových vrstev ohraničujících konstrukcí při 10°C a 10% vlhkosti součinitel tepelná pohltivost λi specifické teplo Materiál objemová c [ ] W /( m ° K ) b = ρcλ hmotnost ρ 2 [ ] J /( kg ° K ) kg / m J /( m 2 s 1 / 2 ° K )

[

beton lehčený beton lehký beton ocel vlánocem. nástřik

]

1300 1000 1500 7850 118

[

1,0 1,0 1,0 54,0 0,035

10

900 840 840 415 800

]

1034 1196 1111 13411 60


sádrokart. deska dřevo zdivo

450 450 1000

0,069 0,1 1,0

748 1113 1114

151 113 1511

Pro povrchové vrstvy ohraničujících konstrukcí s různými vrstvami materiálů se spočte

∑( s c λ

b=

i

i

i

) /

∑( s c λ i

i

i

/ bi2 ) ,

(16)

kde si [m] je tloušťka vrstvy i, ci [J /( kg ° K )] specifické teplo vrstvy i ohraničujících konstrukcí, λi

[W /( m ° K )]

tepelná pohltivost vrstvy i ohraničujících konstrukcí a bi = ρ i ci λi . Pro povrchové vrstvy ohraničujících konstrukcí z různých materiálů se uvažuje (17) b = b j Atj / Atj ,

∑

∑

kde Atj je plocha ohraničujících konstrukcí o tepelně technické vlastnosti bj. Dobu fáze ochlazování v hodinách lze učit z t *d = ( 0 ,13 ⋅ 10 −3 qt ,d Γ ) / O , kde qt,d je návrhová hodnota hustoty požárního zatížení vztažená k ploše povrchu ohraničujících konstrukcí At, přičemž pro hustotu požární zatížení qt ,d = q f ,d A f / At má být dodržen interval 50 ≤ q t ,d ≤ 1000 MJ / m 2 .

[

]

Nejvyšší teplotu plynů θg lze určit pro dobu hoření tmax v hodinách t ∗ = t max Γ , s t max = max[( 0 ,2 ⋅ 10 −3 qt ,d / O ); tlim ] ,

(18)

kde se pro pomalé hoření bere tlim = 15 min (objekty pro dopravu), pro střední hoření tlim = 10 min (objekty bytové, nemocnice, hotely, kanceláře a učebny) a pro rychlé hoření tlim = 15 min (knihovny, kina, divadla a obchody). Pro tmax = tlim je hoření řízeno palivem a počítá se

proto

s

[

]

2

t ∗ = t Γ lin = t ( Olim / b )2 /( 0 ,04 / 1160 )2 = t ( 0 ,1 ⋅ 10 −3 qt ,d − tlim ) / b /( 0 ,04 / 1160 )2 .

V případě velkých otvorů (O > 0,04; qt,d <75 a b > 1160) se všechen přiváděný vzduch nedostane do ohně. Teplota hoření se sníží, což se ve výpočtu uvažuje násobením hodnoty Γlim součinitelem  O − 0 ,04   qt ,d − 75   1160 − b  k = 1+  (19)  +   +  .  0 ,04   75   1160  Hustota požárního zatížení použitá ve výpočtech se stanovuje měřením nebo z nominální hodnoty. Návrhová hodnota vychází z národních předpisů nebo z rozboru požárního zatížení. Hustota požárního zatížení je definována jako q f ,d = m γ q 1 γ q 2 γ n q f ,k , (20) kde γq1 je dílčí součinitel spolehlivosti rizika vzniku požáru podle velikosti požárního úseku, γq1 je dílčí součinitel spolehlivosti závislý na typu objektu, γn dílčí součinitel spolehlivosti aktivních bezpečnostních opatření a qf,k charakteristická hodnota hustoty požárního zatížení. Charakteristická hodnota hustoty požárního zatížení qf,k pro 95% je shrnuta v Tab. 1.3.

Tab. 1.3 Dílčí součinitel spolehlivosti rizika vzniku požáru γq1 a dílčí součinitel spolehlivosti typu objektu γq1 Plocha požárního úseku, Af m 2 15 150 1 500 5 000 10 000

[ ]

Dílčí součinitel spolehlivosti vzniku požáru γq1

Typ objektu

Dílčí součinitel spolehlivosti typu objektu γq1

1,10 1,50 1,90 1,00 1,13

galerie, muzea, plavecké bazény kanceláře, obytné budovy, hotely, papírny výrobny strojů a motorů chemické továrny a lakovny výrobny pyrotechniky a barev

0,78 1,00 1,11 1,44 1,66

Tab. 1.4 Charakteristická hodnota hustoty požárního zatížení qf,k pro 95% pravděpodobnost při γq1 = 1,00 (ECCS 1001) Tab. II.1.1. 11


[

Objekt

průměr qf,k, MJ / m 2 780 130 310 1 500 410 185 600 300 30

bytový nemocnice hotel knihovna kancelářský školní učebna nákupní středisko kino, divadlo nádraží

]

[

80% qf,k, MJ / m 2 948 180 377 1 814 511 347 730 365 111

]

[

95% qf,k, MJ / m 2 1 117 359 484 1 340 655 445 936 468 156

]

θg °C 1200 1000

ISO - 836

800 600

Teplota plynu

te,d Teplota oceli

400 200 0

t, min 0

10

20

30

40

50

60

ky

Normová křivka

1,0

Parametrická křivka

0,75

ISO- 836

0,5

0

Odolnost

te,d

0,25

t, min 0

10

20

30

40

50

60

Obr. 1.4 Princip určení ekvivalentní doby požáru te,d V příloze E (ČSN P ENV 1991-1-1) je popsána metoda stanovení ekvivalentní doby požáru. Metoda byla vyvinuta pro betonové konstrukce. Používá se jako konzervativní odhad i pro jiné typy konstrukcí. Umožňuje upřesnit ISO 834 křivku stanovením doby požáru, viz obr. 1.4. Ekvivalentní doba trvání požáru lze vypočíst ze vztahu t e ,d = q f ,d k b w f . (1.21) Pro výpočet je třeba znát plochu požárního úseku Af , požární zatížení Qfi,k, které závisí na výhřevnosti materiálu v požárním úseku, viz Příloha D (ČSN P ENV 1991-1-1). Návrhová hodnota požárního zatížení vztažená na jednotku plochy qf,d se získá z charakteristické hodnoty qk a součinitelů q f ,d = γ d γ n q k = γ d γ n

Q fi ,k Af

.

(1.22)

Převodní součinitel kb závisí na tepelně technických vlastnostech materiálů stěn a podlah. Přibližně jej lze uvažovat 0,07 [min m1/MJ]. Ventilační součinitel wf lze stanovit v závislosti na výšce požárního úseku H 0 ,3

(

)

6  4 (1.23) w f =   0 ,62 + 90(0 ,4 − α v ) / (1 + bv α h ) ≥ 0 ,5 , H   kde αv a αh jsou poměry svislých a vodorovných ploch otvorů ku podlahové ploše požárního úseku, viz obr. 1.5. Bezrozměrný součinitel velikosti svislých otvoru se stanoví jako 2 bv = 12 ,5 1 + 10 α v − α v ≥ 10 , (1.24)

(

)

12


kde αv =Av / Af je poměr plochy svislých otvorů Av ve fasádě k podlahové ploše Af požárního úseku při dodržení intervalu 0,015 ≤ αv≤ 0,15, αh =Ah / Af poměr plochy vodorovných otvorů ve fasádě Ah k podlahové ploše Af požárního úseku. Pro malé požární úseky s podlahovou plochou A f ≤ 100 m 2 bez otvorů ve střeše lze výpočet zjednodušit na w f = O −0 ,5 A f / At ,

kde parametr odvětrání O = Av hw plochu podlahy, stropu a stěn At.

0 ,5

(1.25)

/ At pro plochu svislých otvorů Av, výšku otvorů hw, a celkovou

Av Af

H

hw

w

hs

Obr. 1.5 Geometrie požárního úseku se svislými otvory

1.5 Řešený příklad Ekvivalentní doba požáru Stanovte ekvivalentní dobu požáru pro požární A f = 25 m 2 úsek podle obr. h = 1,5 m Plocha požárního úseku (o délce L = 10 m a H = 2,5 m w = 4,0 m h s = 0,5 m 1 šířce D = 15 m) Af = 15 m , výška místnosti H = 1,5 m, výška oken h = 1,5 m, šířka oken w L =10 m D =2,5 m = 4,0 m, okna jsou nad podlahou hs = 0,5 m, 1 hustota požárního zatížení qf,k = 750 MJ / m . ___________________________________________________________________________ Návrhová hustota požárního zatížení v závislosti na půdorysné ploše se stanoví z výrazu qf,d = γd γn qf,k = 1,0 . 1,0 . 750 = 750 MJ / m1 V případě, že nejsou ohodnoceny tepelně technické vlastnosti ohraničujících konstrukcí b, uvažuje se hodnota převodního součinitele kb hodnotou 0,07 min m1 / MJ. Ventilační součinitel lze pro malý požární úsek (Af < 100 m1 ) bez otvorů ve stropě, určit z výrazu (7) At = 2 A f + H ( 2 D + 2 L ) = 2 ⋅ 25 + 2 ,5( 2 ⋅ 2 ,5 + 2 ⋅ 10 ) = 112 ,5m 2

wf =O-0,5 Af /At = 0,065-0,5 15/111,5 = 0,871, kde se parametr odvětrání O stanoví z výrazu O=

Av h At

=

4 ⋅ 1,5 ⋅ 1,5 = 0 ,065 2 ⋅ 25 + 2 ,5 ⋅ 25

13


Ekvivalentní doba požáru, podle [1] příloha E, se určí ze vztahu

t e ,d = q d k b w f = 750 . 0,07 . 0, 871 = 45,7 = 46 min. Poznámka: Ve většině praktických postupů se využívá lineární model závislosti ekvivalentní doby požáru tt,d na návrhové hustotě požárního zatížení qf,d, např. [1] a [9], viz následující graf. tt,d [°C]

120 80 40 0

0

200

600

1000

14

1400

1800

q f,d [MJ / m 2 ]

1 VÝPOČET POŽÁRNÍ ODOLNOSTI KONSTRUKCE

Recommend Documents