Požární ochrana 2013

Vysoká škola báňská - Technická univerzita Ostrava Fakulta bezpečnostního inženýrství a Sdružení požárního a bezpečnostního inženýrství se sídlem VŠB - Technická univerzita Ostrava ve spolupráci s Českou asociací hasičských důstojníků Recenzované periodikum

Požární ochrana 2013

Sborník přednášek XXII. ročníku mezinárodní konference

Ostrava, VŠB - TU 4. - 5. září 2013

Vysoká škola báňská - Technická univerzita Ostrava Fakulta bezpečnostního inženýrství a Sdružení požárního a bezpečnostního inženýrství se sídlem VŠB - Technická univerzita Ostrava ve spolupráci s Českou asociací hasičských důstojníků Recenzované periodikum

Požární ochrana 2013 Sborník přednášek XXII. ročníku mezinárodní konference pod záštitou rektora Vysoké školy báňské - Technické univerzity Ostrava prof. Ing. Iva Vondráka, CSc. a generálního ředitele HZS ČR plk. Ing. Drahoslava Ryby

Ostrava, VŠB - TU 4. - 5. září 2013

Vysoká škola báňská - Technická univerzita Ostrava Fakulta bezpečnostního inženýrství Lumírova 13 700 30 Ostrava - Výškovice Česká republika www.fbi.vsb.cz

Sdružení požárního a bezpečnostního inženýrství se sídlem VŠB - TU Ostrava Lumírova 13 700 30 Ostrava - Výškovice Česká republika www.spbi.cz

Česká asociace hasičských důstojníků Výškovická 2995/40 700 30 Ostrava - Zábřeh Česká republika www.cahd.cz

Recenzované periodikum POŽÁRNÍ OCHRANA 2013 Sborník přednášek XXII. ročníku mezinárodní konference

Editor: doc. Dr. Ing. Michail Šenovský

© Sdružení požárního a bezpečnostního inženýrství Nebyla provedena jazyková korektura Za věcnou správnost jednotlivých příspěvků odpovídají autoři ISBN: 978-80-7385-127-9 ISSN: 1803-1803

Odborný garant konference Chairman doc. Dr. Ing. Michail Šenovský - VŠB - TU Ostrava

Vědecký výbor konference Scientific Programe Committee plk. Ing. Drahoslav Ryba - generální ředitel HZS ČR prof. Ing. Pavel Poledňák, Ph.D. - děkan FBI VŠB - TU Ostrava brig. gen. v z. prof. Ing. Rudolf Urban, CSc. - Univerzita obrany st. bryg. prof. dr hab. inż. Zoja Bednarek - SGSP Warszawa prof. Dr. Ing. Aleš Dudáček - VŠB - TU Ostrava prof. Ing. Karol Balog, PhD. - STU Bratislava assoc. prof. Dr. Ritoldas Šukys - TU Vilnius prof. Ing. Anton Osvald, CSc. - Žilinská univerzita prof. Dr.-Ing. Gerhard Hausladen - TU München prof. Dr.-Ing. Gert Beilicke - Ingenieurbüro für Brand- und Explosionsschutz Leipzig prof. RNDr. Pavel Danihelka, CSc. - VŠB - TU Ostrava prof. Dr. rer. nat. Tammo Redeker - Institut für Sicherheitstechnik Freiberg prof. Dr. rer. nat. habil. Reinhard Grabski - Institut der Feuerwehr Heyrothsberge doc. MUDr. Cyril Klement, CSc. - Regionálny úrad verejného zdravotníctva v Banskej Bystrici

Organizační výbor konference Organising Conference Committee doc. Ing. Vilém Adamec, Ph.D. - VŠB - TU Ostrava doc. Ing. Ivana Bartlová, CSc. - VŠB - TU Ostrava Ing. Petr Bebčák, Ph.D. - VŠB - TU Ostrava Ing. Isabela Bradáčová, CSc. - VŠB - TU Ostrava Ing. Lenka Černá - SPBI Ostrava Ing. Jaroslav Dufek - PAVUS, a.s. Praha doc. Dr. Ing. Miloš Kvarčák - VŠB - TU Ostrava doc. Ing. Miroslava Netopilová, CSc. - VŠB - TU Ostrava plk. Ing. Zdeněk Ráž - TÚPO Praha doc. Mgr. Ing. Radomír Ščurek, Ph.D. - VŠB - TU Ostrava doc. Ing. Petr Štroch, Ph.D. - RSBP spol. s r.o. plk. Ing. Vladimír Vlček, Ph.D. - Česká asociace hasičských důstojníků

Obsah Fire Detection Systems in the Orthodox Monasteries Bogdanov Saša, Pešić Dušica

1

Počítačová simulace velkorozměrových požárních zkoušek v tunelu Radejčín Bursíková Petra, Buřičová Hana, Dvořák Otto

4

Experimentální ověření nebezpečí Li baterií při elektrickém zkratu a proudovém přetížení Buřičová Hana, Ševčík Libor, Michut Petr, Dvořák Otto

8

Porovnanie sorbentov ECO DRY PLUS, LITE DRI a VAPEX pri likvidácií motorového oleja z pôdy Coneva Iveta

12

Požárně bezpečnostní zařízení v památkově chráněných objektech Česelská Tereza

18

Adopted Assumptions and Evaluation of Capabilities of the Computer Program Dedicated to Simulate a Long-Distance Closed Circuit Water Relaying Drzymała Tomasz, Gałaj Jerzy, Binio Joanna Výpočetní odhady adiabatické teploty plamene při hoření/výbuchu, energie výbuchu a maximálního výbuchového tlaku v uzavřeném objemu Dvořák Otto

22

Četnost zásahů jednotek požární ochrany na událostech typu živelní pohroma v Moravskoslezském kraji v letech 2007 - 2012 Chmelíková Karolína, Ježková Pavlína, Adamec Vilém

68

Modelovanie šírenia dymu v rodinnom dome Chrebet Tomáš, Martinka Jozef, Hrušovský Ivan, Balog Karol, Kadlec Milan

71

Počítačové modelování šíření požárů Ira Jiří, Hasalová Lucie, Jahoda Milan

74

Vyhodnocení spotřeby vzduchu uživatele dýchací techniky Jánošík Ladislav, Bareš Kamil

78

Testování vnitřního prostředí ochranných oděvů pro hasiče Jánošík Ladislav, Němčák Jakub, Sagra Aleš

81

Sádrokartonové protipožární bezpečnostní konstrukce Janoušek Radek

84

Vliv proudění na maximální výbuchové parametry 86 Jánská Miloslava, Lepík Petr, Serafín Jiří, Mynarz Miroslav

Hodnotenie povrchových úprav dreva retardérmi horenia Fanfarová Adelaida, Osvald Anton

31

Study of Minimum Ignition Temperature in Layer and Cloud of Dusts Obtained from Different of Wooden 90 Jaskółowski Waldemar, Ogrodnik Paweł, Ptak Szymon, Foks Damian

Posouzení a standardizace fyzické ochrany objektů veřejných vysokých škol Foldyna Libor, Švec Jiří

92

34

Taktické řízení mimořádné události interaktivní mapou s napojením na výjezdová vozidla Jirouš David, Procházka Boris

DPO SR a kategorizácia obecných hasičských jednotiek na Slovensku Frisová Jana, Chromek Ivan

95

38

Investigations for Fire Protective Requirements on Multi-Storey Timber Buildings Kampmeier Björn Zásahová činnosť pri lesnom požiari v lokalite Nižná Boca Kapusniak Jaroslav, Monoši Mikuláš

98

Stanovení velikosti částic aerosolových hasiv ve vznosu a jejich distribuce podle velikosti Karl Jan, Dvořák Otto

102

Analysis of Effectiveness of upper Layer Cooling with Spray Stream Generated by Water Nozzle using Computer Simulation method Gałaj Jerzy, Żurawski Łukasz Počítačová simulácia požiaru v tuneli a jeho vplyv na evakuáciu Glasa Ján, Halada Ladislav, Valášek Lukáš, Weisenpacher Peter

27

42

49

Quantifying the Combustion Behaviour of Materials by the Combustion Efficiency Using the Example of Melting Plastics 56 Hahn Sarah-Katharina, Krause Ulrich, Rost Michael Numerická předpověď pohybu osob při požární evakuaci Hasalová Lucie, Kubová Petra, Jahoda Milan Vyšetrovanie sklonu k samovznieteniu rastlinných olejov nanesených na inertnom poréznom nosiči Hrušovský Ivan, Martinka Jozef, Chrebet Tomáš, Kiš-Pétyová Adela, Balog Karol

61

64

Zkušební stanovení koncentračních mezí výbušnosti, maximálního výbuchového tlaku, brizance a KGmax za technologických podmínek 105 Karl Jan, Ševčík Libor, Dvořák Otto Projekty podporované Evropskou unií v oblasti ochrany obyvatelstva a krizového řízení Klaban Vladimír

108

Příprava sendvičové látky PCL nanovlákno dřevní prach - PCL nanovlákno a testování a její sorpční schopnosti Klouda Karel, Buřičová Hana, Weisheitlová Markéta, Chvojka Jiří

110

POŽÁRNÍ OCHRANA 2013

Fire Detection Systems in the Orthodox Monasteries Saša Bogdanov, M.Sc.1 Dušica Pešić, PhD.2 Ministry of Finance, Tax Administration Bulevar Mihajla Pupina 16, 21000 Novi Sad, Serbia 2 University of Niš, Faculty of Occupational Safety of Niš Čarnojevica 10a, 18000 Niš, Serbia [email protected], [email protected]

1

Abstract Systems for fire detection at early stage are mandatory part of integrated fire protection in all kinds of buildings. Unfortunately, these systems are rarely present in the orthodox monasteries regardless of high fire risk which exists in these objects. The aim of this paper is to propose possible fire detection solutions in sense of adequate choice of components and structure of fire protection system according to activities and everyday ambient conditions. The main limited factors in all deliberations are indoor monk’s activities which are followed by presence of smoke from candles or similar sources. Consequently, reliability of fire alarm generated from optical smoke detectors can be significantly reduced, and, with inappropriate alarm threshold the false alarm rate may be high. For optimal solutions it is necessary to consider alarm threshold level of fire detectors and its locations in object, usage of thermal detectors, and temporary and controlled, disconnection some parts of system. Solutions proposed in paper are illustrated by case study which involves characteristics of fire detection system in monastery Visoki Decani located on Kosovo. Key words Fire, detector, fire alarm system, Visoki Decani. Introdiction Fire detection and alarm systems are one of the most important components of integrated fire protection system for the buildings. The extent of the damage caused by fire depends of the moment of detection, like as the moment of localization and extinguishing of fire. To damage of potential fire would be reduced to a minimum, it is necessary to install appropriate systems for the fire detection and fire alarm systems. Design of fire alarm system is an iterative process based on the general rules of set standards and regulations, as well as special rules and recommendations for individual cases [1]. The basis for the proper selection and design of fire alarm system is to determine the degree of fire vulnerability of building. The decision on the selection and cost of alarm systems and other components of the system for fire protection can be determine based on an assessment of fire risk [3]. Because of buildings construction and daily activities of monks, Orthodox monasteries are the buildings with high vulnerability of fire. Unfortunately, systems for fire detection are rarely present in the monasteries regardless of high fire risk which exists in these objects. The fire vulnerability of monasteries complexes All the orthodox monasteries complexes are built during many centuries. Only the outer walls of complex buildings, as well as the fundaments, were built of stone. Other parts of the buildings were built of the timber. Due to large quantity of embedded timbering, the fire load of those buildings is very high. Regardless of the fact that the buildings are mostly built of flammable materials, none of them is divided into fire protection sectors [2].

Ostrava 4. - 5. září 2013

On the other hand, the fire risk of monastery complexes is increasing. Many of buildings are reconstructed. In some monasteries production plants for production of candles, incense, dairy plants, sawmills and other production plants are mounted. The use of modern materials, equipment and devices increases the fire risk. Until recently, the main reasons of fires in the monasteries were inflamed candles, icon lamps, hearths, furnaces or chimneys. Nowadays, the number of potential fire causes is drastically increased. For those reasons, the monasteries complexes are rated as the buildings with high fire risk and it is necessary to equip those buildings with fire detection and extinguishing systems. Fire detection system Fire detection system consists of a central unit that is connected with peripherals units of systems which are installed in the area that is being monitored. There are automatic and manual fire alarm, signaling devices and alarm systems and various executive devices. Criteria for selection of the type and disposition of fire detectors The efficiency and reliability of any automatic fire detection system depends on the correct choice of fire detectors. The choice of the automatic detector is based on a number of criteria, as follow: the type of possible fire (smoldering fire with a large amount of smoke, fire with flame without the appearance of large amounts of smoke...), the area that is monitored, the height of the protected facilities, the ambient conditions (temperature, humidity, air flow...), and the limiting factors (smoke, dust, electromagnetic radiation...). Considering the kind and quantity of the present flammable materials (i.e. timber) in the monasteries, smoldering fire can be expected. Smoldering fire in some cases may last for days. Even in the growth phase of the fire a great quantity of smoke can be expected. Due to great quantity of smoke, the optical smoke detectors should be the basic type of fire detectors. However, there are a number of factors that may lead to the appearance of a large number of false alarms by the smoke detectors. The first factor is the fact that some of buildings are more than 1000 years old, so the timber in the buildings has begun to decay, producing the dust. On the other hand, the attics are dilapidated and full of the dust. In the attics the air flow occurs and brings in the dust from the outside. The presence of dust can lead to occurrence of great number of false alarms. The other problem that is present in the monasteries is some special characteristics of the monk’s life that may have influence on generating a large number of false alarms by the smoke detectors. Namely, one of the most important characteristics of the monk’s life of the is the prayer accompanied by lighting icon lamp and thurible. While the thurible burning, the incense briquette produces great quantity of smoke which would soon be detected as fire by the smoke detector. Consequently, reliability of fire alarm generated from optical smoke detectors can be significantly reduced, and, with inappropriate alarm threshold the false alarm rate may be high. Due to special characteristics of the buildings and the monk’s life, a suitable replacement must be found for a classical smoke detector, which would be irreplaceable in similar buildings in urban areas. The use of “beam” smoke detectors is not absolutely excluded, for the applications where it is possible to adjust the alarm thresholds of detectors. The alarm thresholds should be set so that they trigger at the smoke concentration levels that occur during fire, and at the same time to be immune to the smoke concentration levels that occur during monastic prayer, as well as to the dust.

1


In the monastery buildings where the hindering factors are not present, smoke detectors should be installed. However, in most of the monastery buildings, it is necessary to install the heat detectors. The best solution is use of the multi-sensor fire detectors that use multiple criteria for deciding of sending the alarm message. Their alarm threshold is most commonly formed as a combination of a certain concentration in the smoke detector chamber, and a certain temperature detected by a thermistor. It is obvious that a combination of types of fire detectors is a perfect solution for monastery buildings.

Cost-effectiveness of installing fire detection system in the monastery Decani is more than justified. Namely, despite the fact that it is a monastery complex, which is on the UNESCO list of world cultural and historical heritage, it is one of the objects of high fire risk [4].

A very important phase of fire detection system design is defining of necessary number of detectors per monitored area. According to the valid legal regulations, if the protected area is not greater than 30 m2, it is sufficient to install one heat detector. If the protected area is greater, it is necessary to install one detector per 20 m2. Maximum area of monitoring for smoke detector is 60 m2 or 80 m2. However, the monastery buildings have some special characteristics regarding the monitoring area of a fire detector. Monastery lodgings do not have regular geometric shapes. The corridors inside many buildings are divided into several parts, they branch and that have a direct influence on the distance between the fire detectors. Regardless of the fact that the area of a great number of rooms in the buildings does not exceed 30 m2, it is necessary to install a fire detector in each of the rooms inside the buildings. The attic structures of the buildings are very specific, so the fire detectors should be installed on different minimal distances to cover the monitored attic space. Particular consideration needs to be given to the location of fire detectors, because in a large space, smoke may not necessarily travel straight up. Point detectors may be appropriate for small rooms, but large volumes are best served by either an air sampling unit or an optical beam system. Fire alarm central The role of fire alarm central unit is to receive the data from the fire detectors and to inform about the occurrence of fire and the place where it occurred by sound and light signalization. The main tasks that a fire alarm central unit installed in a monastery buildings must perform are as follows: collection and processing of information about the condition of fire alarm lines, outer signalization excitation lines, and control devices; self-diagnostics of the key functions of the control unit; visual and sound signalization; handling of subsystems controlled by the central unit; setting the alarm criteria and undertaking of executive functions. Also, the control unit should be able to store the times of some of the following events in the system: alarm occurrence, alarm reset, line fault and repeated turn on of a zone, real time adjustment, change of output characteristics, etc [1]. Fire alarm central unit should be placed in a room with a continuous attendance, or if it is not the case, to be connected with such room by the parallel signalization. Monastery environments are specific, there are no such departments or rooms in them, but nevertheless it is possible to install the control unit in the monastery in an appropriate way. Central unit should be installed in the monastery cell of one of the monks. Fire detection system in the monastery Visoki Decani The monastery Visoki Dečani is located in the river valley Dečanske Bistrice, 12 km south of the town of Peć, in Kosovo. The monastery is away from the urban areas and surrounded by mountains. The whole monastery complex covers an area of approximately 2.88 hectares (Fig. 1). In the complex is located the main monastery church that was built of white and red marble, six outbuildings and two lodgings: Leonti and Miloš lodgings with the treasure house and the dining room, which are mostly made of the timber. 2

Fig. 1 The monastery complex Visoki Dečani The fire vulnerability In the complex, the most vulnerable building of fire is Miloš lodging with treasury and dining room. It was built more than 150 years. Its dimensions are basically 40 x 17 x 15 m. It is a three-storey building (i.e. ground floor, first floor, second floor). Most part of the building, from the bell to the treasury, is made of flammable materials (chestnut’s and pine’s tree) with wooden mezzanine and attic structures. The facility is not divided into fire sectors. Due to the large fire load of the building, in case of fire, there is likely that in the short time period, over the roof structure, the fire will engulf the entire building. The chimneys are made of bricks and they are plastered, so that by the visual inspection can not be notice the damage and cracks, through which the flame could penetrate in case of inflammation of soot. Through one chimney was placed the beam. In the case of inflammation of soot, there will come to the ignition of the mentioned beam. In the monastery's kitchen which is located in the middle of the lodging, there are furnace and chimney channel. They are in use throughout the year and they represent a major threat to the fire occurrence. In the basement, there are aggregates and a tank with oil. In the outbuildings there is a large amount of flammable materials (i.e. paper, cotton and synthetic fabrics, articles of wood, hay, etc.). Due to materials used for the buildings construction and the type of materials which can be found in buildings of the monastery complex, it can be expected to fire classes, as follow: class A (i.e. fire of timber, fabrics, wax, candles, etc.); class B (i.e. petroleum products, paints and varnishes) and class C (i.e. propane-butane). The big problem would represent a large amount of smoke that always occurs in fires in these buildings. Fire detectors Considering the materials which were used to build the buildings and the special characteristics of the monk’s life, it is necessary to use the thermal detectors for fire detection. The number of thermal fire detectors that need to be incorporated into the facility Miloš lodging is shown in tab. 1. Based on the data presented in tab. 1, in the building is necessary to install: - 132 thermal fire detectors and - 43 manual fire detectors.



On the basis of the performed assessment of the number and types of detectors with associated characteristics, acceptable and optimal solution for the fire detector system is the application of fire detectors of Siemens company, from series DM i DT (par example, manual DM 1131, thermal DT 1131, multi-sensor from Sintoso series, etc.) [5] or detectors with similar characteristics.

is very limited, because of indoor monk’s daily activities that are usually followed by presence of smoke. This problem can be solved by installing thermal fire detectors or a combination of different types of fire detectors, depending on the type of areas which need to be protected. Fire alarm central unit should be installed in the monastery cell of one of the monks. When the monk is at the divine service, the signal from the central unit would be transmitted over the internal wireless phone network.

Tab. 1 The number of thermal fire detectors in Miloš lodging The type of detector

Number of rooms to 30 m2

The required number of detectors

Thermal detector

3

3

Manual detector

-

-

Number of rooms above 30 m2


Area of other spaces, m2


5

11

60 (corridors)

3

-

2

60

3

3

13

140 (corridors, terrace)

8

-

-

140

8

6

230 (corridors, terrace)

12

7

230

9

4

350 (corridors, attic)

25

-

350

10

BASEMENT

GROUND FLOOR Thermal detector

5

5

Manual detector

-

-

FIRST FLOOR Thermal detector

9

9

Manual detector

-

-

3

SECOND FLOOR Thermal detector

6

6

2

Manual detector

-

-

ATTIC

Thermal detector

-

-

-

-

530

27

Manual detector

-

-

-

-

530

13

Fire alarm central For covering of entire area in the monastery building, it is necessary to install 132 thermal detectors, but it does not mean that the control unit that supports a sufficient number of fire detectors per a loop (and that is usually 128, 256 or 512 addressable devices per a loop) and the appropriate loop length, would be a good choice by default. As a matter of a fact, the network topology is affected both by buildings disposition and the disposition of rooms inside the buildings, so a control unit that supports both addressable loops and zone (group) fire alarm lines would be a good solution. Given the specificity of the monastery complex, a proper solution can be installed microprocessor controlled fire detection central CS1115 Siemens Building Technologies, with the ability to connect up to 256 addressable detectors AnalogPLUS to two loops [5]. Central unit should be installed in the monastery cell of one of the firefighting monks, and when the monk is at the divine service, the signal from the central unit would be transmitted over the internal wireless phone network. Conclusion Early detection of any fire always leads to its easier suppression and minimization of its consequences. One of the important aspects of the concept of fire safety is the installation of fire detection and alarm systems. Installing a smoke detector that is ideal for monastic complexes will lead to the appearance of a number of false alarms. Namely, usage of smoke detectors for fire detection


Cost-effectiveness of installing fire detection system in the monastery Decani is more than justified. Despite the fact that it is the monastery complex which is on the UNESCO list of world cultural and historical heritage, it is one of the objects of high fire risk. On the other hand, the monastery is away from the urban areas and the system for early detection and extinguishing of fire in the initial stage is only way to protect the monastery from a possible fire. References [1]

Blagojević, M.: Alarmni sistemi, Fakultet zaštite na radu u Nišu, Niš, 2011.

[2]

Bogdanov, S.: Analiza stanja zaštite od požara pravoslavnih manastira sa predlogom rešenja za manastir Hilandar, Fakultet zaštite na radu u Nišu, Niš, 2010.

[3]

Dimitropoulos, K.; Köse, K.; Grammalidis, N.; Cetin, E.: Fire detection and 3d fire propagation estimation for the protection of cultural heritage areas, International Archives of the Photogrammetry, Remote Sensing and Spatial Information Science, Vol. XXXVIII, Part 8, Kyoto, 2010.

[4]

Zakon o zaštiti od požara („Sl.glasnik RS“, br. 111/09).

[5]

Siemens - tehnička i prospektna dokumentacija, 2013.

3


Počítačová simulace velkorozměrových požárních zkoušek v tunelu Radejčín Computer Simulation of Large-scale Fire Tests in the Tunnel Radejčín Ing. Petra Bursíková Ing. Hana Buřičová Ing. Otto Dvořák, Ph.D. MV - GŘ HZS ČR, Technický ústav požární ochrany Písková 42, 143 01 Praha 4 - Modřany [email protected], [email protected] [email protected] Abstrakt Článek stručně charakterizuje: - v úvodu účel a zdůvodnění plánovaných velkorozměrových požárních zkoušek v tunelu Radejčín a jejich počítačového modelování, - scénáře velkorozměrových požárních zkoušek a systémy měření, - počítačové simulace velkorozměrových požárních zkoušek pomocí SWs FDS a Smartfire a jejich výsledky včetně maximálních teplot v ose tunelové trouby v blízkosti jeho ostění.

- podle TKP 7 D, příl. č. 6 [2] první hlavní technická prohlídka tunelové stavby zahrnuje mj. vyhodnocení zkoušky požárního zabezpečení tunelu (zkušebního požáru a taktického cvičení HZS). - podle TP 154, části 5.2.3 [3] náplní první hlavní prohlídky tunelové stavby je mj. kontrola protokolu o vyzkoušení požárního zabezpečení tunelu dle platné metodiky zkoušení. Technický ústav PO Praha na žádost Pragoprojektu Praha a.s. vypracoval „Návrh realizace požárních zkoušek v STT Radejčín“ a projednal ho v pracovní skupině pro přípravu požárních zkoušek v tunelu Radejčín najmenované MV - GŘ HZS ČR [4]. Specifikace těchto velkorozměrových požárních zkoušek byla zapracována do projektu požární zkoušky vypracované Pragoprojektem Praha. Na realizaci zkoušek měření se budou podílet VŠB - TUO, FBI a ČVUT - FD. Předpokládaný termín realizace těchto zkoušek je září 2013.

Počítačová simulace požárů, FDS, Smartfire, model typu pole, velkorozměrové požární zkoušky, tunel.

Pro potřebu zabezpečení ostění tunelové trouby tunelu Radejčín v okolí ohniska požárních zkoušek TÚPO - OVV počítačově modeloval schválené scénáře velkorozměrových požárních zkoušek s cílem předpovědi maximálních teplot v definovaných pozicích (x, y, z) od ohniska požárů [4].

Abstract

Termíny a zkratky

Klíčová slova

The article describes briefly: - in the introduce chapter the purpose and reasons of planned large-scale fire tests in the tunnel Radejčín and their computer simulations, - scenarios of large-scale fire tests and the measuring systems, - computer simulations of large-scale fire tests by the help of the SWs FDS and Smartfire and their results including the maximum temperatures in the central line of the tunnel in vicinity of its ceiling.

CFD - Computational fluid dynamics, je odvětvím fluidní mechaniky užívající numerických metod a algoritmů k řešení a analýze problémů zahrnující toky tekutin. Výpočty jsou realizovány počítači a simulují interakci kapalin a plynů s povrchy, které jsou definovány hraničními podmínkami. ČVUT - FD - České vysoké učení technické, Fakulta dopravní. FDS - Fire Dynamics Simulator je SW pro počítačovou simulaci velkorozměrového turbulentního proudění pro nízko-rychlostní toky s důrazem na toky kouře a tepla od požárů, vyvinutý Národním ústavem pro standardizaci a technologii v USA.

Key words

RDS - realizační dokumentace stavby.

Computer simulation of fires, FDS, Smartfire, field model, large-scale fire tests, tunnel.

Smartfire - je pokročilý CFD simulátor požárů vyvinutý Skupinou požární bezpečnosti při Univerzitě Greenwich.

Úvod

SW - software (programové vybavení).

Velkorozměrové požární zkoušky plánované v tunelu Radejčín na dálnici D8 jsou připravovány v souladu s platnými předpisy v ČR mj.:

TP - technické podmínky.

- podle TKP 24, příl. 24.1.3, části VII/RDS Zkušební požár [1] dokumentace RDS řeší technické práce, které musí zajistit zhotovitel díla, spojené se zkušebním požárem a s ochranou vlastní tunelové trouby při požáru včetně odstranění následků a uvedení do původního stavu. Při zkušebním požáru se zjišťují teplotní pole, hustoty toku tepla, tvorba kouře a optická hustota kouře, rychlost proudění vzduchu uvnitř a vně tunelu, vzorkování ovzduší, chemická analýza, meteorologická situace vně a uvnitř (teplota, relativní vlhkost vzduchu, rychlost a směr větru). Při přípravě zkušebního požáru nutno spolupracovat s TÚPO (Technický ústav požární ochrany) a velitelem cvičení, pracovníkem HZS příslušného kraje. Zkušební požár se realizuje po dokončení definitivního ostění, pokud je požadován v rámci stavebního povolení. 4

TKP - technické kvalitativní podmínky staveb. TC - termočlánek. TÚPO - OVV - Technický ústav požární ochrany, Oddělení výzkumu a vývoje. VŠB - TUO, FBI - Vysoká škola báňská, Technická univerzita Ostrava, Fakulta bezpečnostního inženýrství. Charakteristika tunelu Radejčín, požárních scénářů a systému měření při zkouškách Tunel Radejčín je dálniční tunel (D8) jednosměrný, dvoupruhový kategorie T 9,5, LTT 600 m a PTT 620 m. Dálnice v obou tunelech má shodné příčné uspořádání. Tunelové trouby jsou navrženy s vnitřním světlým profilem pro dálniční pás v tunelu šířky 9,5 m (0,25 + 3,75 + 3,75 + 0,25 + 1,5) a se dvěma chodníky po stranách šířky cca 1 m, nikde nebude šířka chodníků menší



než 0,85 m. Únikové chodníky jsou nad úrovní vozovky zvýšeny o 120 mm. Základní výška průjezdního průřezu je 4,5 m, průjezdný profil je zvýšen na 5,2 m pro možnost průjezdu nadměrných vozidel v šířce 3,5 m nad osou vozovky. Výška gabaritu nad chodníkem je 2,25 m. V tunelu jsou propojky v km: 58,910, 59,070 a 59,230. Vzdálenosti od portálu jsou 150 m nebo 130 m, mezi záchrannými cestami je vzdálenost 160 m. Větrání tunelu je podélné realizované pomocí 3 dvojic proudových ventilátorů umístěných uvnitř tunelu, viz obr. 1 a 2. Plánovaná velkorozměrová požární zkouška simulující 10 MW požár automobilu v STT ve směru Ústí nad Labem tunelu Radejčín bude realizována hořením automobilového benzínu o objemu 340 l, který bude v otevřené nádrži o rozměrech (3,5 x 2 x 0,4) m umístěný ve výšce 1 m nad finálním povrchem vozovky a s ohniskem v geometrickém středu nádrže symetricky kolem středu osy tunelové trouby a to ve vzdálenosti 320 m od pražského portálu (315 m je pozice osy 2. propojky), tj. 5 m za druhou prostřední propojkou ve směru jízdy s přirozeným prouděním vzduchu 0,5 m.s-1 a s nuceným prouděním vzduchu 3 m.s-1.

Počítačové simulace velkorozměrových požárních zkoušek pomocí CFD Výpočty byly provedeny v SWs Pyrosim/Fire Dynamics Simulator (FDS) a Smartfire. V programu FDS byl požár definován jako zdroj tepla. Geometrie modelového scénáře téměř odpovídá reálné geometrii, kdy modelová geometrie má výšku 7,1 m, šířku 11,1 m a délku 620 m, viz obr. 3 vlevo. Požár je ve scénáři reprezentován hořením benzínu s rychlostí odhořívání 0,067 kg.m-2.s-1 v otevřené nádrži o ploše 7 m2 na 1 m vysokém podstavci. Radiace byla počítána základním modelem radiace a vzhledem k velikosti modelu a numerické náročnosti byl použit LES model. Na vstupním a výstupním portálu jsou definovány volné okrajové podmínky a na vstupním portálu je nastaveno proudění vzduchu ve směru osy x 0,5 m.s-1. Dále je v tunelové troubě umístěno 6 ventilátorů, z toho dva ve vzdálenosti 110 m, další dva ve vzdálenosti 290 m a poslední dvojice ve vzdálenosti 490 m od portálu tunelové trouby. Každý ventilátor generuje rychlost proudění 5 m.s-1 (při scénáři s nuceným prouděním). Úloha byla počítána jako časově závislá (nestacionární). V simulaci s přirozeným prouděním negenerovaly ventilátory žádné proudění. Výpočetní síť sestává ze 7 591 450 buněk o velikosti (0,2 x 0,2 x 0,2) m. Okolo požáru je numerická síť zjemněna a velikost buňky je (0,1 x 0,1 x 0,1) m.

Obr. 1 Foto STT tunelu Radejčín a jejího pražského portálu

Obr. 3 Geometrie tunelu zadaná do programu FDS (vlevo) a programu Smartfire (vpravo) Požární zkoušky byly modelovány také v programu Smartfire verze 4.1. Požár byl popsán jako objemový zdroj tepla a byl modelován jedním kvádrem představující hoření benzínu s konstantní rychlostí uvolňování tepla jako „simple fire“. Výška kvádru odpovídá výšce plamenů L, jenž jde odhadnout z Heskestadovy korelace [5] s použitím hodnoty předpokládaného výkonu, viz rovnice (1):  2/5

L  0, 23 Q c  1,02 D

Obr. 2 Příčný řez PTT tunelu Radejčín s vyznačením polohy ventilátorů a rozměrů V průběhu požárních zkoušek budou měřeny v definovaných pozicích teploty ovzduší plášťovanými termočlánky typu K, hustoty toku tepla radiometry, koncentrace vybraných zplodin hoření a rychlosti proudění vzduchu pomocí analyzátoru plynů TESTO 350. Zdroj požáru bude snímán termovizní kamerou FLIR ThermaCAMS65.


(1)

Geometrie modelového scénáře byla zadána podle reálného profilu, viz obr. 3 vlevo. Oblast byla vysíťována 497860 buňkami. Úloha byla počítána jako časově závislá (nestacionární) s časovým krokem 5 s, s 50 iteracemi mezi každým časovým krokem a s celkovým počtem časových kroků 240. Pro výpočet byl vybrán „flow model“, „heat transfer“ a „radiation model (six flux)“. Teplota okolního vzduchu byla nastavena 288,15 K. Všechny stěny a strop jsou uvažovány jako vodivé objekty. Na vstupním portálu byla definována rychlost proudění vzduchu ve směru osy x 0,5 m.s-1 (přirozené proudění), nebo 3,5 m.s-1 (nucené proudění). Výsledky jsou reprezentovány v plošných řezech a v jednotlivých bodech. Maximální vypočtené teploty byly vyhodnoceny v místech plánovaného umístění termočlánků (TC1 - TC9) ve výšce 7 m v ose tunelu v těsné blízkosti jeho ostění, viz obr. 4.

5


smČr Ústí nad Labem

smČr Praha

y

[0, 0, 0] x

U požární zkoušky s nuceným prouděním vzduchu (obr. 6) při větší hodnotě rychlosti proudění došlo ke zvýšení maximálních teplot nad zdrojem hoření v blízkosti ostění tunelu. Vyšší maximální teplotu nad hořícím objektem odhadl program FDS (1065 °C) v porovnání s programem Smartfire (556 °C). Hodnoty maximální teploty u ostění ve větší vzdálenosti od tácu s hořícím benzínem jsou velmi podobné výsledkům ze simulací programem FDS i Smartfire požární zkoušky s volným prouděním vzduchu.

Obr. 4 Schematické znázornění požárního objektu a počátku souřadnicového systému Pozn.: TC1 (-10; 0; 7) m

TC6 (10; 0; 7) m

TC2 (-5; 0; 7) m

TC7 (15; 0; 7) m

TC3 (0; 0; 7) m

TC8 (20; 0; 7) m

TC4 (3,5; 0; 7) m

TC9 (30; 0; 7) m

Maximální teplota [°C]

TC5 (5; 0; 7) m 600 500 400 simulace FDS

300 200

simulace Smartfire

100 0

-10 10 30 Vzdálenost od poþátku ohniska [m]

Obr. 7 Příčný řez tunelovou troubou v programu FDS znázorňující teplotní pole ve 401,2 vteřině

Maximální teplota [°C]

Obr. 5 Maximální teploty plynů ve výšce 7 m v ose tunelu při požární zkoušce s přirozeným prouděním vzduchu 0,5 m.s-1 1200 1000 800 600 400 200

simulace FDS simulace Smartfire

0 -10 0 10 20 30 Vzdálenost od poþátku ohniska [m]

Obr. 6 Maximální teploty plynů ve výšce 7 m v ose tunelu při požární zkoušce s nuceným prouděním vzduchu 3,5 m.s-1

Obr. 8 Teplotní řez tunelem v blízkosti hořícího objektu v 600 s v programu Smartfire

Závěr Na výše uvedených obrázcích (obr. 5 a 6) jsou uvedeny maximální teploty plynů v závislosti na vzdálenosti od hořící nádrže s benzínem, které byly monitorovány v ose tunelu v blízkosti ostění. Na obr. 5 jsou uvedeny výsledky pro požární zkoušku s přirozeným prouděním 0,5 m.s-1 a na obr. 6 s nuceným prouděním vzduchu 3,5 m.s-1. Nejvyšší maximální teploty byly vypočteny nad tácem s hořícím benzínem na jeho počátku u obou požárních zkoušek. Při požární zkoušce s přirozeným prouděním vzduchu (obr. 5) vypočetl program FDS nepatrně vyšší hodnotu maximální teploty (553 °C) nad hořícím objektem ve srovnání s programem Smartfire (515 °C). Dále za tácem s benzínem předpovídá program FDS u ostění tunelu ve vzádlenosti 10 m a více nízké hodnoty maximální teploty (36,1 - 62,3) °C, zatímco při simulaci programem Smartfire pozvolna klesají maximální teploty se zvyšující se vzdáleností od požárního objektu a ve vzdálenosti 30 m je maximální teplota 180,6 °C.

6

Programy FDS a Smartfire byly použity pro provedení předpovědí maximálních teplot, které mohou být v blízkosti ostění tunelu dosaženy při plánovaných požárních zkouškách s nuceným a přirozeným proudění vzduchu a na základě těchto výsledků bude navržena ochrana ostění při velkorozměrových zkouškách v STT tunelu Radejčín. Nejvyšší maximální teploty byly vypočteny nad hořícím objektem na jeho počátku a při vyšší rychlosti proudění vzduchu došlo ke zvýšení maximálních teplot nad zdrojem hoření v blízkosti ostění tunelu. Po realizaci velkorozměrových požárních zkoušek budou porovnány naměřené a vypočtené hodnoty sledovaných veličin. Následným laděním výpočtů budou výpočty pomocí SWs Smartfire a FDS validovány s vypracováním závazné metodiky počítačového modelování požáru v tunelu. Metodika bude použita k hodnocení požární bezpečnosti v sousedním tunelu Prackovice.



Použitá literatura [1]

TKP Staveb pozemních komunikací, kap. 24 Tunely. Praha: Ministerstvo dopravy, 2006.

[2]

TKP pro dokumentaci staveb, kap. 7 Tunely, podzemní stavby a galerie. Praha: Ministerstvo dopravy, 2006.

[3]

TP 154 Provoz, správa a údržba tunelů poz. komunikací. Praha: ELTODO IEG a.s., 2009.

[4]

Dvořák, O.: Návrh realizace požárních zkoušek (PZ) v STT Radejčín. Praha: Technický ústav PO, 2012, 15 s.

[5]

Galea, E.R., Patel, M.K.: Principles and Practice of fire modelling: A collection of lecture notes for a short course. The University of Greenwich, 2007.

Publikace z edice SPBI SPEKTRUM EDICE SPBI SPEKTRUM

70.j

Rizika podzemních staveb Karel Klouda

Tato publikace se věnuje oblasti, která získává na prioritě a to podzemním stavbám. Popisuje zásady navrhování a projekci podzemních staveb, včetně významu geotechnického průzkumu. Věnuje pozornost KAREL KLOUDA současným technologickým trendům výstavby. Charakterizuje nejdůležitější typy podzemních staveb, včetně jejich historie, směru vývoje a zajímavosti. Jsou vytipována rizika těchto staveb v rozdělení na rizika RIZIKA PODZEMNÍCH STAVEB spojená s výstavbou, existencí, provozem a s lidským faktorem a ve vztahu k nim. Je vyzdvižen význam Báňské záchranné služby ke snížení rizika propadu a závalu podzemního díla. Druhá část publikace je rozdělena na popis konkrétních experimentů prováděných se záměrem zvýšení některých prvků bezpečnosti u podzemních staveb a na experimenty prokazující možnosti jejich zneužití v kategorii selhání lidského činitele. SDRUŽENÍ POŽÁRNÍHO A BEZPEýNOSTNÍHO INŽENÝRSTVÍ

ISBN 978-80-86111-10-0. Rok vydání 2010.

cena 190 Kč

Požární odolnost stavebních konstrukcí EDICE SPBI SPEKTRUM

71.a

SDRUŽENÍ POŽÁRNÍHO A BEZPEýNOSTNÍHO INŽENÝRSTVÍ

PETR KUýERA TEREZA ýESELSKÁ PAVLÍNA MATEýKOVÁ

POŽÁRNÍ ODOLNOST STAVEBNÍCH KONSTRUKCÍ

Petr Kučera, Tereza Česelská, Pavlína Matečková Součástí řešení požární bezpečnosti každého objektu je navržení takové stavební konstrukce, která by v případě požáru po určitou dobu zabránila jeho šíření a zároveň byla v takové situaci schopna odolávat vznikajícím teplotám, aniž by došlo k jejímu vážnému porušení. Tato publikace by tak chtěla reagovat na požadavky dnešní technické praxe a nabídnout možnost řešit požární odolnost stavebních konstrukcí výpočtem dle evropských návrhových norem Eurokódů. Výhodou zavedených Eurokódů je legalizace případného výpočtového postupu návrhu stavebních konstrukcí na účinky požáru. Hlavním cílem publikace je poskytnout základní orientaci při návrhu požární odolnosti stavebních konstrukcí výpočtem a zpracovat soubor řešených příkladů pro snazší porozumění vysvětlených postupů. + CD se šablonami pro výpočet řešených příkladů z publikace v tabulkovém procesoru Excel. ISBN 978-80-7385-094-4. Rok vydání 2010.

cena 170 Kč

Knihy lze objednat na www.spbi.cz nebo na tel.: 597 322 970


7


Experimentální ověření nebezpečí Li baterií při elektrickém zkratu a proudovém přetížení Experimental Examination of Li Batteries Danger during Electric Short Circuit and Current Supercharge Ing. Hana Buřičová Ing. Libor Ševčík Ing. Petr Michut Ing. Otto Dvořák, Ph.D. MV - GŘ HZS ČR, Technický ústav požární ochrany Písková 42, 143 00 Praha 4 - Modřany [email protected], libor.sevcik@ tupo.izscr.cz petr.michut@ tupo.izscr.cz, otto.dvorak@ tupo.izscr.cz Abstrakt Příspěvek stručně charakterizuje vybrané výsledky experimentálního ověřování nebezpečí požárů spojené se zkratováním a proudovým přetížením lithiových a lithiumiontových baterií. Experimenty byly realizovány v rámci řešení DVÚ č. 1“Hašení požárů Li- baterií“ výzkumného projektu TÚPO č. VF20112015021. Chování Li baterií v průběhu uvedených zkoušek je dokladováno videozáznamem, záznamem teplot na povrchu baterie a monitorováním uvolňujících se plynů. Stručně jsou uvedeny též výsledky zkoumání rozsahu poškození vnitřních částí testovaných baterie pomocí počítačového tomografu a následné vizuální kontroly po mechanickém rozříznutí a odstranění krytu baterie. Klíčová slova Li baterie, elektrický zkrat, proudové přetížení. Abstract This paper briefly describes selected results of experimental verification of a fire danger associated with an electric short circuit and a current supercharge of the lithium and lithium-ion batteries. Experiments were realized in the framework of the PRT (Partial Research Task) No. 1 of the TÚPO´s research project No. VF20112015021. The behaviour of Li- batteries during these tests is documented by the video and a temperature on a surface of the battery and released gases were monitored. There are also mentioned investigation results of a failure range of tested batteries inside parts by the help of the computer tomography and the subsequent visual check after the mechanical slashing and removal of the battery cover. Key words Li batteries, electric short circuit, overcharging Úvod V rámci řešení DVÚ č. 1 výzkumného projektu č. VF20112015021 [1] byly na TÚPO provedeny zkoušky elektrického zkratu a proudového přetížení několika typů Li baterií/akumulátorů. Cílem bylo zmapovat chování Li- baterií při elektrickém zkratu a proudovém přetížení a zjistit schůdný experimentální způsob vedoucí k jejich řízenému zapalování pro další etapu řešení.

jsou kladná a záporná elektroda, elektrolytový systém tvořený elektrolytem (pevným, kapalným nebo gelovým), separátory a obal (nádoba) [2]. Lithiové primární články mají za anodu/zápornou elektrodu kovové Li a za kladnou elektrodu/katodu disulfid železa, nebo fluorid uhlíku, oxid manganičitý, oxid měďnatý nebo Li-thionilchlorid. Li-iontové články neobsahují kovové Li, za katodu (při vybíjení zde probíhá redukční reakce) užívají interkalované sloučeniny s lithiem (směs oxidů Li s dalším kovem) a za anodu (při vybíjení zde probíhá oxidační reakce) uhlík ve směsi s jinými chemikáliemi a za elektrolyt směs esterů. Při nabíjení je tomu opačně. Baterie (alias akumulátorová baterie, akumulátor, baterie sekundárních článků, elektrická baterie) sestává z několika akumulátorových článků, je znovu nabíjitelným chemickým zdrojem elektrické energie: v průběhu nabíjení je schopna přijímat elektrickou energii z vnějšího zdroje a ukládat ji (akumulovat) ve svých elektrodách jako energii chemickou (změnou chemického složení elektrochemicky aktivních složek elektrod). Hlavními funkčními částmi elektrických akumulátorů jsou kladná a záporná elektroda, elektrolytový systém tvořený elektrolytem a separátory a obal (nádoba) akumulátoru včetně proudových vývodů elektrod. Jsou opětovně nabíjitelné. Vzniká paralelním, sériovým nebo kombinovaným (sérioparalelním) zapojením několika článků. Za baterii lze považovat i jeden článek opatřený vývody a etiketou popř. článek v komerčním provedení nebo článek doplněný elektronickým obvodem (časté u Li-Ion akumulátorů). Při sériovém zapojení je jmenovité napětí baterie dáno součtem napětí jednotlivých článků, kapacita takovéto baterie je dána kapacitou článku, který má nejmenší hodnotu této veličiny. Paralelně je možné spojovat pouze články se shodným napětím, výsledná kapacita baterie je dána součtem kapacit jednotlivých článků [2]. TÚPO - Technický ústav požární ochrany, Praha. Velkorozměrové zkoušky zkratování a proudového přetížení Li baterií Elektrický zkrat na krátko Byly zkratovány dva akumulátory o napětí 3,7 V s kapacitami 0,8 a 2,5 Ah, které byly před provedením zkoušky čerstvě nabité. Zkratovací zařízení se skládalo ze svorek pro vložení akumulátoru, zkratovacích měděných kabelů o délce 5 m a zkratovacího spínače. Elektrický odpor zkratovacího vedení na svorkách byl 0,3 Ω. Akumulátory byly postupně umístěny do svorek na zkratovacím zařízení a k testovanému akumulátoru byl připevněn horký konec termočlánku. Ve vzdálenosti cca 5 m byl sepnut zkratovací spínač. Během zkratování byl pořizován záznam teplot termočlánkem, který byl připevněný ke zkratovaným akumulátorům. Oba akumulátory se při zkratování zahřívaly, viz obr. 1. Maximální teplota u akumulátoru s kapacitou 0,8 Ah byla 107,43 °C (v čase 182 s) a u akumulátoru s kapacitou 2,5 Ah byla maximální teplota 47,75 °C (v čase 421 s.). Zkratovací proudy byly vypočteny z odporu zkratovacího vedení a napětí Li-baterií:

Termíny, zkratky

• Baterie 0,8 Ah - U/R = 13,3 A,

Primární el. články jsou chemické zdroje elektrické energie, které mají schopnost nevratně přeměnit při vybíjení chemickou energii na energii elektrickou. Hlavními funkčními částmi primárních článků

• Baterie 2,5 Ah - U/R = 13,3 A.

8

Při zkratování nedošlo k roztržení pláště Li-baterií či k jejich zahoření. Ostrava 4. - 5. září 2013


TELWIN-Dynamic420 v případě akumulátoru z mobilního telefonu BC50 z cell Motorola 750 mAh a akumulátoru z mobilního telefonu Nokia 5110 1200 mAh. V průběhu zkoušky byla měřena teplota na plášti baterie termočlánkem typu K v intervalu 1 s. Při hoření baterií bylo vzorkováno ovzduší do promývačky plynů naplněné 1 mmol vodným roztokem NaOH. Vzorkovací sonda byla umístěna ve vzdálenosti (10 - 20) cm nad baterií (zdrojem kouře). Odebraný roztok byl analyzován pomocí RTG fluorescenční spektroskopie s cílem kvalitativně analyzovat prvek fosfor. V průběhu zkoušek byly klešťovým ampérmetrem KEW 2003A měřeny hodnoty proudu v obvodu.

120

Teplota [°C]

100 80 60 40 20 0 0

100

200

300

400

ýas [s]

Obr. 1 Závislost teploty na čase při zkratování baterie o kapacitě 0,8 Ah Proudové přetížení vedoucí k destrukci zdroje Na proudové přetížení byly testovány čtyři druhy baterií, viz obr. 2 a obr. 3: • baterie 0,8 Ah, • baterie 2,5 Ah, • akumulátor z mobilního telefonu BC50 z cell Motorola 750 mAh, • akumulátor z mobilního telefonu Nokia 5110 1200 mAh, • akumulátor 80 Ah.

Při zkoušce baterie s kapacitou 0,8 Ah sériově zapojené v obvodu se třemi velkokapacitními olověnými akumulátory FIAM LM 420, na kterých byla před zkouškou naměřena hodnota napětí 6,3 V, procházely testovanou baterií proudy až 20 A, poté došlo k jejímu odpojení vlastním ochranným obvodem baterie. Z tohoto důvodu nedošlo k výbuchu a následnému hoření baterie. Při zkoušce docházelo pouze k zahřívání. Maximální teplota pláště baterie o kapacitě 0,8 Ah byla 91,5 °C. Baterie o kapacitě 2,5 Ah obsahovala ve své konstrukci také ochranný obvod, který se nepodařilo odstranit, a z tohoto důvodu nebyla dále testována. Akumulátor z mobilního telefonu BC50 z cell Motorola 750 mAh byl proudově přebíjen pomocí autostartéru s nastavenou hodnotou napětí 12 V. Z akumulátoru byly odstraněny ochranné obvody. Při zkoušce jím procházel proud až 17 A. Akumulátor se postupně zahříval a při teplotě 145 °C došlo k výbuchu a okamžitému prudkému vývoji velkého množství šedivého dýmu. Ovzduší nad baterií bylo vzorkováno výše popsaným způsobem, výsledky jsou uvedeny v tab. 1. Na obr. 4 vpravo je vidět akumulátor po zkoušce přebíjení. Tab. 1 Prvkové složení ovzduší vzorkovaného při hoření akumulátoru BC50 Prvek

Koncentrace [ppm]

Si

546

Na

< 0,10 %

Mg

86,2

I

84,1

Te

59,0

P

4,0

Obr. 2 Testované baterie

Obr. 4 Připojený akumulátor těsně před zkouškou (vlevo), akumulátor po zkoušce (vpravo)

Obr. 3 Testovaný akumulátor 80 Ah (vlevo) a testovaný akumulátor se třemi termočlánky a sondou pro analýzu spalin (vpravo) Při zkouškách přebíjení byly baterie zapojeny sériově do obvodu přes svorky a měděné kabely o délce 5 m a průřezu 4 mm2, reostat a tři velkokapacitní olověné akumulátory FIAM LM 420 (420 Ah, nominální 2 V) v případě baterií 0,8 a 2,5 Ah nebo autostartér Ostrava 4. - 5. září 2013

Dále byl proudově přetížen akumulátor z mobilního telefonu Nokia 5110 1200 mAh. Hodnota napětí na autostartéru byla nastavena na 12 V. V průběhu zkoušky však došlo k rozpojení obvodu vlivem tepelného pnutí baterie. Při opětovném zapojení byla při dalším měření použita hodnota napětí na autostartéru 24 V. Baterie se postupně zahřívala až na teplotu 108 °C, kdy došlo k výbuchu na straně kladné elektrody a k okamžitému prudkému uvolňování velkého množství šedivého dýmu a následnému plamennému hoření akumulátoru, viz obr. 5. Ovzduší nad akumulátorem bylo vzorkováno a výsledky jsou uvedeny v tab. 2. Baterií protékal maximální proud 5,5 A. 9

I (A)


350 300 250 200 150 100 50 0 0

20

40

60

ýas [s] Obr. 5 Akumulátor v průběhu zkoušky (vlevo) a po zkoušce (vpravo)

Obr. 7 Průběh proudu při proudovém přebíjení akumulátoru

Tab. 2 Prvkové složení ovzduší vzorkovaného při hoření akumulátoru z mobilního telefonu Nokia 5110

40 U (V)

30

Prvek

Koncentrace [ppm]

Na

< 0,10 %

10

Si

73,0

0

Mg

65,4

I

59,0

Te

44,5

P

4,6

Akumulátor o kapacitě 80 Ah byl při zkoušce přebíjení zapojen měděnými kabely o průřezu 25 mm2 do obvodu s bočníkem o rozsahu 150 A/150 mV a autostartérem TELWIN-Dynamic 420. Při zkoušce byla měřena teplota na plášti akumulátoru termočlánkem typu K. Termočlánkovým kompenzačním vedením o délce 10 m byl termočlánek propojen s měřící ústřednou a PC zajištujícím kontinuální sběr dat. V průběhu zkoušek bylo též měřeno napětí na akumulátoru a proud procházející akumulátorem. Při hoření akumulátoru bylo vzorkováno ovzduší analyzátorem plynu TESTO 350 ve vzorkovacím bodě umístěném 30 cm nad akumulátorem. Protože hodnota napětí 12 V na autostartéru nebyla dostatečná k přebití akumulátoru, byla použita hodnota 24 V. Téměř okamžitě po zapojení obvodu se začal z akumulátoru slabě uvolňovat šedý dým, který postupně nabýval na intenzitě. Do půl minuty začal akumulátor hořet na jedné straně po dobu cca 20 s jasně žlutým plamenem, viz obr. 6 vlevo, plamen se však uhasil v momentě, kdy došlo k prohoření pláště akumulátoru a uvolňování dýmu. Napětí na akumulátoru kleslo na hodnotu přibližně 5 V a proud začal růst na hodnotu přibližně 250 A, viz obr. 7 a obr. 8. Maximální naměřené hodnoty toxikantů v průběhu zkoušky (cca 3 min po krátkodobém vznícení akumulátoru) byly pro CO 39 ppm a pro CO2 0,11 obj. %.

20

0

20

40

60

ýas [s]

Obr. 8 Průběh napětí na akumulátoru

Praktické ověření konstrukce uvnitř akumulátoru před a po proudovém přetížení Na obr. 9 jsou snímky akumulátoru o kapacitě 80 Ah pořízené počítačovou tomografií, přístrojem firmy Siemens, typ Somatomdefinition A.S. před proudovým přebíjením. Cílem pořízení snímků počítačové tomografie akumulátoru bylo také zjištění, zda je možné tímto způsobem detekovat vnitřní poškození akumulátoru pro potřeby zjišťování příčin vzniku požárů. Ukázalo se však, že pořízení snímků počítačovou tomografií nemůže nahradit mechanické rozebrání akumulátoru a následnou vizuální prohlídku.

Obr. 9 CT snímek akumulátoru o kapacitě 80 Ah z boku - příčný svislý řez (vlevo), detail horní části akumulátoru z boku - příčný vodorovný řez horní částí (vpravo nahoře) a příčný vodorovný řez vnitřní částí akumulátoru (vpravo dole)

Obr. 6 Fotografie akumulátoru v průběhu zkoušky (vlevo), detail prohořelého boku akumulátoru po zkoušce (vpravo)

10

Za účelem ověření změn ve vnitřní konstrukci akumulátoru v důsledku proudového přebíjení byla schránka akumulátoru rozříznuta laserem a následně pilkou. Otevřený akumulátor je na obr. 10. Při otevírání akumulátoru byly patrné jednotlivé ochranné obaly. Po odstranění plastové schránky následoval igelitový obal, pod nímž byl obal z hliníkové fólie. Pod hliníkovou fólií se nacházel další polymerní obal. Pod tímto obalem se nacházely jednotlivé elektrody proložené mikroporézní membránou. Byly pořízeny fotografie ukazující místo zkratu, viz obr. 10. Je patrné, že v místě zkratu byla zasažena velká plocha elektrod a směrem od tohoto místa ke schránce akumulátoru se plocha zasažená zkratem na elektrodách zmenšovala. Po otevření testovaného akumulátoru Ostrava 4. - 5. září 2013


se aktivní hmota na katodě nevznítila, neuvolňoval se dým ani nebyla aktivní hmota zasažena elektrolytem a rozpouštědlem.

Při elektrickém zkratu se baterie pouze nadměrně zahřívaly. Při proudovém přetížení u baterií, ze kterých byl odstraněn ochranný obvod, došlo k výbuchu na straně kladné elektrody a následnému plamennému hoření baterie. Při proudovém přebíjení akumulátoru došlo k uvolňování dýmu a krátkodobému zahoření na prohořelém boku akumulátoru. Bude pokračováno s experimentem chování Li- baterie při nadměrném vnějším tepelném zahřátí. Literatura [1]

Dvořák, O. a kol.: Dílčí výzkumná zpráva s výsledky řešení v roce 2012 výzkumného projektu č. VF20112015021 „Hašení požáru Li baterií/akumulátoru“, Praha: Technický ústav požární ochrany, 2013, s. 56.

[2]

Http://cs.wikipedia.org/wiki/Elektrick%C3%A1_baterie.

Obr. 10 Rozebraný akumulátor o kapacitě 80 Ah po zkoušce přebíjení, známky zkratu na elektrodách označené šipkami Závěr V článku je uveden výsledek experimentálního ověření chování Li baterií při elektrickém zkratu a proudovém přetížení.


61.

Průvodce sdílením tepla pro požární specialisty Zdeněk Kadlec

Publikace je zpracována tak, aby při cenové dostupnosti a jednoduchosti splňovala základní požadavky na praktická řešení úloh ze sdílení tepla. Je především určena požárním specialistům se středoškolským ZDENċK KADLEC a vysokoškolským vzděláním. Při preventivních kontrolách stávajících objektů a schvalování nových PRģVODCE SDÍLENÍM TEPLA projektů musí specialista identifikovat a předvídat možné zdroje vzniku požáru, výbuchu a jiných havárií, PRO POŽÁRNÍ SPECIALISTY které mohou požár nebo výbuch způsobit. Při expertizách umožňuje správná aplikace poznatků ze sdílení tepla i teoretické zdůvodnění a návrh opatření, která výrazně snižují riziko jejich vzniku. Publikace je řešena formou příručky, kde každá kapitola obsahuje: stručný přehled vzorců, zákonů, schémat a diagramů, - krátký teoretický úvod, - vyřešené příklady, které jsou pro danou problematiku typické a - nevyřešené příklady. V příloze jsou uvedeny tabulky nejdůležitějších fyzikálních vlastností běžných pevných látek, plynů a vodní páry. SDRUŽENÍ POŽÁRNÍHO A BEZPEýNOSTNÍHO INŽENÝRSTVÍ

s2

H

d2

d1

h L=s1

ISBN 978-80-7385-061-6. Rok vydání 2009.

cena 105 Kč

Knihu lze objednat na www.spbi.cz nebo na tel.: 597 322 970


11


Porovnanie sorbentov ECO DRY PLUS, LITE DRI a VAPEX pri likvidácií motorového oleja z pôdy Comparison Sorbents ECO DRY PLUS, LITE DRI and VAPEX on Liquidation Engine Oil from Soil Ing. Iveta Coneva, Ph.D. Žilinská univerzita v Žiline, Fakulta špeciálneho inžinierstva ul. 1. mája 32, 010 26 Žilina, Slovenská republika [email protected] Abstrakt Pri dopravných nehodách na cestných komunikáciách pomerne často dochádza k neželateľným únikom nebezpečných, najmä ropných látok do pôdy. Jednotky Hasičského a záchranného zboru využívajú na likvidáciu únikov nebezpečných látok sorbenty. Na základe praxe vznikla potreba porovnania účinnosti vybraných sypkých sorbentov a to konkrétne ECO DRY PLUS, LITE DRI a VAPEX pri likvidácií úniku motorového oleja do pôdy v závislosti od rôznych faktorov, najmä od času a druhu vzorky zeminy. Kľúčové slová Sorbenty, ECO DRY PLUS, LITE DRI, VAPEX, nebezpečná látka, motorový olej, pôda. Abstract In traffic accidents on roads quite often leads to undesirable leakage of dangerous, especially hydrocarbons in soil. Units Fire and Rescue Service used for spills of hazardous substances sorbents. Based on experience was a need compare the efficacy of selected bulk sorbents namely ECO PLUS DRY, LITE DRI and VAPEX at liquidation engine oil leak into the soil, depending on various factors, in particular the time and type of soil samples. Key words Sorbents, ECO DRY PLUS, LITE DRI, VAPEX, dangerous substance, engine oil, soil. Úvod Dopravné nehody ako závažné havárie sú často sprevádzané neželateľnými únikmi prevádzkových kvapalín a pohonných hmôt. Medzi prevádzkovými kvapalinami najčastejšie dochádza k úniku motorového oleja. Na lokalizáciu a likvidáciu prevádzkových kvapalín a pohonných hmôt Jednotky Hasičského a záchranného zboru SR používajú rôzne sypké sorbenty [1 - 9]. Na základe skúmania a modelovania neželateľných únikov prevádzkových kvapalín a pohonných hmôt do pôdy s následnou aplikáciou sypkého sorbentu v závislosti od časového faktora, druhu vzorky pôdy a taktiež druhu a množstva sorbentu, je možné správne určiť, vybrať a použiť najvhodnejší typ sorbentu vzhľadom na daný typ kontaminantu. Ako kontaminant bol vybratý použitý motorový olej (z osobných automobilov). Pri experimente sa aplikovali nasledovné sypké sorbenty: ECO DRY PLUS, LITE DRI a VAPEX [10 - 12]. Pôdny typ všetkých použitých vzoriek bol kambizem a to konkrétne dva druhy vzoriek pôdy: trávnatá a orná. Cieľom výskumu bolo experimentálne skúmanie, porovnanie a vyhodnotenie priebehu kontaminácie (prienikov) motorového oleja do vzoriek pôdy s následnou dekontamináciou - aplikáciou troch druhov sorbentov. Na dosiahnutie cieľa bolo nutné splniť nasledovné čiastkové ciele [2, 3, 5, 12 - 15]: - Charakterizovať priebeh vsakovania motorového oleja do pôdy v závislosti od času, druhu pôdy (orná/trávnatá) a podľa charakteru povrchu vzorky výseku pôdy (množstvo trávy). 12

- Stanoviť množstvo aplikovaného sorbentu v závislosti od času aplikácie sorbentu po aplikácií oleja na vzorke pôdy. - Zhodnotiť relevantnosť aplikácie sorbentu na vzorku po uplynutí určeného časového intervalu. - Skúmať priebeh sorpcie oleja sorbentom na povrchu vzorky, výseku pôdy. - Zhodnotiť adekvátnosť nasadenia skúmaných sorbentov pre sorpciu-desorpciu na pôdnom povrchu. 1. Porovnanie množstva aplikovaných sorbentov na kontaminovaných vzorkách pôdy Na základe experimentálnych údajov množstvo aplikovaného anorganického sorbentu ECO DRY PLUS v čase expozície 1minúta na vzorkách ornej pôdy kontaminovanej motorovým olejom sa pohybovalo od 43,39 g do 69,71 g, čo predstavuje priemer 53,20 g daného sorbenta (obr. 1). Množstvo rovnakého sorbenta na vzorkách trávnatej pôdy za rovnakých podmienok sa pohybovalo od 20,80 g do 45,50 g, čo predstavuje priemer 35,80 g daného sorbenta (obr. 1). Na základe experimentálnych údajov množstvo aplikovaného organického sorbentu (drviny) LITE DRI v čase expozície 1minúta na vzorkách ornej pôdy kontaminovanej motorovým olejom sa pohybovalo od 20,00 g do 34,50 g, čo predstavuje priemer 25,80 g daného sorbenta (obr. 1). Množstvo rovnakého sorbenta na vzorkách trávnatej pôdy za rovnakých podmienok sa pohybovalo od 3,90 g do 14,80 g, čo predstavuje priemer 9,28 g daného sorbenta (obr. 1) [2, 12 - 15]. Na základe experimentálnych údajov množstvo aplikovaného anorganického (prašného) sorbentu VAPEX v čase expozície 1 minúta na vzorkách ornej pôdy kontaminovanej motorovým olejom sa pohybovalo od 6,90 g do 7,50 g, čo predstavuje priemer 7,10 g daného sorbenta (obr. 1). Množstvo rovnakého sorbenta na vzorkách trávnatej pôdy za rovnakých podmienok sa pohybovalo od 3,50 g do 6,35 g, čo predstavuje priemer 5,30 g daného sorbenta (obr. 1) [2, 11, 13 - 15].

Obr. 1 Graf porovnania množstva aplikovaných sorbentov po 1. minúte expozície motorového oleja [2, 12 - 15] Na základe experimentálnych údajov množstvo aplikovaného anorganického sorbentu ECO DRY PLUS v čase expozície 15 minút na vzorkách ornej pôdy kontaminovanej motorovým olejom sa pohybovalo od 6,20 g do 39,90 g, čo predstavuje priemer 14,30 g daného sorbenta (obr. 2). Množstvo rovnakého sorbenta na vzorkách trávnatej pôdy za rovnakých podmienok sa pohybovalo od 7,50 g do 12,00 g, čo predstavuje priemer 11,50 g daného sorbenta (obr. 2) [2, 12, 14, 15]. Na základe experimentálnych údajov množstvo aplikovaného organického



sorbentu (drviny) LITE DRI v čase expozície 15 minút na vzorkách ornej pôdy kontaminovanej motorovým olejom sa pohybovalo od 3,00 g do 5,80 g, čo predstavuje priemer 4,40 g daného sorbenta (obr. 2). Množstvo rovnakého sorbenta na vzorkách trávnatej pôdy za rovnakých podmienok sa pohybovalo od 3,00 g do 4,00 g, čo predstavuje priemer 3,50 g daného sorbenta (obr. 2) [2, 12, 13, 15]. Na základe experimentálnych údajov množstvo aplikovaného anorganického (prašného) sorbentu VAPEX v čase expozície 15 minút na vzorkách ornej pôdy kontaminovanej motorovým olejom sa pohybovalo od 0,50 g do 0,80 g, čo predstavuje priemer 0,63 g daného sorbenta (obr. 2). Množstvo rovnakého sorbenta na vzorkách trávnatej pôdy za rovnakých podmienok sa pohybovalo od 1,00 g do 3,00 g, čo predstavuje priemer 1,68 g daného sorbenta (obr. 2) [2, 12, 14, 15].

Z experimentálnych údajov (obr. 1, 2, 3) vyplýva, že pri kontaminácii olejom ornej pôdy je nutné použiť väčšie množstvo sorbentov, ako pri kontaminácii trávnatej pôdy. Potvrdzujú to údaje namerané pri aplikácií všetkých troch sorbentov a pri všetkých skúmaných časoch expozície, iba pri aplikácii VAPEXU po 30. minútach od aplikovania oleja sa použilo viac sorbentu na trávnatú pôdu ako na ornú. Na porovnanie sa využili údaje o priemerných množstvách aplikovaných sorbentov, čím sa zabránilo skresleniu údajov v dôsledku niektorých značných odchýlok nameraných hodnôt. V grafoch na obr. 1, 2 a 3 sú pozorované rozdiely medzi množstvami aplikovaných sorbentov na vzorkách ornej a trávnatej pôde po 1. minúte a po 15. a taktiež po 30. minútach kontaminácie motorovým olejom. Rozdiely sú spôsobený trávou na povrchu, ktorá má schopnosť naviazať na seba viacej motorového oleja a tým pravdepodobne dochádza k tzv. zvyšovaniu sorpčnej schopnosti pôdy [2, 12 - 15]. 2. Porovnanie časov sorpcie motorového oleja aplikovanými sorbentami na kontaminovaných vzorkách pôdy

Obr. 2 Graf porovnania množstva aplikovaných sorbentov po 15. minútach expozície motorového oleja [2, 12 - 15] Na základe experimentálnych údajov množstvo aplikovaného anorganického sorbentu ECO DRY PLUS v čase expozície 30 minút na vzorkách ornej pôdy kontaminovanej motorovým olejom sa pohybovalo od 6,00 g do 6,70 g, čo predstavuje priemer 6,37 g daného sorbenta (obr. 3). Množstvo rovnakého sorbenta na vzorkách trávnatej pôdy za rovnakých podmienok sa pohybovalo od 3,50 g do 6,00 g, čo predstavuje priemer 4,50 g daného sorbenta (obr. 3) [2, 12, 15]. Na základe experimentálnych údajov množstvo aplikovaného organického sorbentu (drviny) LITE DRI v čase expozície 30 minút na vzorkách ornej pôdy kontaminovanej motorovým olejom sa pohybovalo od 2,00 g do 6,00 g, čo predstavuje priemer 3,50 g daného sorbenta (obr. 3). Množstvo rovnakého sorbenta na vzorkách trávnatej pôdy za rovnakých podmienok sa pohybovalo od 2,00 g do 2,90 g, čo predstavuje priemer 2,40 g daného sorbenta (obr. 3) [2, 12, 13, 5]. Na základe experimentálnych údajov množstvo aplikovaného anorganického (prašného) sorbentu VAPEX v čase expozície 30 minút na vzorkách ornej pôdy kontaminovanej motorovým olejom sa pohybovalo od 0,50 g do 1,00 g, čo predstavuje priemer 0,75 g daného sorbenta (obr. 3). Množstvo rovnakého sorbenta na vzorkách trávnatej pôdy za rovnakých podmienok sa pohybovalo od 1,00 g do 1,10 g, čo predstavuje priemer 1,05 g daného sorbenta (obr. 3) [2, 12, 14, 15].

Obr. 3 Graf porovnania množstva aplikovaných sorbentov po 30. minútach expozície motorového oleja [2, 12, 14, 15]


Na základe experimentálnych údajov časy sorpcie (rýchlosť aplikácie sorbentu v minútach) motorového oleja (naviazania motorového oleja na sorbent) na sorbent ECO DRY PLUS, v čase expozície 1minúta na vzorkách ornej pôdy kontaminovanej motorovým olejom, sa pohybovali od 4,00 min. do 7,00 min., čo predstavuje priemer 5,40 min. Časy sorpcie rovnakého sorbenta, v čase expozície 15 minút na vzorkách ornej pôdy kontaminovanej motorovým olejom, sa pohybovali od 2,00 min. do 4,40 min., čo predstavuje priemer 2,80 min. Časy sorpcie rovnakého sorbenta, v čase expozície 30 minút na vzorkách ornej pôdy kontaminovanej motorovým olejom, sa pohybovali od 1,00 min. do 1,60 min., čo predstavuje priemer 1,30 min. Celkový priemer časov sorpcie motorového oleja na sorbent ECO DRY PLUS na vzorkách ornej pôdy predstavuje 3,45 min. (obr. 4). Časy sorpcie rovnakého sorbenta, v čase expozície 1minúta na vzorkách trávnatej pôdy kontaminovanej motorovým olejom, sa pohybovali od 1,50 min. do 4,00 min., čo predstavuje priemer 3,10 min. Časy sorpcie rovnakého sorbenta, v čase expozície 15minút sa pohybovali od 1,00 min. do 1,50 min., čo predstavuje priemer 1,140 min. Časy sorpcie rovnakého sorbenta, v čase expozície 30 minút sa pohybovali od 0,50 min. do 2,00 min., čo predstavuje priemer 1,00 min. Celkový priemer časov sorpcie motorového oleja na sorbent ECO DRY PLUS na vzorkách trávnatej pôdy predstavuje 1,85 min. (obr. 4) [2, 12, 15]. Na základe experimentálnych údajov časy sorpcie motorového oleja na sorbent LITE DRI, v čase expozície 1minúta na vzorkách ornej pôdy kontaminovanej motorovým olejom, sa pohybovali od 3,00 min. do 6,00 min., čo predstavuje priemer 4,20 min. Časy sorpcie rovnakého sorbenta, v čase expozície 15 minút na vzorkách ornej pôdy kontaminovanej motorovým olejom, sa pohybovali od 0,50 min. do 1,00 min., čo predstavuje priemer 0,90 min. Časy sorpcie rovnakého sorbenta, v čase expozície 30 minút na vzorkách ornej pôdy kontaminovanej motorovým olejom, sa pohybovali od 0,50 min. do 1,00 min., čo predstavuje priemer 0,83 min. Celkový priemer časov sorpcie motorového oleja na sorbent LITE DRI na vzorkách ornej pôdy predstavuje 2,15 min. (obr. 4). Časy sorpcie rovnakého sorbenta, v čase expozície 1minúta na vzorkách trávnatej pôdy kontaminovanej motorovým olejom, sa pohybovali od 1,50 min. do 2,00 min., čo predstavuje priemer 1,68 min. Časy sorpcie rovnakého sorbenta, v čase expozície 15 minút sa pohybovali od 0,50 min. do 1,00 min., čo predstavuje priemer 0,72 min. Časy sorpcie rovnakého sorbenta, v čase expozície 30 minút sa pohybovali od 0,50 min. do 0,50 min., čo predstavuje priemer 0,50 min. Celkový priemer časov sorpcie motorového oleja na sorbent LITE DRI na vzorkách trávnatej pôdy predstavuje 1,04 min. (obr. 4) [2, 12, 13, 15]. Na základe experimentálnych údajov časy sorpcie motorového oleja na sorbent VAPEX, v čase expozície 1minúta na vzorkách ornej pôdy kontaminovanej 13


motorovým olejom, sa pohybovali od 7,00 min. do 8,00 min., čo predstavuje priemer 7,60 min. Časy sorpcie rovnakého sorbenta, v čase expozície 15 minút na vzorkách ornej pôdy kontaminovanej motorovým olejom, sa pohybovali od 1,00 min. do 4,00 min., čo predstavuje priemer 2,20 min. Časy sorpcie rovnakého sorbenta, v čase expozície 30 minút na vzorkách ornej pôdy kontaminovanej motorovým olejom, sa pohybovali od 1,00 min. do 1,00 min., čo predstavuje priemer 1,00 min. Celkový priemer časov sorpcie motorového oleja na sorbent VAPEX na vzorkách ornej pôdy predstavuje 4,25 min. (obr. 4). Časy sorpcie rovnakého sorbenta, v čase expozície 1minúta na vzorkách trávnatej pôdy kontaminovanej motorovým olejom, sa pohybovali od 1,00 min. do 2,00 min., čo predstavuje priemer 1,60 min. Časy sorpcie rovnakého sorbenta, v čase expozície 15 minút sa pohybovali od 1,00 min. do 1,50 min., čo predstavuje priemer 1,18 min. Časy sorpcie rovnakého sorbenta, v čase expozície 30 minút sa pohybovali od 0,50 min. do 1,00 min., čo predstavuje priemer 0,75 min. Celkový priemer časov sorpcie motorového oleja na sorbent VAPEX na vzorkách trávnatej pôdy predstavuje 1,28 min. (obr. 4) [2, 12 - 15].

Obr. 4 Graf porovnania priemerných časov sorpcie skúmanými sorbentami pri kontaminácii vzoriek ornej a trávnatej pôdy [2, 12 - 15] Experimentálne sa zistilo, že čas za ktorý došlo k nasýteniu sorbenta, alebo k naviazaniu všetkého motorového oleja bol dlhší pri sorpcii na vzorkách ornej pôdy ako pri sorpcii na vzorkách trávnatej pôdy. Porovnávané boli priemerné hodnoty časov sorpcie v minútach. Okrem druhu pôdy na čas sorpcie vplýva aj dĺžka expozície motorového oleja na vzorke pôdy. Jedným z faktorov, ktoré vplývajú na rýchlosť vsakovania motorového oleja do pôdy, je kvalita (napr. vlhkosť pôdy, porast na jej povrchu a iné parametre) vzorky pôdy, postup aplikácie motorového oleja ale aj sorbentu na vzorku (napr. rýchlosť vylievania, sypania a premiešavania sorbentu, čo bolo vykonávané manuálne), to všetko môže ovplyvňovať namerané údaje, podieľať sa na vzniku odchýliek a čiastočne skresliť výsledky [2, 12 - 15]. 3. Porovnanie priebehu sorpcie jednotlivých sorbentov na kontaminovaných vzorkách pôdy a ich význam pri lokalizácií, likvidácii únikov kontaminantu do pôdy Na základe experimentálneho skúmania bolo zistené, že nasadenie sorbentu pri úniku kontaminantu (motorového oleja) do pôdy má svoje opodstatnenie, je však nutné správne vyhodnotiť reálnu situáciu. Ak sa súvislá vrstva motorového oleja nachádza na povrchu zeminy, je potrebné čo najrýchlejšie aplikovať na kontaminant sorbent. Čas dojazdu jednotiek HaZZ SR a začiatok lokalizácie a následnej likvidácie kontaminantu zohráva jednu z kľúčových úloh pri predchádzaní vzniku ekologických následkov. Kontaminant môže vsiaknuť úplne do pôdy, ale môžu nastať aj situácie, pri ktorých nedôjde k úplnému nasiaknutiu oleja pôdou. Takéto situácie môžu nastať pri veľkom objeme kontaminantu, pri kontinuálnom úniku kvapaliny z automobilu, pri zamrznutej pôde alebo môže ostať motorový olej zachytený v prirodzených priehlbinách, čím sa zamedzí rozširovaniu kaluže a spomalí sa tak vsakovanie motorového oleja do pôdy [1 - 4, 6 - 9]. Včasná aplikácia sorbentu spôsobí, že môže dôjsť ku kontaminácii iba vrchnej časti pôdy a zníži sa tým pravdepodobnosť kontaminácie 14

spodných vôd. Rozhodujúcim faktorom je aj vlhkosť pôdy. Na základe pozorovania sa zistilo, že vlhké vzorky (vzorky pôdy zobraté po daždi) pomalšie absorbovali motorový olej, ale prenikal hlbšie do pôdy, pretože pôda už bola čiastočne nasýtená vodou.

Obr. 5 a 6 Rezy kontaminovaných vzoriek ornej a trávnatej pôdy motorovým olejom po aplikovaní sorbentu ECO DRY PLUS® po jednej minúte [2, 12, 15]

Obr. 7 a 8 Rezy kontaminovaných vzoriek ornej a trávnatej pôdy motorovým olejom po aplikovaní sorbentu LITE DRI po jednej minúte [2, 12, 13, 15]

Obr. 9 a 10 Rezy kontaminovaných vzoriek ornej a trávnatej pôdy motorovým olejom po aplikovaní sorbentu VAPEX po jednej minúte [2, 12, 14, 15] Suché vzorky absorbovali motorový olej rýchlejšie, ale sorpcia (priesak) nebol do takej hĺbky, taký intenzívny ako u mokrých vzoriek. Na obr. 5, 7 a 9 sú zachytené rezy vzoriek ornej pôdy so zmesou motorového oleja a jednotlivých sorbentov. Na obr. 6, 8, a 10 sú zachytené rezy vzoriek trávnatej pôdy so zmesou motorového oleja a jednotlivých sorbentov ECO DRY PLUS®, LITE DRI a VAPEX [2, 10 - 15]. Stanovenie optimálneho množstva sorbentu použitého pri odstraňovaní motorového oleja z pôdy sa stanovuje rozdielne ako u tvrdého povrchu, akým je napríklad vozovka. Rozdiel je v tom, že na vozovke vzniká kaluž kontaminantu, ktorá minimálne vsakuje do vozovky, dokonca často steká po okrajoch vozovky do pôdy. Pri úniku kontaminantu na povrch pôdy následne dochádza k prieniku oleja do pôdy a jej kontaminácií. Pri kontaminácii vrstvy pôdy sa počíta s jej odstránením, nakoľko takáto pôda stráca svoje poľnohospodárske vlastnosti. Pri aplikácií vhodného sorbenta stačí použiť množstvo, ktoré zabráni rozširovanie kaluže kontaminantu (dochádza k lokalizácií), prenikanie motorového oleja do pôdy (sorpciu) a zamedzenie rozlievania motorového oleja pri jeho odstraňovaní spolu s pôdou (lokalizácia a likvidácia) a preto nemusí dôjsť k úplnej sorpcii motorového oleja sorbentom.



4. Porovnanie aplikovaných jednotlivých sorbentov na kontaminovaných vzorkách pôdy

Tab. 2 Podiel z celkového množstva sorbentu stanoveného sorpčnou kapacitou na vzorkách trávnatej pôdy [2, 12 - 15]

Jednotlivé skúmané vzorky pôdy neboli úplne identické, mali rozdielny tvar, vlhkosť, množstvo porastu a hustotu koreňového systému, preto bolo obtiažne vytvoriť rovnaké podmienky pre skúmané sorbenty. Sorbenty majú rozdielne sorpčné kapacity, čo malo vplyv na objektivitu výsledkov. Na základe skúmania, porovnania a vyhodnotenia nameraných údajov boli získané nasledovné výsledky [2, 10, 11, 12, 15]. Na grafe (obr. 11) sú znázornené porovnania percentuálnych podielov množstva aplikovaných jednotlivých sorbentov na kontaminovaných motorovým olejom vzorkách ornej pôdy. V 1. minúte bolo potrebné aplikovať najviac sorbentu LITE DRI, keď v priemere bolo potrebné aplikovať dokonca o 20 % viac sorbentu, ako bolo množstvo stanovené sorpčnou kapacitou podľa výrobcu. Sorbentu ECO DRY PLUS® bolo použitého priemerne 92 % a VAPEXU len 14 % (tab. 1, obr. 11) [2, 12 - 15]. Po 15. minútach expozície na vzorkách ornej pôdy bol vyhodnotený ako najlepší sorbent opäť VAPEX, keď bolo potrebné použiť iba 4 % sorbentu. Sorbentu LITE DRI bolo aplikovaných 19 % z celkového množstva a sorbentu ECO DRY PLUS® najviac 25 % (tab. 1, obr. 11) [2, 12 - 15]. Po 30. minútach minútach expozície na vzorkách ornej pôdy bol vyhodnotený ako najlepší sorbent VAPEX, keď bolo potrebné použiť iba 1 % sorbentu. Sorbentu LITE DRI bolo aplikovaných najviac 15 % z celkového množstva a sorbentu ECO DRY PLUS® 11 % (tab. 1, obr. 11) [2, 12 - 15]. Tab. 1 Podiel z celkového množstva sorbentu stanoveného sorpčnou kapacitou na vzorkách ornej pôdy [2, 12 - 15] Doba expozície mot. oleja [min]

ECO DRY PLUS

LITE DRI

VAPEX

1

92

110

14

15

25

19

4

30

11

15

1

Podiel z celkového množstva [%]

Podiel z celkového množstva [%]

Doba expozície mot. oleja [min]

ECO DRY PLUS

LITE DRI

VAPEX

1

62

40

10

15

20

15

3

30

9

10

2

Obr. 12 Graf porovnania percentuálneho podielu množstva aplikovaných sorbentov z množstiev sorbentov predpísaných sorpčnou kapacitou pri aplikovaní na trávnatej pôde [2, 12 - 15] Z predchádzajúceho porovnania vyplýva, že najvhodnejším sorbentom pre aplikáciu na ornej a trávnatej pôde je VAPEX. Z výsledkov porovnania sorbentov ECO DRY PLUS® a LITE DRI pri sorpcii a manipulácii s nimi vyplýva, že sorbent LITE DRI je vhodnejší pre aplikáciu na trávnatom povrchu ako ECO DRY PLUS®. Pri kontaminácii ornej pôdy dosiahol lepšie výsledky sorbent ECO DRY PLUS®. Pre potvrdenie daných záverov, by bolo vhodné opakovať experimentálne skúmanie na väčšom počte vzoriek. Pre výber vhodného sorbentu je nutné zohľadniť nasledujúce kritéria [2, 10 - 12]: • Vlastnosti sorbentu: ako je sorpčná kapacita, prašnosť, zrnitosť, objem a iné. • Kontaminant: treba zohľadniť, či je kontaminant ropný produkt, žieravá látka, hydrofóbna alebo hydrofilná a pod. • Kontaminovaný priestor: exteriér/interiér, povrch (vozovka, pôda, voda). • Cena: mala by mať najmenší vplyv na výber vhodného sorbentu. • Vplyv na životné prostredie.

Obr. 11 Graf porovnania percentuálneho podielu množstva aplikovaných sorbentov z množstiev sorbentov predpísaných sorpčnou kapacitou pri aplikovaní na ornej pôde [2, 12 - 15] Na grafe (obr. 12) sú znázornené porovnania percentuálnych podielov množstva aplikovaných jednotlivých sorbentov na kontaminovaných motorovým olejom vzorkách trávnatej pôdy. V 1. minúte bolo potrebné aplikovať najviac sorbentu ECO DRY PLUS takmer 62 % z celkového množstva, sorbentu LITE DRI bolo použitého priemerne 40 % a VAPEXU len 10 % (tab. 2, obr. 12) [2, 12 - 15]. Po 15. minútach expozície na vzorkách trávnatej pôdy bol vyhodnotený ako najlepší sorbent VAPEX, keď bolo potrebné použiť iba 3 % sorbentu. Sorbentu LITE DRI bolo aplikovaných 15 % z celkového množstva a sorbentu ECO DRY PLUS® najviac 20 % (tab. 2, obr. 12) [2, 12 - 15]. Po 30. minútach minútach expozície na vzorkách trávnatej pôdy bol vyhodnotený ako najlepší sorbent VAPEX, keď bolo potrebné použiť iba 2 % sorbentu. Sorbentu LITE DRI bolo aplikovaných najviac 10 % z celkového množstva a sorbentu ECO DRY PLUS® 9 % (tab. 2, obr. 12) [2, 12 - 15].


Na základe praxe, v súčasnej dobe má rozhodujúci vplyv na výber vhodného sorbentu hlavne cena a sorpčná kapacita. V tab. 3 sú pre porovnanie uvedené sorpčné kapacity skúmaných sorbentov a ich cena. Z údajov vyplýva, že so stúpajúcou sorpčnou kapacitou rastie aj ich cena. Najvýznamnejšou vlastnosťou, ktorá v ideálnom prípade zohľadňuje všetky kritéria pri výbere je univerzálnosť sorbentu. Táto vlastnosť šetrí miesto v hasičskej technike, eliminuje možnosť nasadenia nevhodného sorbentu, predchádza vzniku ekologickým haváriám a v konečnom dôsledku šetrí finančné prostriedky [2, 10 - 12]. Tab. 3 Porovnanie cien a sorpčných kapacít skúmaných sorbentov [2, 10 - 12] ECO DRY PLUS

VAPEX

LITE DRI

Sorpčná kapacita 1 kg sorbentu pre olej [l]

1,30

1,43

3,20

Cena za kg [€]

1,03

1,76

2,34

15


Záver

Zoznam literatúry

Pri kontaminácií ornej pôdy motorovým olejom je potrebné aplikovať viac sorbentu ako pri kontaminácií trávnatej pôdy. Dôvodom rozdielu je charakter povrchu vzoriek pôdy ako aj vnútorná štruktúra vzoriek. Pri väčšom množstve trávy na povrchu vzoriek pôdy, je nutné aplikovať tým menej sorbentu. Vlhké vzorky sali motorový olej pomalšie, ale priesak preniku bol hlbší do pôdy, suché vzorky rýchlejšie vsiakli motorový olej, ale vsiaknutý olej neprenikal tak hlboko ako u vlhkých vzoriek. Množstvo aplikovaného sorbentu klesá priamo úmerne od rastu časového úseku medzi kontamináciou pôdy a začiatkom aplikovania sorbentu. Po 1.minúte dôjde len k čiastočnému vsiaknutiu oleja do pôdy, po 15. minútach je množstvo oleja na povrchu vzoriek už oveľa nižšie až zanedbateľné a po 30. minútach dochádza k úplnému vsiaknutiu (sorpcii) motorového oleja do pôdy a aplikácia sorbentu stráca význam [2, 12 - 15]. Aj napriek tomu, že čas od kontaminácie pôdy motorovým olejom pri dopravnej nehode a nasadením sorbentu hasičskou jednotkou býva dlhší, pretože treba brať do úvahy čas príjazdu hasičskej jednotky k dopravnej nehode a zohľadniť priority hasičov pri dopravných nehodách. Najskôr sa zachraňujú životy, hasí požiar, až následne sa dekontaminuje. Aplikovanie sorbentov na kontaminovanú pôdu motorovým olejom má svoj opodstatnený význam, pretože olej sa môže udržať na povrchu pôdy aj po dlhšiu dobu ako nami merané časy. Táto situácia môže nastať pri úniku veľkého množstva motorového oleja, pri postupnom úniku alebo pri jeho zachytení v terénnej priehlbine. Je potrebné každú kritickú situáciu vyhodnotiť a ak sa na povrchu pôdy nachádza motorový olej (kontaminant), je vhodné použiť sorbenty. Ich aplikáciou sa zabráni rozlievaniu oleja pri odstraňovaní kontaminovanej pôdy, zníži sa hĺbka prieniku motorového oleja do pôdy a tak bude potrebné odstrániť menšie množstvo kontaminovanej pôdy. V praxi množstvo aplikovaného sorbentu nemusí byť príliš veľké ako pri kontaminácii pevného povrchu, akým je napríklad vozovka. Často stačí aplikovať množstvo, ktoré zabráni vsakovaniu motorového oleja do pôdy a jeho rozlievaniu pri likvidácii [2, 10 - 12]. Pri porovnávaní sorbentov bolo potrebné zohľadniť ich sorpčné kapacity a množstvo použitého kontaminantu: 75 ml motorového oleja na každú vzorku ornej a trávnatej pôdy. Najlepšie výsledky dosiahol VAPEX, aplikovali sa množstvá neporovnateľne menšie v porovnaní s ostatnými sorbentami ECO DRY PLUS® a LITE DRI. Jeho výhodou je veľký objem vzhľadom na malú hmotnosť, nevýhodou s ktorou sa stretávajú hasiči v praxi je pomerne vysoká prašnosť. Porovnanie sorbentov ECO DRY PLUS® a LITE DRI je zložitejšie, boli namerané rôznorodé výsledky. ECO DRY PLUS® dosahoval lepšie výsledky na ornej pôde v 1. minúte, ale v 15. minúte aplikácie mal o niečo lepšie výsledky sorbent LITE DRI. Z porovnania týchto dvoch sorbentov na trávnatej pôde mal lepšie výsledky sorbent LITE DRI pri oboch časoch [2, 12 - 15]. Pri zásahoch, akými sú dopravné nehody, sa okrem záchrany a poskytnutia pomoci postihnutým osobám, kladie dôraz aj na ochranu životného prostredia. Preto má aplikovanie sorbentov na kontaminovanú pôdu prevádzkovou kvapalinou, akou je napríklad motorový olej, svoje opodstatnenie. Správnym vyhodnotením situácie a ich aplikáciou je tak možné zabrániť alebo aspoň obmedziť hĺbkovú kontamináciu pôdy a hlavne znečistenie podzemných vôd a zabezpečiť tak dôstojné životné prostredie pre ďalšie generácie. Riešenie danej problematiky má veľký význam pre HaZZ SR, pre praxi a spoločnosť všeobecne a preto by bolo vhodné podrobnejšie sa zaoberať danou témou a vykonať sériu ďalších experimentov na ďalších druhoch pôd, s inými pohonnými hmotami, prevádzkovými kvapalinami a s aplikáciou rôznych druhoch sorbentov. Výskum nebezpečných látok a materiálov má svoj význam pre prax, pre potreby protipožiarnej ochrany [16] a environmentálnej bezpečnosti.

[1]

Šovčíková, Ľ.; Mika, O.; Coneva, I.; Sabo, J. (2005): Závažné priemyselné havárie a ich následky. Skriptá, Vydanie 1. Žilina: Žilinská univerzita, 2005, s. 141, ISBN 80-8070-467-8.

[2]

Coneva, I.; Varačka, P. (2011): Únik nebezpečných látok pri dopravných nehodách do životného prostredia. In Požární ochrana 2011. XX. ročník mezinárodní konference, VŠB - TU 7. - 8. září 2011, recenzované periodikum, sborník přednášek [elektronický zdroj - CD]: Ostrava: Sdružení požárního a bezpečnostního inženýrství, 2011, s. 369-375, ISBN 97880-7385-102-6, ISSN 1803-1803.

[3]

Coneva, I. (2009): Nebezpečenstvo pri mimoriadnej udalosti s výskytom nebezpečnej látky spojenej s dopravnou nehodou. In FIRECO 2009 [elektronický zdroj]: VIII. medzinárodná konferencia. Evakuácia osôb: 13. 14. mája 2009 Trenčín. Bratislava: Požiarnotechnický a expertízny ústav MV SR, NIS HaZZ, 2009, s.1 - 9, ISBN 978-80-89051-10-6, EAN 9788089051106.

[4]

Tureková, I. (2003): Toxicological Hazards of Fires. 11. In Veda, vzdelávanie a spoločnosť. Žilina: ŽU, 2003, s. 141-144. ISBN 80-8070-121-0.

[5]

Coneva, I. (2009): Procesy sorpcie a desorpcie prevádzkových kvapalín pridopravných nehodách. In Riešenie krízových situácií v špecifickom prostredí [elektronický zdroj - CD], 14. medzinárodná vedecká konferencia: Žilina 27. - 28. mája 2009, Žilina: ŽU v Žiline, FŠI, 2009, ISBN 978-80-554-0014-3.

[6]

Coneva, I.; Chasníkova, J. (2010): Problematika nebezpečných látok a ich cestnej prepravy. In Ochrana pred požiarmi a záchranné služby 2010 [CD]: 4. vedecko-odborná konferencia s medzinárodnou účasťou: 2. - 3. júna 2010: Žilina, ŽU v Žiline, FŠI, KPI, 2010, s. 6 - 22, ISBN 978-80554-0208-6.

[7]

Holecová (Vandlíčková), M. (2006): Preprava nebezpečných látok cestnou a železničnou dopravou. In Riešenie krízových situácií v špecifickom prostredí. 11. medzinárodná vedecká konferencia: 29. - 30. jún 2006, Žilina. [1. Časť CD], Žilina: ŽU, FŠI, 2006, s. 173-178, ISBN 80-8070-565-8.

[8]

Poledňák, P. (2008): Hazardous materials transportation risk management. In Mechanika Transport Komunikacii = Mechanics Transport Communications: izvănredno izdanie. Broj 3, (2008), p. IV-1-IV-6. ISSN 1312-3823.

[9]

Bartlová, I. (2000): Nebezpečné látky I. Edice SPBI SPEKTRUM 24. Ostrava: Sdružení požárního a bezpečnostního inženýství, 2000. ISBN 80-86111-60-1.

16

[10] Zachar, M. (2010): Vzájomné porovnanie sorbentov. In Fire engineering. Zborník z Medzinárodnej vedeckej konferencie. 5. 10. 2010 Zvolen [CD-ROM], ISBN 80-8785-258-3. [11] Marková, I. (2007): Ekologické prostriedky používané pri zachytení uniknutej nebezpečnej látky. In Environmentálne aspekty požiarov a havárií 2007 [elektronický zdroj]: konferencia s medzinárodnou účasťou: 7. február 2007: Trnava, STU Bratislava, MTF v Trnave, Ústav bezpečnostného a environmentálneho inžinierstva, 2007, ISBN 978-80-8096052-0, EAN 9788080960520. [12] Coneva, I. (2012): Sorbenty a ich využitie v procesoch sorpcie a desorpcie prevádzkových kvapalín pri dopravných nehodách. In SPEKTRUM, ročník 12, č. 1/2012, recenzované neimpaktované periodikum. Ostrava: Sdružení požárního a bezpečnostního inženýrství, 2012, s. 53-57, ISSN 1211-6920 (print), 1804-1639 (on-line). [13] Coneva, I.; Lusková, M. (2012): Experimental Modelling of Motor Oil Penetration Into the Land with Consequential Interaction with Powder Sorbents. In TRANSACTIONS of the VŠB-Technical Univerzity of Ostrava, Safety Engineering Ostrava 4. - 5. září 2013


Series. Sborník vědeckých prací Vysoké školy báňskéTechnické univerzity Ostrava, recenzované periodikum, Řada bezpečnostní inženírství), Vol. VII, No. 1, Ostrava: VŠB - TU Ostrava, 2012, pp. 15 - 21, ISSN 1801-1764 (printed version), ISSN 1805-3238 (on-line version). http:// www.fbi.vsb.cz/miranda2/export/sites-root/fbi/cs/sys/ resource/pdf/veda-a-vyzkum/sbornik/2012-1-transactions. pdf. p.15-21, DOI 10.2478/v10281-012-0002-0, Journal Issue, VERSITA, Central European Science Publishers.http:// versita.metapress.com/content/p64844450636/?p=dcc970 d06f894b338ae45d31c64498f9&pi=0. [14] Coneva, I. (2013): Kontaminácia pôdy ropnými látkami a následná dekontaminácia za pomoci sorbentu. In Ochrana obyvatelstva - DEKONTAM 2013. XII. ročník mezinárodní konference, VŠB - TU, FBI, 29.-30. leden 2013, recenzované

periodikum, sborník přednášek [elektronický zdroj - CD]: Ostrava: Sdružení požárního a bezpečnostního inženýrství, 2013, s. 14-18, ISBN 978-80-7385-122-4, ISSN 1803-7372. [15] Projekt a jeho výstupy: VEGA - MŠ 1/0820/10 „Procesy sorpcie a desorpcie prevádzkových kvapalín pri dopravných nehodách“. [16] Osvald, A.; Krajčovičová, J.; Mitterová, I.; Orémusová, E.; (2009): Hodnotenie materiálov a konštrukcií pre potreby protipožiarnej ochrany. Vysokoškolská učebnica, Vydanie I. Zvolen: TU vo Zvolene, KPO, 2009, vs. 355, ISBN 978-80228-2039-4.

Publikace z edice SPBI SPEKTRUM Nebezpečné látky I. EDICE SPBI SPEKTRUM

24.


IVANA BARTLOVÁ

NEBEZPEýNÉ LÁTKY I.

Ivana Bartlová V průmyslu, v obchodě, při přepravě i v každodenní činnosti se setkáváme s nebezpečnými chemickými látkami a chemickými přípravky (toxickými, hořlavými, výbušnými apod.), které mohou mít negativní dopad na zdraví člověka i životní prostředí. Je důležité znát a v praxi dodržovat nová zákonná opatření, v souladu s požadavky Evropské unie, při nakládání s nebezpečnými chemickými látkami a chemickými přípravky. Jedná se především o požadavky vedení evidence, označování a balení, hodnocení nebezpečnosti a způsob klasifikace nebezpečných látek. Neméně důležitá je i znalost požadavků jejich bezpečné přepravy (ADR, RID), třídění a značení nebezpečného zboží i označení dopravních prostředků, přepravní doklady.Totéž platí i pro přepravu nebezpečných odpadů. Postupně prováděné úpravy, event. změny legislativy budou vhodně zapracovány. Využití uvedených možností získaní potřebných informací o nebezpečných látkách vytváří předpoklady pro snížení nebezpečí vzniku havárií a jejich dopadu na zdraví člověka, životní prostředí i ekonomiku.

ISBN 80-86634-59-3. Rok vydání 2005.

cena 160 Kč

2. vydání

Nebezpečné látky II EDICE SPBI SPEKTRUM

36.


MICHAIL ŠENOVSKÝ KAROL BALOG ZDENċK HANUŠKA PAVEL ŠENOVSKÝ

NEBEZPEýNÉ LÁTKY II.

Michail Šenovský, Karol Balog, Zdeněk Hanuška, Pavel Šenovský Publikace Nebezpečné látky II se zabývá problematikou zásahu jednotek požární ochrany v prostředí s nebezpečnými látkami. V úvodních kapitolách je pojednáno o vlastnostech nebezpečných látek, jejich označování a bezpečné manipulace s nimi. Jsou zde popsány systémy S vět, R vět a bezpečnostní značky používané jak pro přepravu, tak i na obalech nebezpečných látek. V další části jsou popsány informační a databázové systémy zabývající se informacemi o nebezpečných látkách. Poslední část publikace je věnována zásahu jednotek požární ochrany v prostředí s nebezpečnými látkami.

ISBN 978-80-7385-000-5. Rok vydání 2007.

cena 160 Kč


2. vydání


17


Požárně bezpečnostní zařízení v památkově chráněných objektech Fire Safety Equipment in Listed Buildings Ing. Tereza Česelská, Ph.D. VŠB - TU Ostrava, Fakulta bezpečnostního inženýrství Lumírova 13, 700 30 Ostrava - Výškovice [email protected] Abstrakt Ochrana památek a prostředí obklopující památky je veřejným zájmem státu i jeho občanů. V kulturním dědictví je ukryto vědění naší generace o její minulosti. Kulturní památky jsou ohroženy řadou různých vlivů. Patří mezi ně povodně, vandalismus, krádeže. Nejzávažnější ohrožení představují požáry. Oheň v objektu způsobí škody nevratné a nenahraditelné. Následující text přináší popis základních systémů požárně bezpečnostních zařízení a možnosti jejich instalace v interiérech památkově chráněných objektů. Klíčová slova Památkově chráněný objekt; požární bezpečnost, požárně bezpečnostní zařízení. Abstract The protection of monuments and the environment surrounding the monuments is a public interest of the state and its citizens. The knowledge of our generation about her past is hidden in the cultural heritage. Cultural monuments are threatened by a number of different influences. These include flood, vandalism, robberies. The most serious threats are fires. The fire in the building will cause irreversible and irreparable damage. The following text provides a description of basic fire safety equipment and the possibility of their installation in the interiors of the listed buildings. Keywords Listed buildins; fire safety;fire safety equipment.

instalovat elektrickou požární signalizaci. Znění požadavku v praxi znamená, že v souvislosti s udržovacími a renovačními pracemi, které budou posuzovány v souladu s danou projekční normou, jako např. výměna oken nebo podlahy, bude v objektu instalován systém elektrické požární signalizace. Požadavky § 26 vyhlášky se vztahují také na objekty, které jsou nově prohlášeny za památkově chráněné, případně pro objekty, v nichž jsou umístěny movité kulturní památky. Objekty, které nejsou uvedeny na Ústředním seznamu kulturních památek, se nepovažují za památkově chráněné pro potřeby řešení požární ochrany podle ČSN 73 0834 přílohy B [2]. Pojem „jedinečný“, který se uvádí v § 26 vyhlášky č. 23/2008 Sb. má vystihnout odlišnost mezi jednotlivými prostory ve stavbách památkově chráněných, jelikož ne každý prostor dané kritérium jedinečnosti splňuje. O jedinečnosti rozhoduje místně příslušný orgán památkové péče. Elektrická požární signalizace Při instalaci elektrické požární signalizace (EPS) je nutné skloubit na jedné straně požadavky architektů a památkářů, na druhé straně rychlou a včasnou detekci požáru. Součástí tohoto systému, který detekuje vzniklý požár, je tzv. hlásič požáru. V interiérech památkově chráněných objektů jsou využívány následující typy hlásičů: - kouřové detektory, - teplotní detektory, - hlásiče plamene. V současné době nalezneme několik používaných řešení problematiky instalace EPS vhodné pro uplatnění v historických objektech, například: - bezdrátový systém EPS, - nasávací kouřový hlásič,

Úvod

- systém videodetekce.

Česká republika patří bezesporu mezi státy s bohatým kulturním dědictvím. Svědčí o tom i počet nemovitých kulturních památek, kterých je v současnosti evidováno přes 40 000. Mezi tyto nemovitosti patří drobné nenápadné objekty, jako jsou např. sochy či morové sloupy na náměstích, ale také nepřehlédnutelné dominanty, jenž jsou symbolem historie národa. V počtu památek se vyspělým Evropským státům vyrovnáme, ale je otázkou, zda s nimi udržíme krok i po stránce jejich ochrany.

Bodový hlásič lze umístit skrytě do ornamentu stropu. V tomto případě je možno využít bezdrátového (radiového) sytému EPS. Vyhneme se tak problematickému ukrytí kabeláže. Sjednocením barvy bodového hlásiče s podkladem bude hlásič v interiéru téměř neviditelný (obr. 1).

Při posuzování požární bezpečnosti památkově chráněného objektu musí být respektovány zejména požadavky vyhlášky č. 23/2008 Sb. [1]. a přílohy B české technické normy ČSN 73 0834 [2]. v návaznosti na další normy z oblasti požární bezpečnosti staveb. Konkrétně se jedná o požadavky § 26 vyhlášky č. 23/2008 Sb., která stanovuje povinnost stavby památkově chráněné, respektive stavby, které jsou uvedeny na Ústředním seznamu kulturních památek a dále prostory, ve kterých jsou uloženy movité kulturní památky, vybavit: - elektrickou požární signalizací nebo hlásičem požáru použitým v elektrické zabezpečovací signalizaci, - stabilním hasicím zařízením v jedinečných prostorech nebo v prostorech s jedinečnými sbírkami historických předmětů, dále v jedinečných dřevěných stavbách včetně jejich další ochrany. Při změně stavby, tedy při rekonstrukci objektu, která se z projekčního hlediska požární bezpečnosti posuzuje podle ČSN 73 0834 [2], je nutné v prostoru památkově chráněného objektu 18

Obr. 1 Hlásič elektrické požární signalizace v barvě stavební konstrukce [4]



Bezdrátový systém lze kombinovat s klasickým systémem. Pro bezdrátový systém EPS je omezení z hlediska dosahu bezdrátové komunikace mezi hlásičem a rozhraním. Pokrytí celého objektu signálem lze docílit umístěním zesilovacích prvků. Nevýhodou bezdrátového systému elektrické požární signalizace jsou vyšší cenové náklady na pořízení systému. Bezdrátové hlásiče jsou ve srovnání s klasickými automatickými hlásiči elektrické požární signalizace větší. Do patice hlásiče je nutné instalovat prvky sloužící pro bezdrátovou komunikaci a baterie, které hlásič zásobují energií. Velmi vhodným systémem do interiéru historických objektů je nasávací systém elektrické požární signalizace. Aspirační hlásiče kouře představují pro interiér minimální zásah, v případě potřeby je možno je bez následků odstranit. Nasávací hlásiče jsou velmi spolehlivou detekční jednotkou. Systém je složen z perforovaného nasávacího potrubí a vyhodnocovací jednotky s vestavěným ventilátorem nebo kompresorem. Přívod vzduchu do vyhodnocovací jednotky pomocí sacích trubek je v porovnání např. s bodovými optickokouřovými hlásiči účinnější způsob identifikace kouře a umožňuje včasnější detekci požáru v jeho úplném zrodu. Sací otvory lze mnohem snáze umisťovat na strategická místa, kde se předpokládá kumulace kouře. Sací potrubí je možno umístit na římsy, atiky interiéru, na lustr apod. (viz. obr. 2). V případě umístění potrubí do podhledu nebo dvojitého stropu se pomocí tzv. kapilárních trubic vyvedou externí sací body, které jsou na stropě takřka neviditelné. Kolem nasávacích potrubí vyvedených ve stropní konstrukci však může docházet ke kondenzaci vodní páry a poškození stropní výmalby. Další nevýhodou tohoto systému je jeho ekonomická náročnost. Tento systém je použit např. ve věži hradu Karlštejn. V zahraničí je velmi používaný systém detekce požáru za pomocí videodetekce. Výhodou tohoto systému je možnost spojení kamerového elektrického zabezpečovacího systému se systémem detekce požáru za pomoci zobrazovacího programu a software, který je schopen identifikovat přítomnost kouře nebo plamenů, případně termovizní kamery detekující nárůst teploty. Ne vždy lze nástavbu na detekci požáru instalovat do stávajícího kamerového systému EZS. Jedná se o poměrně finančně nákladný systém, jehož cenu zvyšuje také omezení připojení maximálně čtyř kamer na jednu vyhodnocovací jednotku.

Samočinné stabilní hasicí zařízení V případě instalace samočinného stabilního hasicího zařízení (dále SSHZ) v památkově chráněných objektech je, jako u elektrické požární signalizace, nutné respektovat interiér objektu a upravit systém SSHZ tak, aby byl co nejméně opticky rušivý. Důležitější je však zvolit vhodný druh hasiva. Hasivo musí být účinné a současně musí působit šetrně na uložené předměty, jenž nejsou zasaženy požárem (nábytek, knihy, obrazy, případně archiválie apod.). Vodní, zejména pak sprinklerová stabilní hasicí zařízení (SHZ), patří k nejrozšířenějším stabilním hasicím zařízením i v oblasti ochrany kulturního dědictví. V interiéru objektů je nutné skrýt dva komponenty SHZ, a to potrubní síť a sprinklerové hlavice. Pokud je to možné je vhodné potrubí SHZ skrýt ve stavební konstrukci, v případě oprav systému je však nesnadno přístupné. Nejvhodnějším řešením se jeví barevné sladění potrubí s barvou okolních konstrukcí (obr. 3), vedení v blízkosti říms a atik, zakrytí potrubí vhodným stavebním prvkem a použití pokud možno co nejmenší světlosti potrubí. Měděné potrubí získává po letech patinu, splyne tak přirozeně s objektem. Jiným vhodným řešením je vedení potrubního systému mimo reprezentativní prostory objektu, kde do chráněného prostoru jsou vyvedeny pouze sprinklerové hlavice. Voda může významně poškodit historické objekty a předměty v nich uložené. Je však nutné uvážit ztráty způsobené požárem bez hasebního zásahu. Poškození vodou spuštěním sprinklerového systému je podstatně nižší než při použití hasebních proudů jednotek požární ochrany, množství vody vytékající sprinklerovou hlavicí je 100 až 1 000 menší. I pro toto množství je však nutné zajistit odvod tak, aby bylo eliminováno její působení na stavební konstrukce, malby apod. Z hlediska následných škod po požáru je nejšetrnějším stabilním hasicím zařízením vysokotlaká vodní mlha. Tento systém je využíván pro ochranu dřevostaveb v skandinávských zemích, kde jsou interiéry dřevěných kostelů zdobeny cennými malbami. Barvy těchto maleb jsou rozpustné ve vodě, z tohoto důvodu je vyloučeno použití klasických sprinklerových systémů. Na základě pokusů, během kterých se sledovalo působení sprinklerů, nízkotlaké mlhy a vysokotlaké mlhy na vzorky maleb, bylo prokázáno nejmenší poškození malby za použití vysokotlaké mlhy. Jednou z dalších výhod tohoto systému je jeho podstatně nižší potřeba vody a subtilnější potrubí, které lze snadno ukrýt v interiéru. Nevýhodou systému stabilního hasicího zařízení, které využívá vysokotlaké mlhy, je jeho vysoká pořizovací cena. Ta je způsobena zejména nákladným čerpadlem, které zajišťuje provozní tlak systému. Instalace systému vodního samočinného stabilního hasicího zařízení vyžaduje v objektu stavební připravenost, zejména s ohledem na umístění zdroje vody pro hašení a strojovny SSHZ.

Obr. 3 Potrubí a hlavice vodního stabilního hasicího zařízení v barvě okolních konstrukcí [4]

Další vybraná požárně bezpečnostní zařízení

Obr. 2 Možné způsoby umístění nasávacího potrubí detektoru kouře v prostoru kostela [3] Ostrava 4. - 5. září 2013

Z důvodu snadné orientace osob při evakuaci je nutné únikové cesty označit bezpečnostním značením. Chráněné únikové cesty musí být dále vybaveny nouzovým osvětlením. V objektech, ve kterých je užívána kulturní hodnota památky, tedy objekty s prohlídkovou trasou, lze při značení únikových cest uplatnit dílčí 19


specifika. Předpokládá se, že v objektu se pohybuje omezený počet osob společně s průvodcem, znalým daného prostředí. V takovémto případě může být bezpečnostní značení únikových cest provedeno prozatímním stojanem s únikovým piktogramem (obr. 4). V případě objektů, které jsou celoročně využívány, je toto řešení nedostačující. Na trhu jsou k dispozici systémy bezpečnostního značení i nouzového osvětlení, které nepředstavují velký zásah do interiéru památkově chráněných objektů a současně splňují veškeré legislativní a normativní požadavky (obr. 5).

Obr. 4 Bezpečnostní značení únikových cest hrad Bouzov

Protipožární nátěry ocelových, litinových a dřevěných konstrukcí jsou prvkem, který zasahuje do vzhledu stavební konstrukce minimálně. Nejvíce využívané jsou intumescentní nátěry, které jsou založeny na vzniku nehořlavé pěny s malou tepelnou vodivostí. Nátěry dřevěných konstrukcí zvyšují jejich požární odolnosti o maximálně 15 minut v závislosti na rozměrech stavebního prvku. Dřevo musí být také zbaveno starých nátěrů, tak aby nic nebránilo přípravku v dokonalém styku a zakotvení na povrchu dřeva. Problematické je impregnované dřevo vosky nebo oleji. Impregnaci nelze z materiálu odstranit a intumescentní nátěr na takovémto podkladu neplní svou funkci. Zejména u historických objektů je prakticky nemožné zjistit předchozí povrchovou úpravu dřeva, která může s nátěrem reagovat a ovlivnit výsledný vzhled nátěru, a proto je vhodné provést zkoušku na skrytém místě. Protože protipožární nátěry neobsahují účinné látky proti dřevokazným škůdcům, je vhodné provést před vlastní aplikací požárního nátěru impregnaci proti dřevokazným škůdcům. Vhodné jsou zejména lihové přípravky, které nezanáší do dřeva vlhkost. Nevýhodou intumescentních nátěrů dřevěných konstrukcí je nutnost jejich obnovy po uplynutí doby životnosti. Před obnovením protipožární ochrany je nutné původní nátěr odstranit, což může vést k povrchovému poškození dřeva a ztenčení profilu stavební konstrukce. Aplikací intumescentních nátěrů dochází k nežádoucí změně barevnosti dřevěných konstrukcí. Nátěry působí také na kovové spoje dřevěných konstrukcí, které jejich účinkem podléhají rychleji korozi. Velmi negativně působí na dřevo dříve využívané vodou ředitelné impregnanty. Jsou na bázi anorganických sloučenin (např. fosforečnany amonné, síran amonný, chlorid amonný, borax, kyselina boritá, alkalické křemičitany, chlorid zinečnatý, chlorid vápenatý, chlorid hořečnatý atd.). Pokud jsou tyto typy protipožární úpravy aplikovány na konstrukci formou hloubkové impregnace, mají prakticky neomezenou životnost. Jejich nespornou nevýhodou je však viditelné poškození dřevěných konstrukcí a rozvláknění dřeva. Rozvláknění dřeva způsobuje poškození a netěsnost tesařských spojů konstrukcí a ztrátu pevnosti nosného prvku. Dalším negativem je zhoršení mechanických vlastností dřeva. Závěr V současnosti jsou k dispozici systémy detekce požáru i systémy hasebních zařízení, které je možno v památkově chráněných objektech umístit, aniž by výrazně ovlivňovaly vzhled interiérů. Prostory historických objektů tedy podle současných technických možností lze vybavit systémy požárně bezpečnostních zařízení. Otázkou je, proč převážná většina památkově chráněných objektů v České republice, na rozdíl od zahraničí, doposud není aktivními prvky požární bezpečnosti staveb zabezpečena. Důvodem je zejména nedostatek finančních prostředků vlastníků objektů.

Obr. 5 Bezpečnostní značení únikových cest Pražský hrad Zvýšení požární odolnosti stavebních konstrukcí historických objektů nelze ve většině případů řešit jinak běžnými opatřeními nebo úpravami, které jsou využívány pro novodobé stavební konstrukce. Při rekonstrukcích památkově chráněných objektů je snaha zachovat autentičnost objektu a jeho stavebních konstrukcí. Obezděním nebo obetonováním dojde k zakrytí původní konstrukce, čímž tento požadavek nebude dodržen. Problematické je i využití obkladových materiálů. Například pro krovy je nutné posoudit vhodnost uplatnění podhledového systému ze sádrokartonu. Krov není na toto zatížení dimenzován a nemusí podhledovou konstrukci staticky unést. Jako negativní faktor se u uvedeného řešení projeví zamezení odvodu vlhkosti z dřevěné konstrukce a podpora nárůstu vlhkosti se všemi důsledky. Pro dřevěné záklopové stropní konstrukce zdobené malbou nebo ornamenty nelze navrhnou pro zvýšení požární odolnosti protipožární podhled, který neumožňuje jejich prezentaci. 20

V současné době existuje na trhu široké spektrum systémů detekce požáru, které umožňují jejich správnou funkci při minimálním zásahu do interiéru objektu. Z představených typů detekce však nelze vybrat pouze jeden systém, který by byl univerzální pro všechny památkově chráněné objekty. Je nutné zvolit nejvhodnější typ systému s ohledem na detekovaný parametr požáru a nežádoucí vlivy, které mohou na systém působit. Například instalací klasických systémů elektrické požární signalizace v prostorách sakrálních objektů nedosáhneme zvýšení bezpečnosti. Bodová a liniová čidla požáru nejsou schopna v tak rozsáhlém objektu dosáhnout rychlé reakce, je tedy nutné nalézt technické řešení, které při minimálním zásahu do objektu bude plně funkční. Jiná je situace v oblasti samočinných stabilních hasicích zařízení. Z představených systémů lze, na základě provedených velkorozměrových zkoušek u nás i v zahraničí, konstatovat, že nejúčinnější a zároveň nejšetrnějším systémem pro ochranu interiérů památkově chráněných objektů, je samočinné stabilní hasicí zařízení na bázi vysokotlaké mlhy. Pro činnost systému je potřeba vody výrazně nižší než u klasických sprinklerových stabilních hasicích zařízení, po použití tedy vzniká mnohem menší Ostrava 4. - 5. září 2013


množství odpadní vody, která by následně mohla působit škody. Ve srovnání s konvekčními spriklerovými stabilními hasicími zařízeními jsou pro systém požadovány podstatně vyšší investiční náklady. Dodatečné úpravy stávajících stavebních konstrukcí za účelem zvýšení požární odolnosti nelze vždy doporučit, pokud je požadavek na zachování autenticity původní stavební konstrukce. V článku byl uveden negativní vliv dříve využívaných vodou ředitelných protipožárních nátěrů na dřevěné konstrukce. Další výzkum v dané oblasti je vhodné zaměřit na vliv současně používaných protipožárních nátěrů na degradaci dřevěných konstrukcí historických objektů.

Použitá literatura [1] Vyhláška č. 23/2008 Sb., o technických podmínkách požární ochrany staveb. [2] ČSN 73 0834. Požární bezpečnost staveb - Změny staveb. Praha: ČNI, březen 2011. 21 s. [3] Jensen, G.: Research Report. Minimum Invasive Fire Detection for Protection of Heritage. Oslo: Riksantikvaren, 2006. 40 s. ISBN 82-7574-040-1. [4] Guide for Practitioners. Fire Safety Management in Traditional Buldings. Part 2 Technical Applications and Management Solutions. Edinburgh: Historic Scotland 2010. 175 s. ISBN 978-1-84917-035-2.


17.


PETR BEBýÁK

POŽÁRNċ BEZPEýNOSTNÍ ZAěÍZENÍ

Požárně bezpečnostní zařízení Petr Bebčák Předkládaná publikace seznamuje odbornou veřejnost s filozofií vybavování objektů požárně bezpečnostními zařízeními a jejich logickými návaznostmi. Cílem této publikace je postihnout základní informace o požárně bezpečnostních zařízeních a metodách při vybavování objektů těmito zařízeními. Celá publikace je zaměřena na vysvětlení zjednodušených postupů při vybavování objektů požárně bezpečnostním zařízením a metodikou těchto projekčních zásad. V současné době není v ČR jednotná metodika pro postup při projektování a řešení logických návazností požárně bezpečnostních systémů zejména elektrické požární signalizace, stabilního hasicího zařízení a zařízení pro odvod tepla a kouře. Publikace tedy vysvětluje široké veřejnosti pracovníků v oblasti požární ochrany základní postupy a filozofii při řešení požární bezpečnosti staveb v návaznosti na vybavování objektů požárně bezpečnostním zařízením.

ISBN 80-86634-34-5. Rok vydání 2004

cena 160 Kč

2. vydání

EDICE SPBI SPEKTRUM XVII. SDRUŽENÍ POŽÁRNÍHO A BEZPEýNOSTNÍHO INŽENÝRSTVÍ

VÁCLAV KRATOCHVÍL ŠÁRKA NAVAROVÁ MICHAL KRATOCHVÍL

POŽÁRNċ BEZPEýNOSTNÍ ZAěÍZENÍ VE STAVBÁCH Struþná encyklopedie pro jednotky PO, požární prevenci a odbornou veĜejnost

Václav Kratochvíl, Michal Kratochvíl, Šárka Navarová Orientace v oblasti požární bezpečnosti staveb a technologií vyžaduje široký komplex teoretických znalostí a praktických zkušeností. Konkrétní provedení požárně bezpečnostního zařízení nelze navrhnout, realizovat a provozovat bez praktických zkušeností, které lze jen obtížně v obecné formě popsat v technických či právních předpisech. Nové a modernější technologie jednotlivých požárně bezpečnostní zařízení umožňují jejich lepší využití a možné propojení s dalšími technologickými zařízeními. To s sebou ale přináší vícečetné varianty možných stavů, kdy vzhledem k poměru jejich počtu a kombinací může vzniknout kombinace nežádoucí.

12 3

9

Požárně bezpečnostní zařízení ve stavbách - Stručná encyklopedie pro jednotky PO, požární prevenci a odbornou veřejnost

6


ISBN 978-80-7385-103-3. Rok vydání 2011.

cena 450 Kč


21


Adopted Assumptions and Evaluation of Capabilities of the Computer Program Dedicated to Simulate a Long-Distance Closed Circuit Water Relaying dr inż. Tomasz Drzymała dr inż. Jerzy Gałaj mgr inż. Joanna Binio The Main School of Fire Service, Faculty of Fire Safety Engineering Slowackiego Street 52/54, 01-629 Warsaw, Poland [email protected], [email protected], [email protected] Abstract In this paper a digital model simulating operation of long-distance closed circuit water relay is presented. Due to high costs of laboratory and field studies, analysis of tactical systems for long distance water supply (closed circuit relaying, open circuit relaying, delivering) are carried out more frequently with the use of dedicated computer programs. A main objective of the model is to determine a maximum distance the water can be supplied by closed circuit relaying at the assumed system configuration (number and type of pumps, overpressures at the suction side of the pumps, type of hoses, type of manifolds and nozzles, level difference between the pumps) and minimum flow rate. The only such program has been developed and tested in Poland, moreover it has been implemented as an assignment within the Hydromechanics laboratory course at The Main School of Fire Service in Warsaw. Key words Fire, computer program for simulation, water pumping system, hose lines tests. Introduction A procedure for rescue team training with the use of computer programs dedicated to simulate physical phenomena and parameters of the operating equipment is still a new subject and is being developed. Numerical simulations give a possibility of relatively simple and fast analysis of the impact of different system settings for different fire scenarios [1, 2, 3]. In this paper a module dedicated to simulate long-distance water supply with closed circuit relay method by means of fire-fighting pumps connected in series is presented. The program for estimation of parameters of closed circuit water relaying system can be an useful tool for theoretical exercises. Its application during training allows the evaluation of different situations, which could be difficult to perform with the use of real objects during the training, due to high economic costs and hard to asses social costs, such as: high fuel costs, costs of equipment's amortization, operational costs and costs of traffic elimination. Now the module also gives possibility of replication of some exercises elements. Application of such program for the training can be a supplement for the practical exercises and can develop possibilities for further studies in the field of new computer tools for the new training methods improving effectiveness of fire fighting actions. Having conducted the review of literature, both domestic and foreign one, it can be strictly stated that the topic of computer simulation and training programmes dedicated for emergency services is still being intensively developed. Currently, a number of programmes for training, including in-service training, and examining firefighters and management staff are functioning in the world. The computer tools and programmes developed, depending on the level of complexity allow for obtaining simplified results of parameters of tactic training (in the case of 22

simple tools). Those more advanced allow for simulation of events in virtual reality. RescueSim - the training platform, which is being used by emergency services in the Netherlands or Great Britain allows the emergency services to configure any assumptions (local dangers, fires), assess the situation, then select and implement proper tactical intention (such as the arrangement of water supply) and observe the consequences of these decisions. As part of the project conducted in years 2009 - 2011 in Poland a simulator for instruction and training which supports being in charge of the rescue actions connected with fires in multi-storey buildings and traffic collisions was developed and implemented. In order to determine the parameters of firefighting training for the tactical assumptions made and in order to determine basic parameters of supplying water for long are used easier tools commonly known such as the Microsoft Excel spreadsheet application (input data for calculations obtained during practical activities and on the basis of commonly accepted norms). Supplying water for long distances for fire extinguishing purposes is done by means of the methods available: pumping water, relay water, delivery or the mixed system. The choice of certain solution makes advantages and disadvantages. Below one can find general informations about the most popular methods of water supply for long distances for fire extinguishing purposes. Pumping water - the specific of the functioning of this system is about sending water through delivery hose from the water-pump located at the point of water drawing to the outlet of the next pump and the other one (depending on how many pumps are in the pumping water system). The role of the pumps located in successive lines is to reduce the line and local loss, eliminate the flow resistance and raising the pressure of the entire system. Advantages: • small amount of the equipment needed, • simple system construction (pump, delivery hose line, discharge line), • high efficiency, • little costs of the work of the system, • fast construction of the system. Disadvantages: • good knowledge of the equipment by the fire truck drivers/ equipment operators (it is important to keep the proper input and output pressure on the pump), • the system can work properly only when all the hose lines are correctly connected; if one of the elements of the systems stops working (pump, line, etc.) the system stops working as well. Relay water - the specific of this solution is about sending water through delivery hose from the water pump located in the point of water drawing to the emergency water supply located next to another fire pump which draws water through delivery hose line and puts it forward. Advantages: • high output pressure on each pump, low pressure loss on the hose line, • does not require a lot of experience from the fire truck drivers/ equipment operators,



• water supply in the succeeding tanks, passing the excess of water preserving the continuity of passing.

d) water jets PW52 type with nozzle diameter d = 13 mm (Spr = 2,98 ms2.dm-6) or d = 12 mm (Spr = 3,89 ms2.dm-6). Specific parameters of the equipment are presented in [5].

Disadvantages: • system requires big amount of construction equipment and rescuers engagement.

6. Closed circuit relay system is ideally tight (no leaks).

Delivery - delivering the extinguishing agent by means of fire trucks equipped with water tanks, dropping the water on the fireground, returning to the point of water drawing (fire hydrant, water tank, watercourse, etc.), refilling the water tank and cyclical delivering to the fireground. These days, the most popular method of water delivery on far distances for the fire extinguishing purposes is the system of delivery that engages a large number of fire trucks (ca. 80& of incidents).

8. A continuous water flow was assumed with the constant flow Q in the closed circuit relay system.

7. Flow losses related to e.g. fire hose bend were neglected.

9. It was assumed that the number of discharge hoses is sufficient to build a designed system. A general scheme of the example of the long-distance closed circuit relay system with appropriate designations and height profiles is shown in fig. 1.

Advantages: • this solution is relatively comfortable for conducting rescue and firefighting operations the for the typical fire trucks are used that are the regular equipment of Fire Rescue Unite (JRG). z [1]

Disadvantages: • the risk of breaking the continuity of delivering the extinguishing agent. Mixed system - the specific of this solution is about using the above mentioned systems if necessary. In the case of exhausting the supply of the tank, landforms, malfunctioning of water hydrants, etc. Nowadays, the most often used methods for supplying water on long distances for the fire extinguishing purposes are delivery and to relay water. In view of the limited frames of the article, in this paper a module dedicated to simulate long-distance water supply with closed circuit relay method by means of fire-fighting pumps connected in series is presented. The module presented has been tested and implemented as a hydromechanics laboratory exercise in the Main School of Fire Service in Warsaw. Assumptions made during model development and input data Program for simulating long-distance closed circuit relay of water has been developed with the use of Delphi programming software, version Borland Delphi 2005. Data base was built on a modern SQL base (Open Source type software) called Firebird ver. 2.0, modeled on the original tool Interbase 6.0 developed by Borland. The tools used during program development enabled creating the product that fulfils the assumed requirements both functional and graphical. In order to develop a mathematical model of closed circuit relay system the following assumptions were made: 1. Closed circuit relay system consists of discharge lines made of W75 or W110 type hoses ended with symmetrical extinguishing system. 2. The pumps are connected in series by means of the discharge lines. 3. In the system maximum 5 pumps can be used.

z [i - 1]

z [i]

z [np - 1]

z [np] z [np]

PO So

Nadciśnienia na króćcach ssawnych

P [1]

Ho [2] P [2]

Ho [i] P [i]

lg [1]

Ho [i + 1] P [i + 1]

Sog [i] lg [i]

Ho [np] P [np] Q

lg [np]

Pompy

I

Spr I

Qpr

lg

Hpr

Fig. 1 A general scheme of long-distance closed circuit water relay system with height profile (PO-reference level, where 1st pump is located) Below a description of the applied symbols and calculation procedures applied in mathematical model are given [2, 3]. Description of the applied symbols: Iz

required water supply intensity [dm3.(s.m2)-1],

Fp

fire surface [m2],

Hmax[i]

maximum pump head of the i-th pump [msw],

Qmax[i]

maximum flow rate of i-th pump [dm3.s-1],

lg[i]

length of i-th part of main line connecting discharge nozzle of i-th pump with suction nozzle of i + 1 - th pump [m],

Ho[i]

overpressure value at the suction side of i - th pump [msw],

Sog[i]

hose resistance of i-th part of the main line [s2.dm-6],

np

number of pumps,

S

I o

ng

resistance of fire fighting line hose [s2.dm-6], number of fire-fighting lines,

lg

fire-fighting hose line length [m],

SrI

resistance of manifold connecting main line with firefighting line [ms2.dm-6],

Spr

resistance of nozzle connected to fire-fighting line [ms2.dm6],

z[i]

difference in height between i + 1 - th pump and reference level [m],

a) fire-fighting pumps M8/8 and M16/8 type,

Lp

b) fire-fighting hoses W75 type for the discharge lines and main line, as well as W52 for construction of extinguishing lines,

maximum length of main line in closed circuit water relay system [m],

Q

average required flow rate of water to be pumped [dm3.s-1].

4. Closed circuit relaying distance was defined as a sum of the maximum distances of discharge lines and main line (distance between discharge nozzle of the first pump and manifold). A practical increase in hose length caused by terrain irregularity, obstacles etc. was taken into account by introducing by user of the assumed correction on the total length of the discharge line. 5. For the system the following equipment was used:

c) globe manifold,


23


Calculation procedures applied in the mathematical model:

np

L p   l gm [i ]

1) equation for the first pump P [np]

(8)

i 1

Sog 1 l g 1·Q 2  H o  2  z 1  a 1 – b 1·Q 2

(1)

where a 1  H max 1 , b 1  H max 1 /  Qmax 1 , 2

Q  Fp I z . 2) equation for i - th pump P[i] (i = 2 ... np - 1): Sog i  l g i ·Q  H o i  1  z i  – z i – 1  a i  – b i ·Q (2) 2

2

Calculation algorithms for the closed circuit relay system presented in this chapter were a starting point for development of the digital model, and further development of the computer program. The overall scheme of the algorithm performed by PC after pushing „Determine configuration“ button, provided that all necessary data have been introduced by the user, is presented in fig. 2. The main objective of the computer program is calculating the maximum closed circuit water relaying length Lp in meters at the following input data: a) types of hoses of the main discharge line (Sog[i]),

where a i   H max i   H o i  ,

b) number of motopumps np, where: 1 ≤ np ≤ 5

b i    H max i   H o i  /  Qmax i 

c) type of motopump P[i], where: 1 ≤ i ≤ np,

2

d) overpressure Ho[i], where: 2 ≤ i ≤ np,

3) equation for the last pump P[np]

e) height z[i], where: 1 ≤ i ≤ np,

S z Q 2  z  n p  – z  n p – 1  a  n p  – b  n p  Q 2

(3)

where

g) number of hoses in fire-fighting line ng,

a  n p   H max  n p   H o  n p  ,





b  n p   H max  n p   H o  n p  / Qmax  n p  S z  Sog [n p ]  l g [n p ] 



h) type and length of fire-fighting hose (SgI, lgI ),

2

i) type of manifold (Sr), j) rype of nozzle (Spr).

Sr  S pr  S g I  l g I ng

2

Based on (1) after appropriate transformations a maximum discharge line length connecting first and second pump was obtained: l g [1] 

f) type of suction device and type of suction line hose, as well as number of hose sections,

a[1]  b[1]  Q 2  H o [2]  z[1] Sog [1]  Q

Number and type of pumps as well as the other fire-fighting equipment depend on the selected fire-fighting vehicles accessories, which are involved during the fire-fighting action. START

(4)

2

Select or enter value of: a) flammable material (spraying intensity Iz), b) fire surface Fp, c) cars with motopumps, d) overpressures H0[i] and height difference z[i], e) type of discharge line hose S0g[i], f) distance of water source to the fire front, g) type of suction device, suction hose and number of suction line sections, h) type of manifold and nozzle in firefighting line, i) Number of firefighting lines and hoses sections.

Based on (2) after appropriate transformations a maximum length of discharge lines connecting i-th and i + 1 - th pump was determined: l g [i ] 

a[i ]  b[i ]  Q 2  H o [i  1]  z[i ]  z[i  1] Sog [i ]  Q

2

(5)

for i = 2 ... np - 1 Based on (3) after appropriate transformations a maximum length of the main line connecting last pump with fire-fighting system was obtained: lg [n p ] 

a[n p ]  b[n p ]  Q 2  z[n p ]  z[n p -1] Sog [n p ]  Q

2



S Sog [n p ]

Q=Fp·Iz

(6)

Procedure for estimating maximum pumping distance a Lp based on equations (4)-(8)

where S

Sr  S pr  S g I l g I ng

Displaying values or/and printing values Lp

2

Due to the fact that in a real life there are only 20-meters long hoses, values obtained from (4), (5) and (6) need to fulfil the following mathematical condition:  l g [i ]  l gm [i ]  ENT    20  20 

Repeat this calculation for the the other input data?

(7)

The above indicates that the obtained discharge lines lengths should be integers and multiples of 20. Finally, the maximum length of the hose line, allowing water to be pumped at the assumed Q value and given development of the fire-fighting line is:

24

T

N

STOP

Fig. 2 The overall algorithm flowchart of the main program



The main program functions The program for simulation of long-distance closed circuit water relaying by means of fire pumps connected in series has been developed, tested and implemented as an assignment within laboratory course in Hydromechanics at The Main School of Fire Service. Calculation results are presented both in tabular and graphical form with possibility of printing them out on the printer.

be changed using buttons with arrows located above the list. Additionally, in this window from the drop-down list a type of the hose applied in the discharge line can be selected (W110 or W75), as well as the distance of water source to manifold, where fire-fighting lines are connected.

In the program for simulation of long-distance closed circuit water relaying, after selecting „Water transport“ option in the main menu a water supply method can be chosen: „Closed circuit relay“ (first suboption), „Open circuit relay“ (second suboption) and „Delivering“ (third suboption). Below functionality of the program after selecting „Closed circuit relay“ suboption is described. After selecting this suboption the following input data should be inserted in the appearing windows: a) in „Fire data“ window shown in fig. 3 select a material or flammable object from the drop-down list, draw or insert the following parameters: fire propagation linear velocity, water supply intensity, as well as fire surface or duration time and maximum fire surface depending on the selected option.

Fig. 5 View of „Motopumps“ window suboption „Closed circuit relay“ d) in „Suction line“ window shown in fig. 6 data necessary for determination of the maximum suction height are to be inserted, such as: atmospheric pressure (default value 101 300 Pa), water temperature (default value of 15 °C), type of suction device and suction hose selected from the drop-down list and number of sections of the suction line.

Fig. 3 View of „Fire data window of Closed circuit relay“ suboption b) in „Cars“ window shown in fig. 4 cars equipped with motopumps should be selected from the top list, which are to be used for the design of the discharge line. Selection is made by highlighting the selected car and clicking button with arrow pointing down. Removal of the car from the bottom list occurs after clicking button with arrow pointing up, Fig. 6 View of „Suction line“ window suboption „Closed circuit relay“

Fig. 4 View of „Cars“ window suboption „Closed circuit relay“ c) in „Motopumps“ window shown in fig. 5 overpressure values in [m] on the following motopumps (excluding first one) and relative height differences between levels where the motopumps are located should be introduced. Order of motopumps on the list corresponds to the order of their location, starting from the position of drawing water in the direction to fire. This order can Ostrava 4. - 5. září 2013

Fig. 7 View of „Fire-fighting“ window suboption „Closed circuit relay“

25


e) in „Fire-fighting system“ window shown in fig. 7 data necessary to determine equivalent resistance of fire-fighting system are to be inserted, such as: type of manifold and nozzle from the drop-down list, number of fire-fighting lines and number of W52 hoses sections applied in the single line. After introduction of all above data (program informs the user on the lack of important data) and pushing „Determine configuration“ after fulfilling a series of conditions, such as appropriate number of hoses, flow rate value higher than the required etc. in „Calculation results“ window shown in fig. 8 the following resulting values appear: length of discharge lines connected to specific motopumps, required number of closed circuit relay lines, required and real water efficiency, maximum suction height, number of discharge hoses used for the design of the suction line, total length of discharge lines from the source to the manifold. In case when less motopumps is sufficient for construction of the line than indicated on the list, then zero value appears next to motopump's name. In „Scheme“ window presented in fig. 9 a scheme of the designed closed circuit relay system is shown (motopump type, discharge line length, maximum suction height) and basic data related to fire-fighting system.

Summary and final conclusion In this paper IT tool is presented, which can be applied both in evaluation of the impact of various equipment configurations on the maximum distance water can be moved with the use of closed circuit relaying methods. Additionally, it can be used for training of fire-fighters in the scope of selection of the optimum length of discharge lines in the pump-pump system, in case when the water has to be transported for long distances between source and fire e.g. during fire of the forest. This program allows intuitionally introducing all necessary input data, informs about the missing data, as well as allows showing in a clear way input information e.g. in a form of set of values and graphical scheme. Based on the theoretical studies and experiences related to application of the presented program the following conclusions can be formulated: 1. Program is a good tool to be used during theoretical exercises and for analysis of the given fire hose developments, in order to determine the maximum distance water can be moved using the following method: closed circuit relay at the given fire conditions and fire-fighting equipment (motopumps, hoses, nozzles, manifolds etc.). 2. With the use of the program a costless studies of impact of the applied fire-fighting equipment on the maximum distance water can be moved by closed circuit relaying can be performed. 3. It is recommended in the future to add some supportive information to the program e.g. about the location and topography, as well as possibilities of water supply to the place of action. Due to the fact that only application of motopumps was considered in the program, it would be reasonable to extend the program to autopumps, which are most commonly applied in the open circuit relay systems. 4. Additionally, it is advisable to develop and include in the program a fire development model, based on which a required value of water supply intensity could be modified.

Fig. 8 View of „Calculation results“ window suboption „Przetlaczanie“

Literature [1]

Gałaj, J.; Drzymała, T.: Analiza możliwości programu komputerowego przeznaczonego do symulacji taktycznych rozwinięć linii wężowych z samochodów pożarniczych, Logistyka nr 6/2011.

[2]

Gałaj, J.: Wyznaczanie parametrów układów linii wężowych przy zastosowaniu współczesnej techniki komputerowej. Zeszyty Naukowe SGSP, nr 24. Warszawa 2000.

[3]

Gałaj, J.; Drzymała, T.: „Analiza możliwości programu komputerowego przeznaczonego do symulacji przetłaczania wody na duże odległości”, Technika Transportu Szynowego, TTS nr 9/2012, str. 1055-1065, ISSN 1232 - 3829.

[4]

Gil, P.; Placek, P.: Armatura wodna i pianowa, Wyd. CSPSP, Częstochowa 2003.

Fig. 9 View of „Scheme“ window suboption „Closed circuit relay“

26



Výpočetní odhady adiabatické teploty plamene při hoření/výbuchu, energie výbuchu a maximálního výbuchového tlaku v uzavřeném objemu Computational Estimates of the Adiabatic Flame Temperature during Combustion/Explosion, the Explosion Energy and the Maximum Explosion Pressure in a Closed Volume Ing. Otto Dvořák, Ph.D.

W

vykonaná práce nebo energie tlakové vlny [J];

MV - GŘ HZS ČR, Technický ústav požární ochrany Písková 42, 143 01 Praha 4 - Modřany [email protected]

x

molární zlomek;

U

vnitřní energie;

α

zisk/podíl energie hoření v procentech, využité ke tvorbě rázové vlny;

Abstrakt

νi

stechiometrické koeficienty v příslušné spalovací reakci.

Článek uvádí stručně možné postupy výpočetního odhadu: - adiabatické teploty plamene hoření/výbuchu směsi hořlavých plynů nebo par se vzduchem či kyslíkem za izochorických podmínek a k tomu potřebný odhad výchozích parc. tlaků a složení hořlavé směsi, - energie rázové vlny, - maximálního výbuchového tlaku. Klíčová slova Výpočetní odhady, adiabatická teplota plamene, hoření, výbuch, energie výbuchu, maximální výbuchový tlak, konstantní objem.

Úvod Předpověď adiabatické teploty plamene, maximálního výbuchového tlaku a energie rázové vlny při hoření nebo výbuchu hořlavých plynů nebo par hořlavých kapalin ve směsi se vzduchem nebo kyslíkem v uzavřených nádobách nebo prostorách má praktickou využitelnost např. pro: - vývoj a konstrukci tlakových nádob, procesních autoklávů , aby vyhověly svou pevností vysokým teplotám, tlakům, rázovým vlnám, - konstrukcí proti výbuchových zařízení (plameno-pojistky, zařízení pro odlehčení výbuchu, havarijní větrání),

Abstract

- posuzování rizik požáru a výbuchu a přijatých bezpečnostních opatření.

The article states briefly possible methods of computational estimation of:

Z prvního zákona thermodynamiky vyplývá, že každý adiabatický děj lze popsat obecně rovnicí (1):

- the adiabatic flame temperature of combustion/explosion of a mixture of flammable gases or vapors with air or oxygen under isochoric conditions and the required estimation of the initial partial pressures and the composition of the combustible mixture,

dQ  dU  dW  0

(1)

kde Q

teplo vyměněné systémem s okolím,

- the energy shock waves,

U

je vnitřní energie systému,

- the maximum explosion pressure.

W

je práce vykonaná systémem.

Key words

Adiabatický děj obecně může obecně probíhat isochoricky nebo isobaricky.

Computational estimates, adiabatic temperature of flame, combustion, explosion, explosion energy, maximum explosion pressure, constant volume. Použité zkratky a symboly Pmax maximální výbuchový tlak [bar]; c0pm,i izobarické molární tepelné kapacity látek ve stavu ideálního plynu [J.mol-1.K-1]; H0298, i standardní slučovací entalpie látek při T = 298 K a standardním tlaku 101,325 kPa;

Jako izochorický se označuje děj probíhající v konstantní objemu. Když je objem termodynamického systému konstantní, potom práce vykonaná systémem na okolí dW = 0 a uvolněné teplo zůstává v systému a projeví se zvýšením jeho vnitřní energie dU = n CV·dT, kde CV je měrná tepelná kapacita za konst. objemu. Izobarický děj je definován konstantním tlakem při jeho průběhu. Při izobarickém ději se uvolněným teplem zvyšuje teplota a s ní roste objem systému, plyn uvnitř koná práci. Podle prvního termodynamického zákona se tak uvolněné teplo spotřebuje na zvýšení vnitřní energie dU = n CP·dT i na vykonání práce dW = p·dV, kde CP je měrná tepelná kapacita za konst. tlaku.

R

univerzální plynová konstanta (8,3145 J K-1mol-1);

Bii

teplotně závislé viriálové koeficienty čistých látek;

Bij

smíšené viriálové koeficienty;

V

objem [m3];

Tad

adiabatická teplota [K];

p

tlak [kPa];

Q

teplo [J];

Odhad adiabatické teploty při hoření v uzavřeném objemu

n

látkové množství [mol];

Odhad adiabatické teploty při spalování v uzavřeném objemu, např. v autoklávu je proveden za předpokladu dokonalého hoření dle stechiometrie odpovídající spalným produktům CO2, H2O a N2.


V mnoha systémech je zvýšení vnitřní energie doprovázeno zvýšením teploty. Např. komprese ve válci spalovacího motoru je téměř adiabatický děj. Teplota směsi vzduch-palivo po stlačení pístem naroste. Expanze spalin po iniciaci a spálení paliva je též téměř adiabatickým dějem , ale je provázen poklesem teploty.

27


Všechny látky účastnící se reakce jsou uvažovány v plynném stavu. Reakce hoření je nejprve vyčíslena pro stechiometrické množství O2 (resp. vzduchu). Následně je pak možno zvolit n-násobné množství O2 (resp. vzduchu) vzhledem ke stechiometrii. Násobek n = 1 znamená stechiometrický poměr kyslíku a spalované látky. Výpočet adiabatické teploty je pak prováděn pro reakci se zvoleným n-násobkem vzduchu. Výpočet adiabatické teploty při spalování v autoklávu (tj. pro děj za konstantního objemu) je založen na bilanci vnitřní energie. Děj, při kterém výchozí látky o teplotě T1 reagují s kyslíkem na produkty o teplotě Tad a systém přitom s okolím nevyměňuje žádné teplo, je nahrazen sledem tří kroků. V prvním kroku se určuje teplo (Q1) odpovídající změně teploty výchozích látek z T1 na Tst = 298 K. Při teplotě Tst se vypočte standardní reakční teplo (Q2) spalovací reakce. Ve třetím kroku se stanovuje teplo (Q3) potřebné na ohřev produktů z Tst na konečnou (adiabatickou) teplotu Tad. Hledaná teplota Tad se následně určí řešením rovnice:

B  a0 

Jak bylo uvedeno výše, tepla Q1, Q2 a Q3 odpovídají příslušným změnám molární vnitřní energie. Lze je vyhodnotit následovně: Tst   Q1      i (c 0pm,i  R ) dT  T1  vých.l . 

(2)

    0 0 Q2     i H 298, i    i H 298,i      i    i  RTst (3) vých.l . vých.l .   prod .   prod . Tad   Q3      i (c 0pm,i  R )dT  Tst  prod . 

(4)

kde c 0pm,i izobarické molární tepelné kapacity látek ve stavu ideálního

plynu,

stechiometrické koeficienty v příslušné spalovací reakci,

0 H 298,i standardní

slučovací entalpie látek při Tst = 298 K a standardním tlaku 101,325 kPa a R je univerzální plynová konstanta (8,3145 J K-1mol-1).

a1 a2 a3 a4    T T2 T3 T4

což je obvyklý tvar nebo







2

C

 C1,i  e 1,i c 0pm,i  Ai  B1,i    T  1  e C1,i



2

T



T 2

C

 C2,i  e 2,i  B2,i    T  1  e C2,i



T



T 2

(5)

který je pro kladné hodnoty parametrů B1,i, B2,i, C1,i, C2,i rostoucí funkcí teploty. Tato funkční závislost je tudíž vhodná pro extrapolace 0 (c 0pm,i na vyšší teploty. Parametry Ai, B1,i, B2,i, C1,i, C2,i spolu s H 298,i , jsou pro velké množství látek k dispozici v monografiích a databázích, např. [6]. Výpočet výchozích parciálních tlaků a složení směsi Pro zadaný celkový tlak (p), výchozí teplotu (T1) a daný objem autoklávu (V) jsou pomocí viriálové stavové rovnice počítány výchozí vlastnosti směsi. Ze zvoleného množství vzduchu vůči spalované látce a poměru n(N2): n(O2) ve vzduchu se nejprve počítají molární zlomky složek (xi) ve výchozí plynné směsi a tomu odpovídající parciální tlaky (pi = xi p). Pro tuto směs je pak vyhodnocen její druhý viriálový koeficient dle vztahu: B    xi x j Bij i j

28

(6)







Z viriálové stavové rovnice: B n1,tot pV 1 n1,tot RT1 V

(9)

je pak následně počítáno počáteční celkové látkové množství plynné směsi (n1,tot) v autoklávu o objemu V za teploty T1 a tlaku p. Z tohoto látkového množství, stechiometrie spalovací reakce a teploty Tad je možno odhadnout konečný tlak v autoklávu, složení konečné směsi a energii tlakové vlny. Pro určení konečného tlaku byla použita rovnice ideálního plynu. Použití viriálové stavové rovnice pouze s druhým viriálovým koeficientem není v tomto případě vhodné, neboť konečný tlak je poměrně vysoký (bylo by nutné použití i třetí viriálový koeficient). Vzhledem k vysoké konečné teplotě a nejistotě jejího určení je však možné odhadnout konečný tlak pomocí stavové rovnice ideálního plynu, tj. dle vztahu: Tad n2,tot p2  p (10) T1 n1,tot kde n2,tot celkové látkové množství plynných produktů spalovací reakce, které lze určit ze stechiometrie reakce a výchozího látkového množství směsi:

0

Tepelné kapacity(c pm,i v rovnicích (2) a (4) je nutno uvažovat teplotně závislé. Vzhledem k předpokládanému širokému teplotnímu intervalu je nutno teplotní závislost tepelných kapacit volit obezřetně. V literatuře obvykle uváděné polynomické závislosti nemusí být vhodné, neboť často vykazují extrém a tudíž jsou nevhodné pro extrapolaci na vyšší teploty. Z tohoto důvodu byl 0 pro(c pm,i použit vztah [6]:

(7)

 R  1  R  e u / kT   1   R  1 e( u / kT )  1   1 1 2  (8) B  2V   ( 0.21u / kT )   R3  R2  e 1   *

(1)

Q1  Q2  Q3  0

νi

kde Bii jsou teplotně závislé viriálové koeficienty čistých látek (spalované látky, O2 a N2) a Bij jsou smíšené viriálové koeficienty, které se z koeficientů čistých látek odhadují pomocí geometrického průměru (pokud mají stejné znaménko), nebo pomocí aritmetického průměru (pokud mají odlišné znaménko). Teplotní závislosti těchto koeficientů pro O2 a N2 byly převzaty z literatury [6]. V aplikaci Tad·xl sx je možno pro spalovanou látku zvolit zadání parametrů teplotní závislosti ve tvaru:

n2,tot  n1,tot

 i

prod .

(11)

 i

vých.l .

Odhad energie rázové vlny Z vyhodnocených dat byla rovněž odhadnuta energie tlakové vlny. Ta byla počítána jako práce při nevratné adiabatické expanzi z tlaku p2, teploty Tad a objemu V na normální tlak p0 = 0,1013 MPa a teplotu Tad2. Z podmínky platné pro adiabatický děj - práce je rovna změně vnitřní energie, tj. kde

a

w  U

(12)

 n2,tot RTad 2  w   p0 (V2  V )   p0  V  p0  

(13)

Tad 2   U  n2,tot    xi c 0pm,i  R  dT (14) Tad  prod  byla numericky vyhodnocena teplota Tad2 po nevratné adiabatické expanzi na normální tlak. Energie tlakové vlny (w) byla pak vypočtena z rovnice (13). Záporná hodnota této veličiny plyne z termodynamické uzance a znamená, že práce je vykonávána.

Energie rázové vlny (w) stechiometrických výbušných směsí hořlavých plynů a par hořlavých kapalin se vzduchem nebo kyslíkem lze též odhadnout podle energetické bilance spálení výbušné směsi, viz rovnice (15). Ostrava 4. - 5. září 2013


w    H c  m f kde w

energie [kJ] rázové vlny v uzavřené nádobě/prostoru,

α

zisk/podíl energie hoření v procentech, využité ke tvorbě rázové vlny. Pro neuzavřené prostory se předpokládá α = 1 % a pro uzavřené prostory,

α

100 %,

mf

hmotnost hořlavého plynu/par [kg],

∆Hc spalné teplo hořlavého plynu/hořlavé kapaliny [kJ.kg-1]. Z energie w [kJ] lze vypočítat ekvivalentní hmotu WTNT [kg] trinitrotoluenu (TNT) se stejným účinkem, a to podle rovnice (16). WTNT  w / 4500 (16) Odhad maximálního výbuchového tlaku Zapálení výbušné plynné směsi v reaktoru nebo skladovací nádobě pravděpodobně způsobí deflagraci, tj. šíření vzniklého plamene od místa iniciace všemi směry do ještě nevyhořelé směsi podzvukovou rychlostí. Konzervativní odhady poměru špičkové hodnoty deflagračního tlaku Pmax k počátečnímu tlaku Po v uzavřené nádobě jsou založeny na řešení stechiometrické směsi hořlavé složky se vzduchem/kyslíkem. Hodnoty Pmax jsou pro různé hořlavé plyny/páry se vzduchem v uzavřených nádobách tabelovány při standardních počátečních podmínkách (Po = 1 atm, To = 298,15 K), např. pro metan (Pmax/Po)st = 71, pro vodík (Pmax/Po)st = 7,1 [1, 2]. V praxi jsou skutečné podmínky v reakčních nebo skladovacích nádobách s hořlavými plyny/plynným oxidantem mimo tyto standardní podmínky. Pokud se počáteční podmínky v uzavřených nádobách od standardních významně liší, lze poměr (Pmax/Po) výpočetně odhadnout ze stavových rovnic ideálního plynu na konci deflagračního hoření a před zapálením podle rovnice (17). Pmax / Po  Tmax / To

Pmax  Po .{ 1  (To, st / To )  ( Pmax / Po  st  1]}

(15)

(17)

Z publikovaných dat [2] vyplývá, že Pmax roste s rostoucím počátečním tlakem Po při pevné počáteční teplotě To, ale klesá s rostoucí teplotou při pevném počátečním tlaku Po. Pro množství hořlavých plynu a par hořlavých kapalin lze pro aplikaci rovnice nalézt hodnoty adiabatické teploty plamene a spalného tepla v tabulkách nebo vypočítat, což jsou relativně snadné výpočty pro fyzikálního chemika podle Kirchhoffovy věty a znalosti izobarických, resp. isochorických molárních kapacit hořlavé látky, kyslíku, dusíku a spalin (CO2, H2O, SO2, atd.). Lze předpokládat, že výše uvedené odhady lze přesněji vyjádřit jak z hlediska chemické rovnice hoření a stavových rovnic reálného plynu, tak i korelačními rovnicemi odvozenými z naměřených hodnot. Výpočetní odhady Pmax však nemohou nahradit jeho zkušební stanovení za definovaných podmínek validovanou zkušební metodou. Z látkového množství, stechiometrie spalovací reakce a teploty Tad je možno tak odhadnout jak konečný tlak v autoklávu, složení konečné směsi a energii tlakové vlny. Pro odvození konečného tlaku lze aplikovat rovnici ideálního plynu. Použití viriálové stavové rovnice pouze s druhým viriálovým koeficientem není v tomto případě vhodné, neboť konečný tlak je poměrně vysoký (bylo by nutné použití i třetí viriálový koeficient). Vzhledem k vysoké konečné teplotě a nejistotě jejího určení je však možné odhadnout konečný tlak pomocí stavové rovnice ideálního plynu, tj. dle vztahu (22): Tad n2,tot p2  p (22) T1 n1,tot kde n2,tot je celkové látkové množství plynných produktů spalovací reakce, které lze určit ze stechiometrie reakce a výchozího látkového množství směsi, viz rovnice (23). n2,tot  n1,tot

kde Tmax píková hodnota teploty [K] dokonalého hoření na konci deflagrace za adiabat. podmínek, To

hodnota počáteční teploty výbušné směsi před zapálením [K],

Pmax maxim. tlak [kPa], který vznikne dokonalým spálením výbušné směsi, Po

počáteční, atmosferický tlak [kPa],

Tmax lze odhadnout z tepelné rovnováhy na konci hoření podle rovnice (18) [4]. moc p   Tmax  To   m f H

(18)

kde mo

celková hmotnost směsi palivové složky/vzduch [kg],

cp

efektivní měrné teplo plynné směsi [kJ.kg-1K-1],

mf

hmotnost hořlavé palivové složky ve směsi [kg],

Dosazením Tmax z rovnice (17) do rovnice (18) lze poměr (Pmax/Po) vyjádřit podle rovnice (19), tj. bez znalosti Tmax. (19)

Rovnici (17) lze aplikovat též pro deflagrační hoření/výbuch za standardních podmínek,viz rovnice (20).

 Pmax / Po s t  1  (m f . H / (c p moTo ,st ))

(20)

Předpokládáme-li, že ∆H/cp je zanedbatelně závislé na tlaku a teplotě, lze dosazením poměru mf·∆H/(cp mo) z rovnice (19) do rovnice (20) vyjádřit Pmax se znalostí vstupních dat pouze za standardních a počátečních podmínek dle rovnice (21) s přesností do 10 %. Ostrava 4. - 5. září 2013

 i

prod .

 i

(23)

vých.l .

Energii tlakové vlny lze odvodit jako práci při nevratné adiabatické expanzi proti konstantnímu (atmosférickému) tlaku. Za tento tlak byl zvolen normální tlak 101,3 kPa. Nejprve je nutno určit příslušnou teplotu při nevratné expanzi. Lze odvodit z výše uvedených rovnic, že: Tad 2   n2,tot RTad 2    p0   V   n2,tot    xi c 0pm,i  R  dT p0 Tad  prod     12.54  8.3145  Tad2  0.1013   10000   0.1013  

(24)

Tad 2    12.54    xi c 0pm,i  8.3145  dT 2030  prod 

∆H reakční teplo jednotky hmotnosti hořlavého plynu [kJ.kg-1].

Pmax / Po  1  (m f . H / (c p moTo )

(21)

kde xi jsou molární zlomky látek v konečné směsi, které lze určit ze stechiometrických koeficientů příslušné vyčíslené reakce hoření. Závěr V článku uvedené a odvozené rovnice pro výpočetní odhad adiabatické teploty plamene při hoření/výbuchu, energie rázové vlny a maximálního výbuchového tlaku směsí hořlavých plynů nebo par se vzduchem či kyslíkem je praktické naprogramovat do excelovské tabulky a pouhou změnou vstupních dat rychle získat požadované hodnoty. Nutno zdůraznit, že se jedná pouze o odhady, jejichž přesnost resp. nejistotu lze v řadě případů zjistit porovnáním s naměřenými daty.

29


Literatura [1]

SFPE Handbook of Fire Protection Engineering, 2nd Edition, 1995.

[2]

Dvořák, O.; Ševcík, L.: Zkušební metody a zařízení pro stanovení potrebných PTCH hořlavých látek a materiálu k hodnocení hypotéz vzniku a šírení požáru. Závěrečná výzkumná zpráva řešení DVÚ č. 5 výzk. projektu č. VD20062010A07. Praha: MV - GR HZS CR, Technický ústav PO, 2011, 121 s.

[3]

Movileanu, C. at all: Explosion pressure of confined deflagrations propagating in stoichiometric gaseous mixtures of lower alkanes with air. Analele Universitatii din BucurestiChimie, Vol. 18, No. 2, 2009, pp. 39-46.

[4]

Dvořák, O. a kol.: Výzkumný projekt č. VF20112015020 Výzkum a vývoj progresivních metod stanovení PTCH hořlavých látek a materiálu za specifických technologických podmínek. Dílčí zpráva o výsledcích řešení za r. 2011. Praha: MV - GR HZS CR, Technický ústav PO, 91 s.

[5]

Dvořák, O. a kol.: Výzkumný projekt č. VF20112015020 Výzkum a vývoj progresivních metod stanovení PTCH hořlavých látek a materiálů za specifických technologických podmínek. DVÚ č. 2 „Výzkum a vývoj metod zkušebního stanovení a výpočetního odhadu DMV, HMV, Pmax, brizance a KGmax hořlavých plynů a par hořlavých kapalin za podtlaku nebo přetlaku ve vzduchu nebo jiném plynném oxidantu. Dílčí zpráva s výsledky řešení za r. 2012. Praha: MV - GR HZS CR, 2013, 91 s.

[6]

Dymond, J.D.; Marsh, K.N.; Wilhoit, R.C.: Virial Coefficients of Pure Gases and Mixtures. Springer: 2003. ISBN 3540443401.

Publikace z edice SPBI SPEKTRUM Protivýbuchová prevence

8.

EDICE SPBI SPEKTRUM


JAROSLAV DAMEC

PROTIVÝBUCHOVÁ PREVENCE

Jaroslav Damec Autor rozdělil obsah problematiky protivýbuchové prevence do dvou částí. První část je věnována objasnění pojmu výbuch, možnosti jeho vzniku, způsobu vyjádření chování výbušných směsí, faktorů ovlivňujících toto chování, růzností projevu a působení na okolí, možnosti předpovědi hrozícího nebezpečí výbuchu, příklady vytváření výbušných směsí. Účelem této části je přiblížit tuto problematiku tak, aby čtenář mohl rozpoznat hrozící nebezpečí a uvědomit si potřebu protivýbuchových opatření. Ve druhé části shrnuje současné možnosti zabránění vzniku podmínek výbuchu resp. pro případy, kde to není možné, nebo by to nebylo vhodné, možnosti konstrukční protivýbuchové ochrany, která počítá s možným výbuchem a umožní upravit konstrukci zařízení, potrubí nebo budov tak, aby výbuch neohrozil okolí ani zařízení, tj. sníží účinky výbuchu na „nejmenší možnou míru“. Účelem této kapitoly v souvislostí s částí prvou je umožnit čtenáři posoudit v konkrétním případě, zda navrhovaná opatření odpovídají současným požadavkům protivýbuchové ochrany.

ISBN 80-86111-21-0. Rok vydání 2005.

cena 160 Kč

Protivýbuchová prevence v potravinářství a zemědělství EDICE SPBI SPEKTRUM

23.


KOLEKTIV AUTORģ

PROTIVÝBUCHOVÁ PREVENCE V POTRAVINÁěSTVÍ A ZEMċDċLSTVÍ

kolektiv autorů Kniha vznikla v rámci programu Copernikus stanoveného Evropskou unií k rozvoji spolupráce se zeměmi střední Evropy; byly osloveny Polská a Česká republika ve věci spolupráce na zpracování tématu „Požární a protivýbuchová prevence v zemědělství a v potravinářském průmyslu“ pod koordinací organizace Ineris Francie. Obsahuje rozbor nebezpečí požáru a výbuchu, uvádí statistiku významných nehod a jejich příčiny, možná opatření požární a protivýbuchové prevence se zaměřením na skladování a samovznětlivé vlastnosti zemědělských a potravinářských produktů. Shrnuje francouzské a české národní předpisy vztahující se k uskladňování organických výrobků vytvářejících hořlavý prach a návod pro posuzování nebezpečí požáru a výbuchu těchto prašných provozů. Zabývá se možností odlehčení a potlačení výbuchu v silech a v jejich podzemních chodbách. Popisuje způsoby skladování zrnin ve Francii a České republice. ISBN 80-86111-41-5. Rok vydání 1999.

cena 190 Kč


30



Hodnotenie povrchových úprav dreva retardérmi horenia Assessment of Wood Modifications by Fire Retardants Ing. Adelaida Fanfarová

Rozdelenie retardérov horenia podľa princípu retardácie [2]:

prof. Ing. Anton Osvald, CSc.

1. Retardéry uvoľňujúce nehorľavé plyny v tom tepelnom rozsahu, kedy sa tvoria aj horľavé plyny, nastáva riedenie horľavých plynov, čím sa znižuje ich koncentrácia a sťažuje sa ich zapálenie.

Žilinská univerzita v Žiline, Fakulta špeciálneho inžinierstva Ul. 1. mája 32, 010 26 Žilina, Slovenská republika [email protected], [email protected] Abstrakt Príspevok sa zaoberá retardérmi horenia ako prostriedkom pre zvýšenie protipožiarnej bezpečnosti a ochrany pred požiarmi. Na základe analýzy súčasného stavu popisuje retardéry horenia z hľadiska druhov, možností ich aplikácie a využitia v praxi. Zameriava sa na povrchové úpravy dreva retardérmi horenia a ich viackriteriálne hodnotenie fyzikálnymi parametrami charakteristickými pre horenie dreva. Cieľom príspevku je zlepšenie a rozšírenie poznatkov týkajúcich sa problematiky retardérov horenia a ich kvality potrebnej na zabezpečenie protipožiarnej prevencie. Kľúčové slová Drevo, povrchové úpravy dreva, retardéry horenia. Abstract The paper deals with fire retardants as a means how to improve fire safety, security and protection. Based on the analysis of the current state the paper describes the characteristics of fire retardants, possibilities of application and ways of their use in practice. It focuses on wood modifications by fire retardants and their multi-criteria assessment of physical parameters specific to process of wood burning. The aim of this paper is the improvement and extension of knowledge concerning about area of fire retardants and their quality required to ensure fire prevention.

2. Retardéry kumulujúce teplo z tepelného zdroja, čím zdroj tepla ochladzujú. Tieto retardéry majú obmedzenú aplikáciu použitia, nakoľko rýchlo podliehajú starnutiu a klesá ich účinnosť. 3. Penotvorné intumescentné retardéry majú najširšie možnosti aplikácie a najvyššiu účinnosť - fyzikálno-chemickú. V prvej etape pôsobenia tepla reaguje jedna zložka retardéru, ktorá z tenkej vrstvy vytvorí niekoľkocentimetrovú penu, ktorá oddiali povrch horľavého materiálu od zdroja tepla. Pri ďalšom ohriatí dochádza k chemickým reakciám, ktoré tiež výrazne spomaľujú proces horenia. 4. Retardéry mechanického typu ako sú napr. fólie a rôzne obklady z nehorľavých materiálov. Rozdelenie retardérov horenia podľa spôsobu aplikácie: • Aplikácia náterom - napr. nátery na stavebné konštrukcie a kovy. • Aplikácia máčaním - napr. prímesi do tepelných izolácií a plastov. • Aplikácia impregnáciou - napr. impregnácia dreva a drevených výrobkov. Správny výber a voľba retardéru horenia, jeho samotná aplikácia a odborné ohodnotenie podmienok prostredia, ktoré budú pôsobiť na horľavý materiál, ktorý je potrebné upraviť, predstavuje v praxi funkčný celok retardácie. Aby sa dosiahla adekvátna účinnosť, je potrebné prihliadať na spôsob aplikácie (obr. 1), ktorý je navyše podmienený druhom retardačnej úpravy materiálu. Retardéry prvej skupiny, ktoré sú na báze vodorozpustných roztokov anorganických solí môžeme aplikovať náterom, máčaním alebo impregnáciou. Intumescentné retardéry je možné aplikovať len náterom [3].

Key words Wood, wood modifications, fire retardants. Úvod V oblasti protipožiarnej vedy predstavuje nehorľavá úprava horľavých materiálov komplikovaný cieľ. Jednou z možností protipožiarnych opatrení pred iniciáciou procesu horenia a možným rozvojom požiaru je aplikácia retardérov horenia. Staršia literatúra uvádza termín antipyrény, prípadne antipyrénne úpravy, ktorý predchádza súčasnému pojmu retardér - „spomalovač.“ Retardéry horenia Retardéry horenia sú chemické impregnačné látky, ktoré svojim chemickým, fyzikálnym alebo kombinovaným spôsobom bránia zapáleniu, spomaľujú proces horenia horľavého materiálu a eliminujú vznik požiaru. Podstata predstavuje naviazanie retardačnej skupiny na daný prvok za účelom zabránenia reakcii v horľavom súbore a väčšinou retardéry fungujú na princípe znemožnenia prístupu oxidačného činidla. Tiež môžu ovplyvniť pomer horľavosti, zlepšiť požiarnotechnické charakteristiky a majú schopnosť chrániť impregnovaný materiál pred priamym kontaktom plameňa, bezplamenným horením (tlenie) a pred zvýšenými teplotami. Retardácia horenia je proces pomerne zložitý a väčšinou je založený na použití navzájom sa doplňujúcich a ovplyvňujúcich retardačných systémov. Retardácia nových materiálov (napr. plasty) je relatívne jednoduchá, u materiálov na prírodnej báze (napr. drevo) je proces retardácie komplikovanejší [1, 4].


Obr. 1 Účinnosť retardéru horenia v závislosti od jeho aplikácie (N - neupravený materiál, 1 - jednostranný náter, 2 - dvojstranný náter, I - impregnácia, Q - hodnota pre zaradenie do triedy horľavosti podľa STN 73 0862) [3] V súčasnej technickej praxi existuje celé spektrum rôznych druhov retardérov horenia a retardačných povrchových úprav, ktoré sa využívajú hlavne na dosiahnutie zníženia horľavosti bežne používaných látok, napr. dreva. Môžu byť aplikované na hotové výrobky alebo pridané počas technologického procesu spracovania materiálov. Spôsob aplikácie a mechanizmus účinku retardérov horenia závisí od vlastností retardéra a od vlastností upravovaného materiálu, ktorý chceme chrániť pre negatívnymi vplyvmi požiaru. Retardéry horenia je možné aplikovať na rozmanité druhy povrchov a materiálov: na drevo, nábytok, plasty, kovy, farby, textílie, 31


či hračky, taktiež na stavebné a konštrukčné prvky, obklady stien a stropov, podlahové krytiny, izolačné materiály, elektrické spotrebiče, elektronické zariadenia, prestupy káblov a káblových zväzkov, či iné. Retardácia - inhibícia (spomaľovanie) procesu horenia horľavých materiálov a retardéry horenia - chemické látky spomaľujúce chemické a fyziologické procesy pri horení, sa v súčasnosti posudzujú testovacími metódami, ktoré pre potreby protipožiarnej ochrany hodnotia použité horľavé materiály, ich povrchové úpravy a porovnávanie retardačných účinkov na materiály aj okolie.

Výsledky experimentu Tab. 1 Hodnoty charakteristických časov procesu horenia pre hodnotenie povrchovej úpravy dreva vybraných retardérov horenia Čas zapálenia [s]

Čas samovoľného horenia [s]

Čas tlenia [s]

Plamostop D transparent

30

5,2

2,4

Plamostop D štandard

65

0

2

30,4

4,8

16

85

6

28

Názov retardačnej látky

FaluRed komerčný

Medzi vhodné skúšobné metódy patria [5]:

FaluRed pôvodný recept

• testy zápalnosti,

FaluRed zmes 2

37,4

16,4

31

• testy ohraničeným šírením plameňa,

FaluRed zmes 3

33,2

9,8

29,6

• stanovenie kyslíkového čísla (index obmedzenia kyslíka),

Nanopol XP 20/0174

83

26,6

3

• stanovenie spalného tepla (testy na uvoľnenie tepla),

Nanopol XP 21/1264

43

1

16,6

• termická analýza,

Nanopol XP 21/1184

41

13,6

11

• stanovenie optickej hustoty dymu (dymové testy).

Neupravené drevo

27,6

22,4

69,4

Experiment V experimente boli testované a hodnotené skúšobné vzorky s retardačnou povrchovou úpravou dreva a pre porovnanie aj neupravené vzorky dreva skúšobnou metódou testom ohraničeným šírením plameňa v skúšobnom zariadení a v laboratórnych podmienkach. Základný skúšobný materiál pre experiment predstavovali skúšobné vzorky smrekového dreva s rozmermi 200 x 95 x 10 mm (± 1 mm). Smrek obyčajný má zo všetkých drevín najširšie uplatnenie v praxi. Používa sa ako konštrukčný a pomocný materiál v stavebnej výrobe a pri výrobe nábytku, preglejok, latoviek, vláknitých a trieskových dosiek [2].

Obr. 3 Hodnoty času zapálenia pre jednotlivé retardéry horenia

Na súbor skúšobných vzoriek boli náterom ako povrchové úpravy aplikované retardéry horenia: Plamostop D transparent, Plamostop D štandard, FaluRed komerč., FaluRed - pôvodný recept, FaluRed - zmes 2, FaluRed - zmes 3, Nanopol XP 20/0174, Nanopol XP 21/1264, Nanopol XP 21/1184. Skúšobné zariadenie pozostáva z držiaka vzorky, horáka, prietokomeru a z plynovej fľaše (obr. 2). Jednotlivé skúšobné vzorky boli umiestnené do držiaka vzorky pod uhlom 45° voči vodorovnej rovine. Pri každom meraní bola zachovaná presne definovaná výška plameňa a vzdialenosť stredu skúšobnej vzorky od ústia horáka. Čas pôsobenia plameňa na skúšobnú vzorku predstavoval 5 minút. Retardéry horenia boli ako povrchová úprava dreva hodnotené fyzikálnymi parametrami charakteristickými pre horenia dreva, ktorými sú charakteristické časy procesu horenia: čas zapálenia, čas samovoľného horenia a čas tlenia. Všetky charakteristické časy procesu horenia boli merané v sekundách.

Obr. 4 Hodnoty času samovoľného horenia pre jednotlivé retardéry horenia

4 1

2

3

5

Obr. 5 Hodnoty času tlenia pre jednotlivé retardéry horenia Obr. 2 Schéma skúšobného zariadenia použitá v experimente: 1 - plynová bomba, 2 - prietokomer, 3 - horák, 4 - skúšobná vzorka, 5 - držiak skúšobnej vzorky 32



V interakcii s požiarnotechnickými zariadeniami a prostriedkami na ochranu pred požiarmi, ako sú napr. alarmy, detektory dymu, hasiace systémy, protipožiarne nástreky, retardéry horenia ponúkajú jeden z najviac dostupných a efektívnych prostriedkov na ochranu ľudí, ich majetkov a zložiek životného prostredia pred účinkami požiaru. V súčasnosti už trh ponúka aj ekologické protipožiarne prípravky určené špeciálne pre drevo a jeho povrchové úpravy. Zoznam použitej literatúry

Obr. 6 Porovnanie hodnôt sledovaných charakteristických časov procesu horenia pre hodnotenie vybraných retardérov horenia

[1]

Osvaldová, L.: Retardéry horenia. Arpos, 18-19, 2005. ISSN 1335-5910.

[2]

Osvald, A.: Hodnotenie požiarnej bezpečnosti materiálov a výrobkov z dreva a na báze dreva. Skriptá. Zvolen: Technická univerzita vo Zvolene, 1997. 104 s. ISBN 80-228-0595-5.

[3]

Osvald, A.; Osvaldová, L.: Retardácia horenia smrekového dreva. Vedecké štúdie. Zvolen: Technická univerzita Zvolen, 2003. 61 s.

[4]

Drysdale, D.: An Introduction to Fire Dynamics. Second edition. University of Edinburgh, UK. West Sussex, England: John Wiley & Sons Ltd, 1999. ISBN 0 471 97290 8.

[5]

SCIENCEDIRECT - The world’s leading full-text scientific database. [2012]. http://www.sciencedirect.com/science/ articles/PII/URL&_method=list.

Záver Testované a hodnotené boli 3 druhy retardérov horenia, ktoré boli aplikované náterom na vzorkách zo smrekového dreva. Každý z nich pôsobil na odlišnom princípe a disponoval rôznymi výsledkami. Z nameraných hodnôt možno vyvodiť najúčinnejšie retardéry horenia zo všetkých testovaných retardérov: Plamostop D štandard, FaluRed pôvodný recept a Nanopol XP 21/1264.

Publikace z edice SPBI SPEKTRUM Drevo a jeho termická degradácia EDICE SPBI SPEKTRUM

45.


DANICA KAýÍKOVÁ MIROSLAVA NETOPILOVÁ ANTON OSVALD

DREVO A JEHO TERMICKÁ DEGRADÁCIA


Danica Kačíková, Miroslava Netopilová, Anton Osvald Publikace se zabývá dřevem a jeho použitím z hlediska protipožární ochrany a bezpečnosti. Autoři se zabývají hodnocením dřeva, popisují charakteristiky dřeva, chemické složení, fyzikální a mechanické vlastnosti dřeva za normálních podmínek a při zvýšené teplotě, se zaměřením na protipožární ochranu.

ISBN 80-86634-78-7. Rok vydání 2006.

cena 75 Kč


33


Posouzení a standardizace fyzické ochrany objektů veřejných vysokých škol Assessment and Standardization of Physical Protection of Public Universities Objects Ing. Libor Foldyna doc. RNDr. Jiří Švec, CSc. VŠB - TU Ostrava, Fakulta bezpečnostního inženýrství Lumírova 13, 700 30 Ostrava - Výškovice [email protected], [email protected] Abstrakt Problematika terorismu, ochrany proti kriminalitě, protispolečenskému chování a sociopatologickým jevům ohrožujícím bezpečnost občanů České republiky je aktuálním tématem dnešní doby. Bohužel, až na určité výjimky, v současné době není efektivně zajištěno posuzování fyzické ochrany objektů, které by se mohly stát terčem výše uvedených hrozeb. V práci na projektu došlo k posouzení stávající úrovně fyzické ochrany objektů veřejných vysokých škol s následným stanovením minimální úrovně fyzické ochrany těchto objektů za využití nových postupů, praktik a echnologií. Klíčová slova Šikana, drogy, násilí, fyzická obhlídka, zónování, fakulta. Abstract The area of terrorism, protection against crime, anti-social behavior and sociopathological phenomena threatening the security of Czech Republic citizens is a hot topic today. Unfortunately, with certain exceptions, currently is not effectively ensured the assessment of physical protection of objects that could become targets of these threats. The work on the project was to assess the current level of physical protection of public universities objects, followed by setting a minimum level of physical protection of these objects using the new procedures, practices and technologies. Key words Bullying, drugs, violence, physical visual inspection, zoning, faculty. V médiích i mezi odbornou veřejností se v poslední době často diskutuje o násilí ve školách. Vytvářejí se nejrůznější preventivní programy proti násilí ve škole, primárně zaměřené na žáky. Násilí dosáhlo takového stupně, že žák může přijít do školy a jakoukoli dostupnou zbraní zabít své spolužáky, učitele či ředitele. Nejvíce se zkoumá násilí či šikana mezi žáky samotnými, je ale málo empirických studií v ČR, které by se zabývaly detailnějším studiem násilí vůči učitelům ze strany žáků. Přitom i učitelé se v současné škole musí umět vyrovnat s agresivním chováním žáků nejen k sobě navzájem, ničením majetku školy, krádežemi, šikanou či drogami, ale i s agresivním chováním žáků vůči své osobě. Problém násilí žáků na učiteli může výrazně ovlivňovat učitelův psychosomatický a psychický stav, výkon a posléze i samotné vzdělávání žáků. Podíváme-li se na vzory, mediální „ikony“, sotva tam najdeme nevýrazného intelektuála. Ten je v kontaktu se společností vnímán jako outsider či okrajová bytost. Kdo se dovede prosadit, kdo na sebe strhne pozornost i pomocí neúčelového, nesmyslného násilí, tak ten se stává „někdo“; je hrdinou. Vzory úspěšných mužů, kteří komunikují výhradně s pistolí v ruce a v případě, že ji nemají, nebo 34

došly náboje, řeší přerušenou diskusi se zaťatou pěstí, jsou v mnoha případech brány za vzor i v civilním životě. Jen jednou se zatím schylovalo ke střelbě v české škole. Devatenáctiletý Vojtěch Žižka přišel do Střední uměleckoprůmyslové školy v Českém Krumlově s nabitou brokovnicí. Původně měl v úmyslu zabít přítele dívky, s níž se rozešel. Pak si vraždu rozmyslel a puškou prý chtěl soka jen vystrašit. V roce 2004 ubodal šestnáctiletý učeň Středního odborného učiliště ze Svitav při vyučování učitele Bohuslava Šíbla. Pachatel byl uzavřený, s nikým se nebavil, a ani nebyl vyhlášený výtržník. Byl to naneštěstí první a dosud poslední vražedný útok na půdě školy. Výběr nejhorších masakrů ve školách mimo území ČR: 1. srpna 1966 - Student Charles Whitman postřílel na univerzitě v texaském Austinu 14 lidí, než ho zneškodnil policejní střelec. Předešlé noci zabil mladík své rodiče. 6. prosince 1989 - Na univerzitě v kanadském Montrealu postřílel pětadvacetiletý nepřítel žen Marc Lepine 14 studentek. Potom se sám zabil. 13. března 1996 - Ve škole ve skotském Dunblane zastřelil třiačtyřicetiletý Thomas Hamilton 16 dětí ve věku od pěti do šesti let a jejich učitelku. Po činu spáchal sebevraždu. Tato událost zůstává dodnes nejhorším masakrem ve školách. 9. března 1997 - Šest mrtvých a dva těžce zraněné si vyžádala střelba ze samopalu, kterou zahájil ve Vojenském stavebním učilišti v Kamyšinu (Volgogradská oblast) jeho posluchač. 20. dubna 1999 - Dva osmnáctiletí mladíci postříleli na střední škole Columbie na denverském předměstí Littleton 12 studentů a profesora, 23 dalších zranili. Útočníci poté spáchali sebevraždu. 8. června 2001 - Osm japonských školáků ubodal a 13 zranil duševně narušený Mamoru Takuma ve škole v obci Ikeda na předměstí Osaky. Pobodal také dva učitele. 26. dubna 2002 - Na gymnáziu v durynském Erfurtu zabil devatenáctiletý bývalý žák školy Robert Steinhauser 16 lidí a pak sebe. Během amoku postřílel pistolí 13 dospělých pracovníků školy, převážně učitele, dále dva školáky a jednoho policistu. 26. listopadu 2004 - Muž ozbrojený nožem ve střední Číně ve městě Žu-čou ubodal osm středoškoláků a čtyři další zranil. 21. března 2005 - Deset lidí zemřelo v indiánské rezervaci Red Lake v americkém státě Minnesota. Šestnáctiletý student místní střední školy Jeff Weise zabil doma své prarodiče a pak v areálu školy zastřelil pět spolužáků, strážce, učitelku a nakonec sebe. 2. října 2006 - Při střelbě na škole v americkém městě Nickel Mines v Pensylvánii přišlo o život nejméně šest lidí. Několik dalších možná bylo vzato jako rukojmí. 3. října 2006 - Nejméně tři dívky zahynuly v malé škole v pensylvánské vesnici Nickel Mines poté, co do ní vtrhl šílený střelec a zahájil palbu. Dalších několik dívek utrpělo vážná zranění. Vesnici obývají příslušníci křesťanské sekty Amišů, kteří žijí život na úrovni 19. století. 20. listopadu 2006 - Smrtí pachatele skončilo přepadení školy na severozápadě Německa, kdy vtrhl dopoledne na dvůr reálky ve městě Emsdetten nedaleko nizozemských hranic maskovaný mladík (bývalý žák školy), začal střílet kolem sebe a několik osob zranil. Nakonec si vzal život střelou do hlavy.



16. duben 2007 - Jihokorejský student Čo Sung-hii povraždil v ranních hodinách na Univerzitě ve virginském Blacksburgu nejméně 32 studentů a nakonec obrátil zbraň i proti sobě. Nejdříve spustil palbu v prostorách studentské koleje a své krvavé dílo zkázy dokonal zhruba o dvě hodiny později přímo v učebnách Virginského polytechnického institutu. 11. březen 2009 - Německá policie zastřelila 17-letého mladíka 40 kilometrů od místa činu, kde mladík postřílel ve škole v Winnendenu 15 studentů mezi 16 až 18 lety. Směry bezpečnostního výzkumu plynoucího ze současných hrozeb se zřetelem na veřejné vysoké škol Bezpečnostní výzkum je multidisciplinární směr, ve kterém se může uplatnit celá řada vědních disciplín. S ohledem na charakter tohoto výzkumu je zde zahrnut zejména segment bezpečnosti zabývající se hrozbami chráněným zájmům, což je míra výskytu útoku (tedy teroristického, extremistického, kriminálního) v daném místě a je určena schopností útočníka, zranitelností chráněných zájmů a úmyslem útočníka. Jako důsledek hrozby jsou čas od času v určitých místech jevy, které od určité velikosti působí ztráty, škody a újmy lidem a dalším chráněným zájmům, na nichž jsou lidé závislí a jejíchž označení závisí na velikosti ztrát, škod a újmy na chráněných zájmech nebo na způsobu zvládnutí této situace. Problematika ochrany osob a majetku je u odborné veřejnosti dnes vnímána zcela seriózně a patří mezi oblasti prezentované v dokumentu „Společné minimum pro potřeby vzdělávání odborníků v oblasti bezpečnosti (schváleného usnesením Bezpečnostní rady státu ze dne 3. července 2007 č. 32), jako minimum pro studijní obory v oblasti „bezpečnosti“ a nelze se již domnívat, jako v minulosti, že se jedná jen o hlídací, či policejní práci. Míra ochrany osob a majetku je dána bezpečnostní politikou každé organizace reprezentovanou bezpečnostním managementem, který individuálně určuje úroveň a strategii klasické ochrany s mechanickými, elektrickými a elektronickými prvky a nástavbou s režimovou a fyzickou ochranou doplněnou o pojištění. K tomu patří kvalifikovaně identifikovat rizika zabezpečení podniku z hlediska procesních a strukturálních protiprávních rizik a vymezit nejdůležitějších ohrožení k určení míry jejich minimalizace. Specifikací uvedených oblastí a jejich rozvedením lze vytvořit základnu pro možnosti směřování budování konkrétního segmentu bezpečnosti, tedy v oboru ochrany osob a majetku. Na základě toho lze stanovit základní výčet oblastí tzv. security bezpečnosti obecně. Jedná se tedy zejména o: - detekční systémy na CBRNE látky (chemické, biologické, radiační a jaderné a explosivní). Detekční kontrolou je myšlena kontrola s pomocí aplikace technických nebo jiných prostředků, které mají za úkol odhalit nebezpečné předměty, kterých je možno použít pro spáchání protiprávního činu; - projekční a kapacitní hledisko při projekci nových objektů s ohledem na bezpečnost organizace (bezpečnostní vzdálenosti, labyrintové systémy vstupu do chráněných oblastí atd.). K ochraně osob, majetku a informací zvláštního významu lze využít i stavební a projekční úpravy objektu organizací, labyrintové uspořádaní chodeb, díky kterému lze včas zadokumentovat špatný úmysl návštěvníka a v systému chodeb jej zachytit. Také únik pachatele ven je ztížen a umožní jeho záchyt. Je nutné posilovat v době kapacitních špiček systémy ostrahy a dodržovat projekčně bezpečnostní vzdálenosti (zpracovat metodiky stanovení bezpečných vzdáleností), tak, aby příhodná exploze neohrozila více klíčových míst v objektu a nevyřadila celou organizaci; - zvyšování bezpečnosti ochrany utajovaných informací v souvislosti s vývojem vyšších stupňů certifikovaných bezpečnostních zařízení a technologií;


- zvyšování přenosu a uložení utajovaných informací pro zajištění dálkového přenosu, ukládání a archivaci dat z důvodu eliminace neoprávněných zásahů zaváděním Steganografie (kryptografického šifrování) při komunikaci s co nejvyšším komfortem komunikace na koncových bodech systému. Zpráva může být zakódována na místo nepodstatného šumu v souborech se zvuky, obrázky, videem a podobně; - zavádění nových bezpečnostních technologií přístupových systémů, zejména celého spektra možností biometrické identifikace a verifikace; - způsobu zabezpečení při vzniku mimořádné události tak, aby se evakuovaný dav pohyboval co nejrychleji požadovaným směrem únikových cest, aby bylo zamezeno pohybu davu v nežádoucím směru. Jedná se o prostředky akustické, optické, elektrické a další; - systém opatření nových bezpečnostních informačních segmentů, které tvoří opatření k zajištění bezpečnosti v počítačových a komunikačních systémech proti útokům třetích osob na tyto systémy, počínaje záchytem reklamních a podvodných emailů a konče bezpečnostními ochrannými prvky v platebním styku prostřednictvím počítačových sítí; - systémy technické ochrany určené pro ochranu před živelními událostmi. Jedná se o zařízení včasné signalizace vzniklého nebo hrozícího nebezpečí, patří sem především nové prvky elektrické signalizace, ale i prvky signalizující živelné pohromy; - detekce nelegální manipulace a pohybu v chráněném pásmu prostřednictvím radarových systémů. Jako jeden z mnoha příkladu lze uvést infračervený senzorový systém, který je souborem prvků optické soustavy a elektronického hardwaru, jež je konstrukčně sloučen s infračerveným detektorem; - identifikace a diagnostika možných mimořádných událostí v bezpečnosti. Systémy modelování metod a postupů pro vypořádání s riziky a případové studie sloužící k demonstraci následků například modelování evakuace [1]. Všechny výše uvedené aplikace nelze na VVŠ zavádět najednou, některé dokonce nebude možné celoplošně aplikovat vůbec, ale je podstatné vnímat jejich existenci a v případě možnosti a potřeby je využít. Obecný postup analýzy rizik aplikovaný na fyzickou ochranu veřejných vysokých škol Kritériem výběru metod je dostupnost a rozšíření jejich aplikace v současné bezpečnostní praxi. Obecně lze uvést, že analýzu rizika protiprávních činů lze provádět v pořadí uvedeném na následujícím blokovém schématu. Postup analýzy rizika protiprávních činů

Stanovení hranice analýzy rizik

Identifikace aktiv a hodnoty aktiv

Identifikace rizik

Hodnocení rizik, zranitelností a pravděpodobnost jevu

Optimalizace a snižování rizika

Obr. 1 Blokové schéma analýzy rizika [2]

35


K analýze rizik lze kupříkladu využít nejdříve metody identifikace rizika, konkrétně tedy aplikované metody graficky analytického modelování rizik. Dejme tomu aplikováním metody „stromu poruch“ (FTA), nebo metoda „rybí kostry“, tzv. Ishikawův diagram příčin a následků. K výpočtu, hodnocení identifikovaných rizik lze navrhnout metodu „selhání a jejich dopadů“ (FMEA). Řešení je započato nejdříve postupem z hlediska procesu probíhajících v systémech a podsystémech organizace a následně postupem z hlediska struktury, tedy perimetru, plášťové ochrany budov, prostorové ochrany a předmětové ochrany. Výsledky této analýzy jsou vyhodnoceny „Paretovým principem 80/20“ a graficky znázorněny „Lorenzovou křivkou“. Výsledek této analýzy je verifikován následujícími výpočty Metodou „souvztažnosti“. Obecně lze celý možný postup analýzy rizika fyzické ochrany shrnout do těchto bodů:

zajištění fyzické ochrany objektů VVŠ. Významná část potřebných a odpovídajících dat a informací byla získána technikou inovace a tvorby metod a principů vhodných k předmětu výzkumu, na kterých se podílel zpracovatelský tým výzkumné organizace. Informace z dostupných zdrojů K získání dostupných informací bylo využito dat získaných s veřejných statistik Policie ČR, Českého statistického úřadu a výročních zpráv jednotlivých VVŠ. Cestou vlastního studia a selekcí vhodnosti o vypovídající hodnotě takto získaných údajů, byla část údajů upravena pro další potřeby výzkumu. Jednalo se o pochopení míry ovlivňování skupiny obyvatelstva v rámci celé ČR a městských aglomerací působením a přítomností VVŠ, potažmo vlivem na bezpečnostní situaci. K tomuto účelu byly vytvořeny statistiky s údaji charakteru: - počty studentů na VVŠ a jeho vývoj za posledních 10 let,

- Identifikace charakteristických nebezpečí a ohrožení při použití screeningových metod k identifikaci charakteristických prvků a jejich verifikace.

- počty vybraných trestných činů s dopadem na VVŠ.

- Rozdělení systémů na menší celky. Stanovení aktiv. Předběžné kvalitativní zhodnocení.

Fyzické obhlídky

- Identifikace rizika a jejich modelování s ohledem na procesní a strukturální přístup a určení hranice akceptovatelnosti s ohledem na provázanost jednotlivých rizik. - Hodnocení rizika kvalitativní nebo kvantitativní metodou s ohledem na priority a účel. Výsledky jsou pak porovnány z hlediska akceptovatelnosti. (jedna kvalitativní a dvě a více kvantitativní, popřípadě doplnit metodou v Software).

- počty obyvatel měst se sídlem VVŠ,

Zjištěné informace, získané při fyzických obhlídkách reprezentativních vzorků objektů VVŠ byly zapracovány do formalizovaných dotazníků včetně informací poskytnutých spolupracujícími VVŠ. Na základě takto získaných informací byla data zpracována do souhrnných statistických přehledů, které jsou využívány pro získávání a ověřování poznatků a šetření zajištění fyzické ochrany objektů VVŠ v otázkách: a) způsobu zajištění fyzické ochrany objektů VVŠ,

- Posuzování rizik zahrnuje charakteristické důsledky a jejich výpočet. Poté stanovení pravděpodobnosti a její výpočet včetně zohlednění sinergičnosti.

b) způsobu zajištění objektů VVŠ systémy technické ochrany,

- Dostupné statistické údaje porovnat s výsledky několika analýz. Vybrat identifikovaná rizika, která byla vyhodnocena jako nejzávažnější v několika metodách a rovněž ve statistických údajích.

Úspěšnost bezpečnostních opatření v podmínkách VVŠ

- Navrhnout u vybraných rizik jejich minimalizaci na akceptovatelnou hranici s ohledem na náklady této optimalizace. Riziko je nutné snižovat až na takovou úroveň, kdy se výdaje na snížení rizika stávají neúměrnými ve srovnání s příslušným omezením rizika (princip ALARA). Teorie k výběru objektů fyzické ochrany VVŠ Rozvaha výběru reprezentativního vzorku VVŠ pro posouzení a standardizaci VVŠ vychází ze zákona č. 111/1998 Sb., o vysokých školách a o změně a doplnění dalších zákonů (zákon o vysokých školách). Výběr vychází z typu studijního programu magisterského (a bakalářského). Model výběru byl zvolen na základě rozdělení studijních programů a s nimi související členění VVŠ na fakulty, vysokoškolské ústavy a jiné pracoviště pro vzdělávací a výzkumnou, vývojovou a inovační, uměleckou nebo další tvůrčí činnost nebo pro poskytování informačních služeb. Smysl výběru je zahrnout celou škálu představitelů studijních oborů akreditovaných na VVŠ a obsáhnout jejich specifické podmínky činnosti v rámci posouzení a standardizace fyzické ochrany. Na základě této rozvahy model výběru reprezentativního vzorku kopíruje ustanovení § 46 - Magisterský studijní program, zákon o vysokých školách. Proces získávání dat a informací K získání dat a informaci k problematice fyzické ochrany objektů VVŠ bylo využito v první fázi sběru relevantních informací z dostupných zdrojů. Další informace byly získány u samotných VVŠ (zejména spolupracujících VVŠ) cestou vlastního šetření zpracovatelského týmu a cestou odpovědí zástupců VVŠ podle předem koncipovaných otázek zpracovaných v dotaznících k zjištění vypraných údajů k provedení analýz stavu úrovně 36

c) charakteru bezpečnostních incidentů s dopadem na fyzickou ochranu objektů VVŠ.

V chápání pojmu potřebných bezpečnostních opatření se často objevuje elitářské hodnocení (akademická půda je „stát ve státě“, svoboda je volný vstup bez nějakého omezování apod.). V současném vysokoškolském zákoně není ustanovení, které by zaručovalo nedotknutelnost akademické půdy (dříve zákon č. 172/1990 Sb.). Ani zásady věcného záměru (z 23. 2. 2011) k přípravě nového vysokoškolského zákona neřeší akademické svobody nad rámec současného znění vysokoškolského zákona. Úspěšnost bezpečnostních opatření na VVŠ vyžaduje: - podporu vrcholového vedení VVŠ, - povědomí zaměstnanců a akademické obce o významu bezpečnostních opatření na VVŠ, - ustanovit osoby, které odpovídají za bezpečnost VVŠ. Podpora vrcholového vedení VVŠ řeší všeobecné zákonné odpovědnosti jednotlivých funkcionářů. Kde je zájem vedení, jsou adekvátní a dostatečná opatření. Podpora a tlak vrcholového vedení na cokoliv, co se má stát, je nezbytná. Vedení VVŠ si musí uvědomovat potřebnost ochrany života a majetku. Povědomí zaměstnanců je odrazem povědomí o významu bezpečnostních opatření u vedoucích funkcionářů a řídících zaměstnanců VVŠ. Vztah vedení k bezpečnosti lze spatřovat i v identifikování osob veřejně známých v rámci VVŠ, odpovědných za bezpečnost VVŠ. Metoda CARVER pro určení aktiv K výběru rozhodujících aktiv je zvolena metoda CARVER v kombinaci s Paretovým principem vyhledávání optimálního množství rozhodujících aktiv (objektů, prostorů). Aplikace metody CARVER pro podmínky Posouzení a standardizace fyzické ochrany objektů VVŠ předpokládá využití stanovených faktorů výběru cíle a jejich optimalizaci k využití a vytvoření CARVER matice, Ostrava 4. - 5. září 2013


jako rozhodovacího nástroje pro určení nejvíce potencionálně ohrožených cílů v objektech veřejných vysokých škol a tím k efektivnímu vyčlenění zdrojů na jejich ochranu.

a) osobitého významu pro naplnění akademických svobod,

Kategorizace aktiv VVŠ

c) chráněny akceptovatelnou nezbytnou ochranou.

Stanovení kategorizace aktiv VVŠ podle významu chráněného zájmu se stalo základním předpokladem pro zavedení systému fyzické ochrany příslušné bezpečnostní zóny. Na základě toho jsou aktiva VVŠ rozdělena podle jejich významu do čtyř kategorií - I. až IV. Do I. kategorie jsou zařazeny nejdůležitější aktiva s rozhodujícím významem pro VVŠ. Další aktiva jsou zařazena do zbývajících kategorií sestupně podle jejich významu.

Kategorie aktiv a bezpečnostní zónování

Kategorie objektů podle významu: Objekty a vnitřní prostory I. kategorie, které zahrnují objekty a prostory: a) značného významu, b) představující při napadení možnost vzniku velké majetkové újmy, možnost zneužití zde uložených zařízení a materiálů, atraktivitu při výběru možnosti k ohrožení zdraví a života osob, c) zvlášť chráněné se zvýšenou ochranou, d) předpoklad je, že na úrovní VVŠ jsou jen prostory, ne objekty. Objekty a vnitřní prostory II. kategorie, které zahrnují objekty a prostory: a) obvyklého významu, b) představující při napadení možnost vzniku menší majetkové újmy, není zde možnost zneužití uložených zařízení a materiálů, menší atraktivitu k ohrožení zdraví a života osob, c) chráněné základní ochranou (běžná úroveň dobré praxe - „Best Practice“). Objekty a prostory III. kategorie, které zahrnují objekty a prostory:

b) za určitých specifických podmínek představující i možnost majetkové újmy a ohrožení zdraví a života osob,

S kategorizací aktiv bezprostředně souvisí jejich dislokace do příslušných bezpečnostních zón. Bezpečnostní zóna je hranicí vymezená oblast (prostor) s různými požadavky na fyzickou bezpečnost. Vazby kategorií aktiv a bezpečnostních zón: I. Neveřejná zóna - Zabezpečená zóna; II. Chráněná zóna; III. Kontrolovaná zóna; IV. Veřejná zóna. Pro každou kategorii aktiv lze definovat minimální opatření fyzické ochrany příslušné bezpečnostní zóny. Zařazení aktiva do konkrétní kategorie vychází z bezpečnostního posouzení daného objektu a z analýzy hrozeb a rizik a provádí ho vlastník/ provozovatel objektu tedy VVŠ. Při změně charakteru objektu a jeho významu chráněného zájmu se upravuje i změna zařazení aktiva do příslušné kategorie. Výchozím předpokladem zahájení etapy realizace opatření je souhlasné stanovisko vlastníka objektu (VVŠ) o implementaci navržených opatření, včetně jejího časového harmonogramu. Použitím uvedené metody posouzení fyzické ochrany vzniká standardizovaný přístup k nezbytnému rozsahu opatření fyzické ochrany objektů VVŠ. Implementace standardizace je jedním ze základních předpokladů tvorby sourodého aplikačního prostředí opatření fyzické ochrany a umožňuje jejich efektivní správu. Standardizace šetří významné množství zdrojů (finančních i personálních), a to jak v oblasti projektování opatření fyzické ochrany, tak i při jejich vlastním provozu [2].

a) nízkého významu,

Použitá literatura

b) představující při napadení možnost vzniku minimální nebo nahraditelné majetkové újmy (např. pojištěním), nejsou zde uložený zneužitelné zařízení a materiály, minimální atraktivita k ohrožení zdraví a života osob,

[1]

Brabec, F. et al.: Bezpečnost pro firmu, úřad, občana. Praha: Public History, 2001. 400 s. ISBN 80-86445-04-06.

[2]

F.S.C. Bezpečnostní poradenství, a.s., VŠB - TU Ostrava, FBI, kat 060: Program bezpečnostního výzkumu České republiky v letech 2010 - 2015 (BV II/2-VS) „Posouzení a standardizace fyzické ochrany objektů veřejných vysokých škol“. Praha: MV, 2013. 2.015 stran, ev. č. 100319/2013.

c) chráněny přiměřenou možnou ochranou (běžná úroveň dobré praxe - „Best Practice“). Objekty a prostory IV. kategorie, které zahrnují objekty a prostory:


37


DPO SR a kategorizácia obecných hasičských jednotiek na Slovensku DPO SR and the Categorization the Municipal Fire Brigades in Slovakia Ing. Jana Frisová Mgr. Ing. Ivan Chromek, PhD. Technická univerzita vo Zvolene, Drevárska fakulta Ul. T. G. Masaryka 2117/24, 960 53 Zvolen, Slovenská republika [email protected] Abstrakt Príspevok sa zaoberá problematikou zaradenie obecných hasičských jednotiek do okresného požiarneho poplachového plánu a integrovaného záchranného systému. Kľúčové slová Hasičské jednotky, legislatíva. Abstract The paper deals with the issue of inclusion of municipal fire brigades to district fire alarm schedule and the Integrated Rescue System. Key words Fire brigades, fire services, legislation. Úvod Začiatok aktivít smerujúcich k plošnému definovaniu úloh obecných hasičských jednotiek sa začal odvíjať od snahy skupiny členov DPO SR a zakladateľov vybraných OHZ začiatkom roka 2012. Výsledkom tohto úsilia bol návrh typizácie obecných hasičských jednotiek, ktorý zaznel v rámci Hasičskej nedele 13. 5. 2012 v Martine - Priekope. Návrh vychádzal z definovania troch typov hasičských jednotiek, pričom k základným kritériám pre zaradenie jednotiek do konkrétnej skupiny patrili (Chromek, 2012): - počet obyvateľov, - základná hasičská technika, - počet členov hasičskej jednotky, - vybavenosť osobnými ochrannými prostriedkami, - akcieschopnosť v rámci dňa. Aktivita členov skupiny viedla k základným zmenám chápania tejto problematiky vo vedení DPO SR, kde po posledných voľbách do riadiacich orgánov začal prevládať smer opätovného začlenenia organizácie do prípravy ale aj snahy prebrania zodpovednosti za pripravenosť dobrovoľných hasičov pre prácu v OHZ. Tento krok našiel odozvu aj v štátnej správe, ktorá je zodpovedná za oblasť štátnej politiky v oblasti ochrany pred požiarmi. Na základe týchto snáh došlo k zriadeniu spoločnej skupiny, ktorej cieľom je spracovať základnú koncepciu kategorizácie hasičských jednotiek. Uvedená skupina je zložená so zástupcov HaZZ MV SR a DPO SR. Táto koncepcia vychádza v podstate so systému navrhnutého v Martine, kde základná pohotovosť pri hasičských jednotkách je pre hasičské družstvo 1 + 3, ale druhou je pohotovosť 75 % členov hasičskej jednotky do určeného časového limitu pre prípad mimoriadnych udalostí veľkého rozsahu. Táto požiadavka je formulovaná z dôvodu absencie pohotovostných síl, ktorými v minulosti disponovali ozbrojené sily, alebo civilná ochrana, počas existencie vojenskej prezenčnej služby. Prieskumom sa totiž ukázalo, že z radov DPO SR je možné využiť pre potreby takýchto udalostí cca 35 000 členov, ktorí sú schopní, na základe svojho výcviku, zabezpečiť základné činnosti súvisiace s pomocou 38

obyvateľstvu nielen pri ochrane pred požiarmi ale aj živelnými pohromami a inými mimoriadnymi udalosťami. Kategorizácia hasičských jednotiek však nemôže ísť bez súčinnosti s ich zriaďovateľom, ktorým je miestna samospráva. Vzhľadom k zložitosti legislatívnych väzieb vo vzťahu štátna správa - špecializovaná štátna správa - samospráva, jednou zo základných úloh je zosúladenie legislatívy aj vo vzťahu k DPO SR. Táto požiadavka sa v prvom rade odzrkadľuje v návrhu zákona o DPO SR a novelizácii stanov, ktoré musia byť v súlade s požiadavkami zákona o združovaní občanov, ale aj legislatívy súvisiacej s ochranou pred požiarmi a legislatívy samotnej samosprávy. V súčasnom období k tejto problematike prebieha diskusia odbornej verejnosti. Ako sa však môže prejaviť zaradenie OHZ do požiarneho poplachového plánu v rámci vybraného OR HaZZ? Materiál a metódy Pre možnosť posúdenia prínosu zaradenia OHZ do PPP a tým aj do IZS sme vybrali OR HaZZ v Poprade (Plán, 2011), pričom základným kritériom boli požiadavky pre splnenie podmienok jednotlivých stupňov PPP (Pokyn, 2003). Poznámky k tvorbe PPP: - kritérium pre CAS uvedené v metodike tvorby PPP budeme považovať za minimálne kritérium, tzn. ak je v danom stupni požiadavka na min. CAS 25, táto môže byť nahradená aj CAS 30, CAS 32 a pod., - v prvom stupni sa prepokladá zásah jednou hasičskou jednotkou s použitím CAS a výškovej techniky; nakoľko sa však v závislosti od typu požiaru v praxi v tomto stupni výšková technika nevyužíva a žiadny OHZ ňou nedisponuje, pri zaradení OHZ do prvého stupňa bude pri nej uvedená aj jednotka OR HaZZ ako záloha pre prípad potreby tejto techniky; v niektorých prípadoch môže byť výšková technika u OHZ nahradená aj rebríkmi, ktoré sú k dispozícii v každom akcieschopnom OHZ, - záloha v podobe jednotky HaZZ bude uvedená tiež pre prípad, že by jednotka OHZ nemohla z nejakého dôvodu výjazd vykonať, - ak by záloha - jednotka HaZZ nebola povolaná v prvom stupni, budeme predpokladať jej povolanie v druhom stupni, - pri použití niektorých typov techniky nie je jej posádka v súlade s počtom hasičov v družstve, preto sa uvažuje s družstvom o zmenšenom početnom stave (napr. CAS 30 Iveco Trakker má posádku o počte 2 + 1 príslušníkov), - kapacita automobilu, čo sa týka počtu hasičov, nemusí byť vždy naplnená, ale je prispôsobená počtu hasičov konkrétnej hasičskej jednotky. Základom pre posúdenie aktuálneho plánu sa stalo overenie akcieschopnosti zaradených OHZ, nakoľko údaje o akcieschopnosti OHZ, využité pri spracovaní PPP sú z roku 2006 (Plán, 2011). Výsledky a vyhodnotenie V rámci OR HaZZ sú zriadené 3 HS a v zásahovom obvode je 29 obcí. Na základe zistenia skutočného stavu obecných hasičských zborov sme určili, ktoré OHZ sú akcieschopné (aspoň min. materiálno - technicky vybavené podľa vyhlášky; vyškolení min. 4 členovia, ideálne jeden z nich veliteľ; schopní vykonať výjazd do časového limitu 10 minút) a ktoré nie sú (nespĺňajú tieto kritériá). Ostrava 4. - 5. září 2013


Tab. 1 Určenie akcieschopnosti OHZ v okrese Poprad Akcieschopné OHZ

Neakcieschopné OHZ

Batizovce

Gánovce

Gerlachov

Hozelec

Hranovnica

Hôrka

Kravany

Jánovce

Liptovská Teplička

Mengusovce

Lučivná

Mlynica

Spišská Teplica

Nová Lesná

Spišské Bystré

Poprad (OHZ/DHZ)

Spišský Štiavnik

Štôla

Svit

Švábovce

Štrba

Tatranská Javorina

Šuňava

Veľký Slavkov

Vikartovce

Vernár Vydrník Vysoké Tatry (OHZ/DHZ) Ždiar

Tab. 2 Súčasný požiarny poplachový plán obce Batizovce (Plán, 2011) Predpokladaný þas dojazdu na StupeĖ Zúþastnené poplachu hasiþské jednotky miesto zásahu [min] HS Mengusovce OHZ Batizovce

10 10

Prvý stupeĖ

HS Poprad

Druhý stupeĖ

a jednotky z I. st.

OHZ Gerlachov

Tretí stupeĖ

15

a jednotky z II. st.

"Z" stupeĖ

14

Požiare objektov obce, právnickej alebo podnikajúcej fyzickej osoby alebo iná udalosĢ, pre ktoré sa stupeĖ poplachu vyhlasuje

Sily a prostriedky, ktorými sa pomoc poskytuje PPS 8 PPS 12 DS 16 DA 12 CAS 25 CAS 32 AR 30 PP 20 Hasiþi dobr. Hasiþi prof. PPS 8 PPS 12 DS 16 DA 12 CAS 25 CAS 32 AR 30 PP 20 Hasiþi dobr. Hasiþi prof. PPS 8 PPS 12 DS 16 DA 12 CAS 25 CAS 32 AR 30 PP 20 Hasiþi dobr. Hasiþi prof. PPS 8 PPS 12 DS 16 DA 12 CAS 25 CAS 32 AR 30 PP 20 Hasiþi dobr.

1

Požiare rodinných domov, prevádzkových priestorov fyzických osôb s plochou požiaru do 150 m2, rozliatie ropných alebo žieravých látok do objemu 50 l, rozsypanie ostatných nebezpeþných látok do hmotnosti 200 kg, únik jedovatých plynov do 5 m3, ostatné plyny do 20 m3, uvoĐnenie jedov alebo iných zdraviu škodlivých látok do hmotnosti 10 kg

stanice Mengusovce - Bôrik s dojazdom tiež 10 min. (výjazd do 1 min. + 9 min. jazdy; pozri tab. vzdialeností - príloha, 1 km jazdy = 1 minúta jazdy). V stĺpci sily a prostriedky sú uvedené len profesionálne zložky - 1x CAS 32, pravdepodobne Tatra 815 s posádkou štyroch profesionálnych hasičov (družstvo 3 + 1). Sily a prostriedky dobrovoľných zložiek tu nie sú uvedené. V druhom stupni sú zaradené jednotky z prvého stupňa a navyše 11 hasičov z HS Poprad na dvoch CAS, s časom dojazdu 15 min. V treťom stupni sú zaradené jednotky z druhého stupňa a navyše OHZ Gerlachov s neurčeným početným stavom a technikou, pričom čas dojazdu je 14 min. Jednotky a sily a prostriedky pre zvláštny stupeň poplachu sa pri jednotlivých obciach neurčujú, ten má v požiarnom poplachovom pláne osobitnú funkciu. Úprava tabuľky bude spočívať v doplnení a aktualizácii údajov. Vieme, že oba OHZ (Batizovce, Gerlachov) zaradené v požiarnom poplachovom pláne pre túto obec sú akcieschopné, nebudeme ich zaradenie meniť, iba OHZ Batizovce určíme ako primárnu jednotku v 1. stupni so zálohou jednotky z HS Mengusovce. Na základe získaných údajov však doplníme sily a prostriedky. V prvom stupni u HaZZ nahradíme vozidlo CAS 32 Tatra 815 inou CAS, a to CAS 30 Ivecom Trakker s posádkou 2 + 1 príslušníkov, nakoľko Tatra 815 bola vyradená. Tiež tu doplníme CAS 32 Tatra 815 s posádkou 3 + 1 dobrovoľných hasičov. Problém nastáva s výškovou technikou, ktorou HS Mengusovce nedisponuje, takže v prípade potreby by mohla byť vyžiadaná jednotka z HS Poprad s výškovou technikou AR 39 Mercedes Metz, ktorej dojazd na miesto zásahu je rovnaký. Tab. 3 Akualizovaný požiarny poplachový plán obce Batizovce (Frisová, 2013) StupeĖ Zúþastnené poplachu hasiþské jednotky OHZ Batizovce (HS Mengusovce) (HS Poprad)

4

1 1

Požiare prevádzkových priestorov právnických osôb a fyzických osôb s plochou požiaru do 300 m2, požiare lesných požiarov do 3 ha, požiare objektov predškolských zariadení a základných škôl, rozliatie 250 l ropných látok alebo žieravých látok, rozsypanie ostaných NL do hmotnosti 1000 kg, únik stlaþeného alebo skvapalneného jedovatého plynu do objemu 20 m3, ostatné plyny do objemu 500 m3

HS Poprad

Druhý stupeĖ

VeĐké a zložité požiare, ktoré majú charakter všeobecného ohrozenia, nasadenie väþšieho poþtu hasiþských jednotiek a špeciálnych služieb, zásah v zložitých technológiách, požiare na veĐkej ploche.

Tretí stupeĖ

Ako príklad uvedieme tvorbu požiarneho poplachového plánu pre dve obce - Batizovce a Gánovce (Frisová, 2013).


"Z" stupeĖ

10

a jednotky z I. st.

OHZ Gerlachov ZHÚ Chemosvit

Hasiþi prof.

V súčasnom PPP pre obec Batizovce (tab. 2) môžeme vidieť, že pri každom stupni poplachu je definovaný rozsah požiaru alebo udalosti, pri ktorej sa daný stupeň požiarneho poplachu vyhlasuje, ďalej zúčastnené hasičské jednotky, sily a prostriedky, a čas dojazdu jednotlivých hasičských jednotiek. Konkrétne pre túto obec je v prvom stupni zaradený miestny OHZ s časom dojazdu 10 minút (nakoľko výjazd OHZ je do 10 min.) a jednotka HaZZ z hasičskej

10 10 10

Prvý stupeĖ

11 Požiare prevádzkových priestorov právnických osôb a fyzických osôb s plochou požiaru nad 300 m2, požiare lesných požiarov nad 3 ha, požiar obchodu, pohostinstva, kultúrneho domu, kostola, obecného úradu, rozliatie 500 l ropných žieravých alebo jedovatých látok, rozsypanie 2000 kg ostatných NL, únik stlaþeného plynu nad 500 m3, ktorý ohrozuje obyvateĐstvo

Predpokladaný þas dojazdu na miesto zásahu [min]


14 4

Sily a prostriedky, ktorými sa pomoc poskytuje PPS 8 PPS 12 DS 16 DA 12 CAS 25 CAS 32 CAS 30 AR 39 PP 20 Hasiþi dobr. Hasiþi prof. PPS 8 PPS 12 DS 16 DA 12 CAS 25 CAS 32 CAS 30 AR 39 PP 20 Hasiþi dobr. Hasiþi prof. PPS 8 PPS 12 DS 16 DA 12 CAS 25 CAS 32 AR 30 PP 20 Hasiþi dobr. Hasiþi prof. PPS 8 PPS 12 DS 16 DA 12 CAS 25 CAS 32 AR 30 PP 20 Hasiþi dobr. Hasiþi prof.

1 (1) (1)

Požiare objektov obce, právnickej alebo podnikajúcej fyzickej osoby alebo iná udalosĢ, pre ktoré sa stupeĖ poplachu vyhlasuje Požiare rodinných domov, prevádzkových priestorov fyzických osôb s plochou požiaru do 150 m2, rozliatie ropných alebo žieravých látok do objemu 50 l, rozsypanie ostatných nebezpeþných látok do hmotnosti 200 kg, únik jedovatých plynov do 5 m3, ostatné plyny do 20 m3, uvoĐnenie jedov alebo iných zdraviu škodlivých látok do hmostnosti 10 kg

4 (3/2)

1 1


6

1 1 1 4 4

Požiare prevádzkových priestorov právnických osôb a fyzických osôb s plochou požiaru nad 300 m2, požiare lesných požiarov nad 3 ha, požiar obchodu, pohostinstva, kultúrneho domu, kostola, obecného úradu, rozliatie 500 l ropných žieravých alebo jedovatých látok, rozsypanie 2000 kg ostatných NL, únik stlaþeného plynu nad 500 m3, ktorý ohrozuje obyvateĐstvo


39


V druhom stupni poplachu sa počíta s jedenástimi profesionálnymi hasičmi na dvoch CAS - nakoľko však pod CAS 25 je myslený hasičský automobil Liaz 101 CAS 25K, ktorého posádku môže tvoriť družstvo o početnom stave až 8 + 1, a tento automobil bol preradený do modulu hasenia veľkých lesných požiarov a nevyužíva sa na bežné výjazdy, musíme upraviť typ automobilu aj početný stav profesionálnych hasičov. Preto ho nahradíme podľa metodiky automobilom CAS 30 Iveco Trakker s posádkou 2 + 1; CAS 32 ponecháme, uvažovať budeme s automobilom Tatra 148 s poádkou 2 + 1 a prípadne s výškovou techniku AR 39 Mercedes Metz (ak by nebola povolaná už v prvom stupni). V tomto stupni tiež počítame s jednotkou z HS Mengusovce, ktorá je zaradená v prvom stupni ako záloha. Vynímajúc družstvo z HS Mengusovce, je v druhom stupni teda zaradených spolu 8 príslušníkov HaZZ. V treťom stupni k OHZ Gerlachov zaradíme techniku CAS 25 Škoda 706 RTHP s posádkou 3 + 1 členov a tiež do tohto stupňa zaradíme jednotku ZHÚ Chemosvit Svit s technikou AR 30 IFA W 50 s posádkou 1 + 1 a CAS 32 Tatra 148 s posádkou 1 + 1.

Tab. 5 Aktualizovaný požiarny poplachový plán obce Gánovce (Frisová, 2013) StupeĖ poplachu

HS Poprad

HS Mengusovce HS Poprad HS Vysoké Tatry

Druhý stupeĖ

Tretí stupeĖ

Tab. 4 Súčasný požiarny poplachový plán obce Gánovce (Plán, 2011)

HS Poprad OHZ Gánovce

Predpokladaný þas dojazdu na miesto zásahu [min] 10 10

Prvý stupeĖ

HS Svit

Druhý stupeĖ

a jednotky z I. st.

OHZ Hozelec

Tretí stupeĖ

"Z" stupeĖ

15


14

Požiare objektov obce, právnickej alebo podnikajúcej fyzickej osoby alebo iná udalosĢ, pre ktoré sa stupeĖ poplachu vyhlasuje

Sily a prostriedky, ktorými sa pomoc poskytuje PPS 8 PPS 12 DS 16 DA 12 CAS 25 CAS 32 AR 30 PP 20 Hasiþi dobr. Hasiþi prof. PPS 8 PPS 12 DS 16 DA 12 CAS 25 CAS 32 AR 30 PP 20 Hasiþi dobr. Hasiþi prof. PPS 8 PPS 12 DS 16 DA 12 CAS 25 CAS 32 AR 30 PP 20 Hasiþi dobr. Hasiþi prof. PPS 8 PPS 12 DS 16 DA 12 CAS 25 CAS 32 AR 30 PP 20 Hasiþi dobr.

1 1

Požiare rodinných domov, prevádzkových priestorov fyzických osôb s plochou požiaru do 150 m2, rozliatie ropných alebo žieravých látok do objemu 50 l, rozsypanie ostatných nebezpeþných látok do hmotnosti 200 kg, únik jedovatých plynov do 5 m3, ostatné plyny do 20 m3, uvoĐnenie jedov alebo iných zdraviu škodlivých látok do hmostnosti 10 kg

11

1

4

Požiare prevádzkových priestorov právnických osôb a fyzických osôb s plochou požiaru do 300 m2, požiare lesných požiarov do 3 ha, požiare objektov predškolských zariadení a základných škôl, rozliatie 250 l ropných látok alebo žieravých látok, rozsypanie ostaných NL do hmotnosti 1000 kg, únik stlaþeného alebo skvapalneného jedovatého plynu do objemu 20 m3, ostatné plyny do objemu 500 m3 Požiare prevádzkových priestorov právnických osôb a fyzických osôb s plochou požiaru nad 300 m2, požiare lesných požiarov nad 3 ha, požiar obchodu, pohostinstva, kultúrneho domu, kostola, obecného úradu, rozliatie 500 l ropných žieravých alebo jedovatých látok, rozsypanie 2000 kg ostatných NL, únik stlaþeného plynu nad 500 m3, ktorý ohrozuje obyvateĐstvo


Hasiþi prof.

Ako vidno z tab. 4, sú v nej uvedené hasičské jednotky OHZ Gánovce a OHZ Hozelec, avšak obidva tieto zbory sme na základe zistených údajov označili ako neakcieschopné. Okrem toho je potrebné upraviť aj stavy príslušníkov HaZZ a techniku podobne ako u obce Batizovce.

40

5

"Z" stupeĖ

17 5 17

a jednotky z I. st.

OHZ Sp. Teplica ZHÚ Tatravagónka

Iným príkladom je tabuľka požiarneho poplachového plánu pre obec Gánovce (tab. 4).

Zúþastnené hasiþské jednotky

Predpokladaný þas dojazdu na miesto zásahu [min]

Prvý stupeĖ

Zvláštny stupeň ponecháme bez úpravy. Aktualizovaná tabuľka by vyzerala takto - pozri tab. 3.

StupeĖ poplachu

Zúþastnené hasiþské jednotky


17 5

Sily a prostriedky, ktorými sa pomoc poskytuje PPS 8 PPS 12 DS 16 DA 12 CAS 25 CAS 32 CAS 30 AR 39 PP 20 Hasiþi dobr. Hasiþi prof. PPS 8 PPS 12 DS 16 DA 12 CAS 25 CAS 32 CAS 30 AR 30 PP 40 Hasiþi dobr. Hasiþi prof. PPS 8 PPS 12 DS 16 DA 12 CAS 25 CAS 32 AR 30 PP 20 Hasiþi dobr. Hasiþi prof. PPS 8 PPS 12 DS 16 DA 12 CAS 25 CAS 32 AR 30 PP 20 Hasiþi dobr.

1 1

Požiare objektov obce, právnickej alebo podnikajúcej fyzickej osoby alebo iná udalosĢ, pre ktoré sa stupeĖ poplachu vyhlasuje Požiare rodinných domov, prevádzkových priestorov fyzických osôb s plochou požiaru do 150 m2, rozliatie ropných alebo žieravých látok do objemu 50 l, rozsypanie ostatných nebezpeþných látok do hmotnosti 200 kg, únik jedovatých plynov do 5 m3, ostatné plyny do 20 m3, uvoĐnenie jedov alebo iných zdraviu škodlivých látok do hmostnosti 10 kg

5

1 1 1


10

2

4 3

Požiare prevádzkových priestorov právnických osôb a fyzických osôb s plochou požiaru nad 300 m2, požiare lesných požiarov nad 3 ha, požiar obchodu, pohostinstva, kultúrneho domu, kostola, obecného úradu, rozliatie 500 l ropných žieravých alebo jedovatých látok, rozsypanie 2000 kg ostatných NL, únik stlaþeného plynu nad 500 m3, ktorý ohrozuje obyvateĐstvo


Hasiþi prof.

Po úprave môže tabuľka požiarneho poplachového plánu vyzerať takto - tab. 5: - v prvom stupni je zaradená jednotka HaZZ z hasičskej stanice Poprad s dojazdom 5 minút (1 min. výjazd + 4 minúty dojazd), o sile 2 + 1 s technikou CAS 30 Iveco Trakker a 1 + 1 s výškovou technikou AR 39 Mercedes Metz; - v druhom stupni je zaradená jednotka z HS Mengusovce s CAS 30 Iveco Trakker a posádkou 2 + 1; ďalšia technika z HS Poprad CAS 32 Tatra 148 a posádkou 2 + 1; a družstvo z HS Vysoké Tatry s výškovou technikou PP 40 Iveco Magirus s posádkou 3 + 1; - v treťom stupni by mohol byť zaradený OHZ Spišská Teplica, ktorý je najbližším akcieschopným obecným hasičským zborom, s dobou dojazdu 17 minút, s technikou CAS 32 Tatra 148 a jedným družstvom 3 + 1 členov OHZ; tiež tu môže byť zaradená hasičská jednotka zo ZHÚ Tatravagónka Poprad CAS 32 Tatra 148 s posádkou 2 + 1 hasičov. - zvlášny stupeň ponecháme bez úpravy. Takýmto spôsobom sme upravili požiarnej poplachové plány všetkých obcí v okrese Poprad. Problémom však zostáva neaktualizovanie súčasnej legislatívy. Aj z pohľadu zaradenia techniky v rámci PPP nie je urobená úprava zaradenia AHZS namiesto vozidiel CAS. Z tohto dôvodu do systému, v rámci metodiky boli zaradené len CAS, ktoré sú k dispozícii na jednotlivých HS HaZZ a HZ. Ako vyplýva z prieskumu funkčnosti OHZ, súčasný PPP okresu nezodpovedá, práve vo vzťahu k OHZ realite. V systéme začlenenia do neho, podľa kritérií, stanovených pre zaradenie, nie je možné začleniť ani zbory, ktoré boli vybavené vozidlami IVECO DAILY CAS 15 v rámci prenájmu od MV SR.



Záver Zaradenie hasičských jednotiek do IZS, včítane OHZ, musí v prvom rade vychádzať z ich možností v rámci požiarneho poplachového plánu. Na vybranom príklade sme poukázali na jeden z problémov, s ktorým sa stretávajú spracovatelia týchto plánov na Slovensku. Tieto problémy sa dajú zhrnúť do dvoch základných oblastí: - neaktuálnosť údajov pre spracovanie plánu, - neoverenie základných informácií,

a príprava členov DHZ na činnosť v OHZ, s možnosťami návratu k previerke pripravenosti, po delgovaní týchto právomocí od samosprávy, aj formou previerkového cvičenia, v zmysle zákona. Literatúra [1]

Frisová, J. 2013.: Okresný požiarny poplachový plán so zaradením OHZ. TU vo Zvolene. Diplomová práca nepublikované, 112 s.

[2]

Chromek, I. 2012.: Možnosti typizácie obecných hasičských jednotiek na Slovensku In Požární ochrana 2012. Sborník přednášek XXI. ročníku mezinárodní konference: Ostrava, VŠB - TU 5. - 6. září 2012 Ostrava: SPBI, 2012. ISBN 97880-7385-115-6. ISSN 1803-1803. - S. 85-87.

[3]

Pokyn, 2003. Pokyn prezidenta Hasičského a záchranného zboru č. 20/2003 o obsahu a o postupe pri vypracúvaní požiarneho poplachového plánu v znení Pokynu prezidenta HaZZ č. 34/2007. Zbierka pokynov Prezídia Hasičského a záchranného zboru. Bratislava: Ministerstvo vnútra Slovenskej republiky, 2003.

[4]

Plán, 2011. Požiarny poplachový plán okresu Poprad. Poprad: Okresné riaditeľstvo HaZZ Poprad, 2011.

- neaktuálnosť a nepružnosť základnej legislatívy. Je úplne jedno, aký konečný model sa zvolí pre kategorizáciu hasičských jednotiek. Základom ich začlenenia však musí byť reálnosť podkladových informácií pre spracovanie operatívnej dokumentácie a preverovanie funkčnosti zaradených jednotiek do systému. Aj z tohto dôvodu sa pre budúcnosť počíta s predpokladom, že o zaradenie OHZ do jednotlivých kategórií budú požadovať ich zriaďovatelia – obce, ktoré budú niesť priamu zodpovednosť za akcieschopnosť svojich jednotiek v rámci PPP. Toto je však aj staronový priestor pre činnosť DPO SR, ktorý stavia túto organizáciu do polohy odbornej organizácie vo vzťahu obec


40.

Integrovaný záchranný systém Michail Šenovský, Vilém Adamec, Zdeněk Hanuška

Předkládaný text popisuje základy koordinace záchranných a likvidačních prací v České republice, které se nazývají integrovaný záchranný systém (dále jen „IZS“). Základním právním předpisem pro IZS je nyní zákon MICHAIL ŠENOVSKÝ č. 239/2000 Sb., o integrovaném záchranném systému, v aktuálním znění. IZS vznikl z potřeby každodenní VILÉM ADAMEC ZDENċK HANUŠKA činnosti záchranářů, zejména při složitých haváriích, nehodách a živelních pohromách. Je to systém spolupráce INTEGROVANÝ ZÁCHRANNÝ a koordinace složek, orgánů státní správy a samosprávy, fyzických a právnických osob při společném provádění záchranných a likvidačních prací. Publikace se rovněž zabývá činností operačních a informačních středisek IZS, SYSTÉM jejich rozmístěním a činností ve vztahu k základním i ostatním složkám IZS. V poslední části publikace je popsán systém havarijního plánování a vztah IZS k havarijním plánům. Text je doplněn řadou obrázků, schémat a tabulek. V příloze jsou uvedeny vzory dokumentů a výkladový slovník použitých pojmů. SDRUŽENÍ POŽÁRNÍHO A BEZPEýNOSTNÍHO INŽENÝRSTVÍ

ISBN 978-80-7385-007-4. Rok vydání 2007.

cena 130 Kč

Knihu lze objednat na www.spbi.cz nebo na tel.: 597 322 970 2. vydání


41


Analysis of Effectiveness of upper Layer Cooling with Spray Stream Generated by Water Nozzle using Computer Simulation method Jerzy Gałaj, PhD.

C

Sherwood constant equal to 112;

Łukasz Żurawski, MSc.

Re

Reynolds number [-];

The Main School of Fire Service, Faculty of Fire Safety Engineering 52/54 Slowackiego St., 01-629 Warsaw, Poland [email protected], [email protected]

Nu

Nusselt number [-];

Sh

Sherwood number [-];

Abstract

Sc

Schmidt number assumed to be 0,6 [-];

Pr

Prandtl numer assumed to be 0,71 [-];

ρk

water density [kg.m-3];

Computer model of upper layer cooling applying spray streams generated by water nozzle was presented in the paper. Assumptions, mathematical model and input data were given. Simulation process for assumed fire scenario and different droplet diameters was described. Results of the simulation and their analysis were presented. General conclusions and final remarks were included at the end of this work.

ρ0

gases density [kg.m-3];

cp

izobaric specific heat of water droplet in upper layer [J.(kgK)-1];

hv

heat of evaporation [J.kg-1];

Ma

gram-molecular of air [kg.mol-1];

Key words

nk

numer of droplets vapouring totally in upper layer;

Computer modelling, extinguishing system, cooling of upper layer, water nozzle, spray stream, extinguishing effectiveness.

dmk mean mass rate of vapouring of a single droplet in upper layer dt [kg.s-1];

Mw gram-molecular of water [kg.mol-1];

R

Nomenclature (Notation)

universal gas constant [8314 J.(mol K)-1] [30].

H0

height of a nozzle-tip position above the floor [m];

Introduction

Lp

compartment length [m];

Wp

compartment width [m];

Combustion is a very complex physico-chemical process of interaction of flammable material (fuel) and air (oxidizer) characterized by release of heat and light as well as gases and smoke [1]. It requires the delivery of three elements: flammable material, oxidizer and the right amount of energy, which form a triangle of combustion. When all the conditions are satisfied-fuel, heat and oxygen, the reaction is burning properly. If any of the items will be separated from the rest, or omitted, the process will be terminated. A factor involved in the combustion process are also branched chain reactions that lead to its continuity [1]. These chemical reactions are as important as the other three factors (quadrangle of combustion). Extinguishing is used to stop the combustion process. It occurs by cutting or removal of one of the items needed to create and sustain this reaction. The basic means of extinguishing fires are:

Hp

compartment height [m];

xp

position Ox of a nozzle in a compartment system of coordinates [m];

yp

position Oy of a nozzle in a compartment system of coordinates [m];

δ0

mean diameter of droplets in a spray [mm];

d

diameter of a nozzle-tip [mm];

β

inclination angle of a nozzle [deg];

ψ

solid angle of a spray [deg];

*

Qg •

mean heat flux received from upper layer by water spray [MW];

Vpr

nozzle output [dm .min ];

w0

mean output velocity of water droplets [m.s-1]

3

-1

a) cooling of combustion zone and flammable material (to reduce the speed of decomposition and evaporation), b) cooling of upper layer (hot gases zone),

wxg horizontal coordinate of droplet velocity in a spray [m.s ]; -1

wyg vertical coordinate of droplet velocity in a spray [m.s ]; -1

c) change in the composition of the reaction environment (e.g. leading to increased heat capacity), d) disconnection of the chemical reactions,

wsg

mean velocity of water droplets in a spray stream reaching upper layer (smoke) [m.s-1];

Kg

extinguishing effectiveness coefficient;

f) restricting access of oxygen,

Kp

evaporation coefficient;

g) air combustion zone separation,

τ

time of fire [s];

ν0

kinematic viscosity of ambient air [m .s ];

ν

kinematic viscosity of gases in upper layer [m2.s-1];

j) flammable vapour reduction by diluting inert gas,

λ0

conductivity coefficient of ambient air [W.(mK) ];

λ

mean conductivity coefficient of gases in upper layer [W.(mK)-1];

k) changing chemical reactions by increasing speed of recombination in the presence of free radicals in the flame by active agent (combustion inhibitor) or uptake of free radicals.

h) separation of flame from flammable material surface, 2

i) reduction of oxygen concentration in the combustion zone,

-1

-1

Dew thermal diffusivity between water and air [m2.s-1]; Tk

temperature of water droplet [K];

Tw

temperature of boiling water [K];

Tg

mean temperature of upper (hot) layer [K];

g

gravitational acceleration [m.s-2];

42

e) limiting access to fuel,

Water is the most commonly used extinguishing agent, through its universality, low prices, and fire-fighting properties. In order to optimize its operation, you need to understand its characteristics and factors affecting the effectiveness of the fighting. The hydrogen peroxide in the form of a colorless liquid in layers with a thickness of more than 2 m takes the blue colour. It has no taste or smell. Ostrava 4. - 5. září 2013


There are also no harmful effects on the human organism. In nature does not exist in pure form and contains a number of dissolved compounds (mainly salt). The characteristic properties of water are: a) small compression (allows you to provide it under pressure from high intensity up to several m3.min-1), b) conducting electricity The water due to the salt content is a good conductor to electric current. However, the application of the distributed water currents on electrical equipment under voltage reduces the electrical conductivity nearly to zero, c) freezing temperature Supplying of water is possible even at temperatures below 0 °C. However, this is only possible while maintaining a continuous flow through the hose lines. Stopping the flow can cause rapid freezing up water in the hose. d) boiling temperature Boiling water is a phenomenon that can create dangerous situations for firefighters. An example of this might be durimg extinguishing of the fats. At the time of contact of the water with a burning fat comes to rapid evaporation thereof, and to remove the air part of the fat, what causes the spread of fire and the possibility the rescuer burns. e) reactions with certain elements and chemical compounds The water reacts very strongly with some elements and chemicals compounds. The rapid process of these reactions, as well as their products pose a high risk for firefighters. Examples of such elements can be: sodium and potassium. In turn an example of connection to respond rapidly with water is calcium carbide [17]. f) a large thermal capacity Heat capacity of water is 4,19 kJ.(kg K)-1. However, the use of all heat capacity of water is not possible due to the technical capabilities of the supplying of water. During the supplying of it by standard nozzles this value does not exceed 1,4 kJ.(kg K)-1. This means that about 2/3 of the water supplied to the fire has a small influence on the total effect of the extinguishing process. g) a large number of emerging water vapour After evaporation of one liter of water is approximately 1650 l vapour [5]. It has a significant impact on the fire-extinguishing effect of water due to the ability to inerting of atmosphere. The main action of the water fire-extinguishing is receiving heat from burning material and the environment. Water supplied directly to combustible material evaporates, which gets a large amount of energy from the hot material. Drop the temperature of the burning of the body reduces the speed of the combustion reaction. When the intensity of the treatment of water on the burning material will be sufficient, it will be cooled enough so that combustion reaction will be stopped. Cooling is not the only mechanism of extinguishing water. Evaporating water creates water vapour that fills the room. If the concentration of water vapour in the room would be 20 - 25 %, it is impossible further to continue the process of combustion. This concentration is called the inerting concentration [1]. Physico-chemical properties of the water decide about its extinguishing effectiveness. However, it depends largely on how it is supplied to the combustion zone. When extinguishing a fire is important not only to put out it, but to make this using the least amount of water. Stop the combustion reaction is possible if the water stream receives the heat faster than it is produced by burning materials. The sooner this happens, the need is less amount of water. In the case of spray stream speed evaporation rate, which is approximately proportional to the total surface evaporation, increases with the fragmentation of water stream. On the other hand, an increase in fragmentation of water flow reduces its Ostrava 4. - 5. září 2013

effectiveness. This is because cooling is efficient when the drops evaporate in the flame or on the surface of the material. Drops of smaller diameters partially evaporate before they reach the flame zone, and some of them also do not reach it by the action of the aerodynamic resistance and convection. It has been suggested that there is an optimal size of drops to extinguish the fire. It is difficult to find this value because there are different objectives of these explorations. In theory, quite simply is to determine the optimal size. It is significantly more complicated in real situations where the spray stream must face several impeding factors during injection it to hostile mass of fire hot gases. The smaller the droplet is, the better the cooling capacity is, but if the drops are too small then it is likely that interacting with the flames preventing the drops to reach the source of the fire. This loss of water to the environment is particularly important if and only if the ultimate goal is putting out the fire source using the spray stream. In terms of cooling gas phase, this effect is no longer so important, and the size of drops in the stream may be reduced. Commonly accepted fact is that stream sprayed with an average diameter of equal to 350 mikronom (0,35 mm) is ideal to apply it to cool the gaseous phase [6, 8, 19]. Water stream consisting of drops which diameter is included in the size range from 1 mm to 3 mm is commonly called spray jet. When there is only the possibility to come up to the fire for a proper distance that allows the use of a distributed stream, we should use it because it has better firefighting properties than solid jet. The spray stream does not have so much kinetic energy as the solid one, but it does not cause damage to breaking and shifting of extinguished objects. Water stream distributed in a fire zone, falling as rain has a large cooling effect on the combustion products. Spray jet covers more surface than the solid one. Structure of this jet facilitates evaporation of water, and thus more heat absorption and strong saturation fire atmosphere by water vapour, which in turn causes a reduction of the oxygen concentration in the room during fires. Spray jets are applied everywhere, where there is no need to use solid jets, especially during the extinguishing of the surface of wooden structures, fibrous materials, shredded or loose. It is also applied to gradual cooling of the strongly warmed surface of construction structure, which could be deformed, damaged and collapsed by the rapid cooling using solid jets. They are also applicable to cooling of the surface of tanks with flammable liquids [19]. Generally it is assumed that the mist stream is a stream of water with drops of about the size of 0,1 mm to 1 mm. However, given the values, as in the case of spray jets are only contractual values, because in Poland there is no standard, which would accurately determine this parameter. Therefore, by describing the type of the stream produced we mean more same effect, obtained by applying a particular stream, than precise numerical values. Mist stream has similar properties and use as spray stream, with the fact that the process of receiving heat from a fire is repeated in relation to the other jets. Unfortunately, this is done at the expense of reducing the average length of a stream and though it is a partially eliminated in that it produced a cloud of water mist cools the products of combustion, fireman must approach very close to the fire source to effectively carry out firefighting operations. The mist jet is suitable for extinguishing flammable liquids lighter than water, which is not allowed in any respect extinguish streams likely to throw liquid burning compact and contribute to the spreading of fire [19]. For the supplying of jets water nozzles are used, which due to the design can be divided into standard and universal. Standard nozzles are mainly used for supplying of solid jets, but thanks to mist heads it is also possible to produce spray jets. Their disadvantage is the inability to use during fires in closed spaces. The second type of nozzles nozzles are universal, now most commonly used. Water nozzles type „Turbo“, popularly called „turbojets“ are equipped with rack-and-pinion turbine breaking outflowing stream of water. The capacity and angle of the water stream can be easily adjusted by the change of nozzle set. They have an ergonomic design so that 43


you can quickly change the parameters of the spray jet. They work on the principle of pressure spraying water. Universal nozzles are equipped with a whirl ring at the outlet. It sprays a stream of water, and in addition enable to create a rotational move of the stream. Water nozzles type „Turbo“ are the end of both low as well as high pressure hose lines. Such a line enables to generate either solid or spray jets. Using the appropriate type of universal nozzle it is also possible to obtain both jets simultaneously. Nozzles type „Turbo“, due to the possibility of making different sorts of water streams, have a wide range of applications. One of them is the suppression of internal fires, and especially protection against very danger phenomena like flashover and backdraft. Water nozzles are basic equipment, which the firefighters use during the action. However, in order to effectively utilize its capabilities, one must know the basic techniques for manipulating streams. Nozzles „Turbo“ give the ability to produce highly scattered streams, which have a very good properties of heat receiving. The technique of supplying of these streams by nozzle „Turbo“ consists of giving of small drops of water to the hot upper layer of compartment, using a series of short „shots“ (the techniques of pulsatile supplying of water). Pulsatile supplying of water is performed by quickly opening and closing the valve lever of the nozzle. In the ideal case, the individual „shots“ should take from 0,1 - 0,5 seconds, in order to penetrate properly the upper layer of the room with mixture of small drops of water. Evaporated water will cause cooling and dilution of the thermal decomposition products. As a result, it will not allow to continue the fire spreading. „Shots“ lasting longer than a second will contribute to the sudden going down of hot gases layer, what could cause firefighters burning. There is also the same danger in the case when unevaporated water collects on the ceiling and falls in the form of hot drops. The second important element affecting the effective use water stream produced by nozzle „Turbo“ is a valid setting of the nozzle. Optimal cone angle is 60°, and inclination angle (angle between the ground plane and nozzle axis) is 45° [10]. This setting is associated with the volume of produced „the cone“, which is approximately 16 m3 and closely associated with the volume of fire gases cooled. These are preferred values, which in fact are changed depending on the encountered situations (e.g.: the size of the room). Therefore, it is required to thoroughly understand the goals and capabilities of this technique by firefighters. In addition, a firefighter must have some experience in pulsed-giving water, and such skills can get only during regular exercise to be carried out in special smoke chambers [8]. One of the significant parameters of the fire efficiency is the amount of heat received by the spray given by the nozzle. Part of computer fire models contains more or less accurate extinguishing submodels, but they simulate only fixed extinguishing systems such mist nozzles or sprinklers [7, 11, 12, 13, 14, 22]. In the literature of the world is very difficult to find publications that involve extinguishing models using water nozzles. One of them is the thesis containing extinguishing model using pulsatile jets produced by turbo nozzles [17]. A study on extinguishing model using solid or spray stream produced by the nozzle have been carried out at The Main School of Fire Service in recent years. The primary objective of this research was to study the influence of the nozzle settings on the extinguishion efficiency. The ability to operate a change of the degree of dispersion, capacity, location and inclination angle of the nozzle allowed to determine their impact on the possibility of cooling by spray stream. The study was conducted with the help of computer simulation in a special program called „Qg“. It uses water extinguishing model using modern water nozzles. The results obtained were compared with the data concerning the effectiveness and application of spray streams for the purposes of fire extinguishing. They also have made it possible to evaluate the changes in the values of the received heat using different settings of the nozzles of type „turbo“.

44

Physical and mathematical model of cooling process The following assumptions were included in the model: 1. Cooling of upper layer can be carried out only with the help of spray and mist jets. The use of solid jet for cooling of this layer is considered to be an error of the rescuer and the development model of fire does not take this process into account. 2. It is assumed arbitrarily that the inclination angle of the nozzle should be smaller than the arctg ((Z-1)/3). If the inclination angle will be greater, this means providing water to the upper smoke area, which position is determined by the height of Z. 3. The influence of different diameters drops in a stream on the cooling process have been neglected. The average diameter of the drops for solid jet greater than 3 and less than 5 mm, spray jet greater than or equal to 1 mm and less than 3 mm, and mist jet greater than or equal to 0,1 mm and less than 1 mm, have been assumed. After selecting the type of the jet average diameters of drops will be drawn with the same probability within the established ranges diameter. 4. The angle of the spray flow in the range from 20° to 90° for spray jet, and in the range from 91° to 120° for mist jet was adopted. This angle is related to the average diameter of a drop in such a way that the smaller the diameter of the larger angle [5]. 5. Capacity of the nozzle can be a constant or variable depending on its type. In the case of nozzle Turbojet52 capacity can be adjusted in the range from 100 to 400 dm3.min-1 [5]. 6. Track of either solid stream or a single drop is consistent with the ballistic curve equation, and its section is a circle with a diameter equal to the diameter of the nozzle-tip. The influence of interaction of the stream on the shape of its track was neglected. 7. An arbitrary value of the extinguishing efficiency coefficient 0 < Kg < 1 , which takes into account, among others, the loss of the stream in the way nozzle-upper layer, mutual interaction of droplets in a stream of droplets, diversity of drops diameter, change the diameter of the drops due to evaporation. In the first approximation Kg = 0,6 was assumed. 8. No external impacts on stream compact, e.g. wind or back blowing distorting track of drops was assumed. 9. All drops have the same speed as to the direction and values. 10. Constant temperature of drops and the upper layer was assumed. 11. The heat is received by convection and by heating and evaporating the water drops coming to the upper layer. 12. The same average diameter of evaporating drops was assumed. 13. The influence of extinguishing process on pyrolysis was not considered. 14. Drop evaporation coefficient Kp for spray and mist jest cooling upper layer was adopted. It is equal to the ratio of the quantity of drops completely vaporized to the quantities of all the drops penetrating the upper layer. In the first approximation Kp = 0,5 was assumed. 15. Changes in diameter of droplets as a result of its partial evaporation were not considered. 16. The speed of all outlet drops either spray or mist stream are the same. 17. The average speed of a central stream flowing out the nozzle under the angle β was given to determine the number of Reynolds. A diagram of the cooling of the upper layer using the spray or mist jet is shown in Fig. 1.



d) the average droplet diameter δ0 [mm], •

e) nozzle capacity Vpr [dm3.min-1], f) diameter of nozzle-tip d [mm], g) inclination angle of the nozzle β [rad], h) coordinate of the nozzle base along axis Ox - xp and Oy - yp, i) the height H0 of the nozzle-tip position in relations to the floor [m], j) length Lp and width Wp of the compartment [m], k) time of extinguishing start τg [sec], l) droplet temperature Tk [K], m) ambient temperature To [K], Fig. 1 A diagram of upper layer cooling using spray or mist jet

n) upper layer temperature Tg [K], o) vertical position of upper layer Z [m].

The value of heat received from the upper layer by spray or mist jet can be presented in the form of the following relationships:



g



 K g  Nu    Tg  Tk /  0 2  6      Q g  6  K s1  V pr    dmk 3 K h /       0 p v dt  

(1)

 s  0,5    g   k 

(2)





(3)

Ts  273  C  Ts 273   s  Ts  C  273

(4)



where:

Ts  0,5  Tg  Tk

  17,08  106 



  0,024  (Ts  273)  6  105

(5)

B  w0 2  sin 2   2  g   Z  H 0 

(6)





 3  w0  sin   B / g

(7)

wxg  w0  cos 

(8)

wzg  w0  sin   g   3

(9)

wsg  w2xg  w2zg

(10)

Re 

wsg   0

(11)



Nu  2  0,6  Re1/ 2  Pr1/3

(12)

dmk  2   0    ln 1  c p  Tg  Tw / hv     dt







(13)



 1  0,3  Re  Pr 0,33 / c p 0 dla  Z - H 0  / tg    0,5    L p - x p   Z - H 0  /  K s1   / tg    0,5    W p - y p  cos  0,5   -   for other cases Computer simulation of cooling process In order to perform the calculations for the program, the following input data should be entered: a) type of the nozzle, b) type of jet (spray, mist), c) solid angle of the spray ψ [rad], Ostrava 4. - 5. září 2013

A block diagram of the algorithm corresponding to the cooling of the hot upper layer by spray or mist jet is shown in Fig. 2.

Fig. 2 A block diagram of the algorithm corresponding to the cooling of the hot upper layer by spray or mist jet After the introduction of the input data in the subsequent steps, program checks the condition of reaching the stream to the upper layer. If a spray reaches the hot zone, the stream of heat received is calculated according to the formula specified in the block. Otherwise, the value of this heat is reset to zero. The subject of the simulation was the process of upper layer cooling with water using a spray jetys. Many calculations loops were carried out for different values of the capacities and inclination angle of the nozzle as well as average droplet diameters. The following fixed values were adopted: a) compartment length Lp = 5 m, b) compartment width Wp = 5 m, c) compartment height Hp = 3 m, d) solid angle of the spray ψ = π/2 rad,

45


Another advantage of simulation experiment was the ability to use a wide range of angles of the nozzle inclination. Hot gases quickly and in large quantities accumulates under the ceiling of the room where the fire develops. Even little accurate pointing of the stream into the upper zone, resulting in a quick and efficient cooling by receiving a large quantities of heat from the hot zone.

e) coordinate Ox of the nozzle-tip xp = 2 m, f) coordinate Oy of the nozzle-tip yp = 2 m, g) coordinate Oz of the nozzle-tip H0 = 1 m, h) height of the upper layer Z = 2,5 m, i) droplet temperature Tk = 288 K, j) upper layer tempaerature Tg = 473 K, k) extinguishing effectiveness coefficient Kg = 0,6, The following different variants of values in calculation loops were adopted: •

a) nozzle capacity Vpr = 200 or 400 dm3.min-1, b) average droplet diameter in spray and mist stream δ0 = 0,1 or 0,3 or 0,4 or 0,5 or 0,6 or 0,8 or 1,0 mm,

Heat receive rate [MW]

80

l) evaporation coefficient Kp = 0,5.

60

20

0,1


120

400 dm3/min

0,4

0,5

0,6

0,8

1,0

Fig. 4 Heat receive rate versus droplet diameter for nozzle output Vpr = 200 dm3.min-1


200 150

30

45

60

90

100 50 0 0,1

0,3

0,4

0,5

0,6

Droplet diameter [mm]

0,8

1

Fig. 5 Heat receive rate versus droplet diameter for nozzle output Vpr = 400 dm3.min-1

200 dm3/min

Tab. 1 The values of heat receive rate for output Vpr = 200 dm3.min-1

60 49,78

40

23,6

15,11

20 8,66

0 0

0,1

0,2

0,3

10,71

5,2

8,08

5,52

3,89

2,93

0,4

0,5

0,6

0,7

1,88

0,8

3,69 1,33

0,9

1

1,1


Fig. 3 Heat receive rate versus droplet diameter for two different outputs Vpr = 200 dm3.min-1 and Vpr = 400 dm3.min-1 and inclination angle β = 45 deg The relationship between the heat receive rate and droplet diameter as well as inclination angle for two outputs Vpr = 200 dm3.min-1 and Vpr = 400 dm3.min-1 are shown in three-dimensional coordinates system in Fig. 4 and 5. With either increase of inclination angle or nozzle output, the amount of water reaching the upper layer (hot zone) increases. This resulted in the increase of heat received from the upper layer. As in the previous analysis, there has been a great increase in the amount of heat received by droplets diameters of less than 0,3 mm.

46

90

The values of heat receive rate at different inclination angle of the nozzle and droplet diameters for constant output Vpr = 200 dm3.min-1 were included in tab. 1.

100 80

0,3


132,16

60

0

Results of computer simulation and its analysis

140

45

40

c) inclination angle of the nozzle β = 30 or 45 or 60 or 90 deg.

In this part of the work the selected results obtained during simulation and their analysis have been presented. The graphs of the heat receive rate at nozzle capacities Vpr = 200 dm3.min-1 and Vpr = 400 dm3.min-1 and at a constant angle of its inclination equal to 45 deg were shown in Fig. 3. Increasing the output twice, heat flux received by the spray increased nearly three times for all droplet diameters. The value of the received heat rises along with a reduction in the diameter of the droplet. Between diameters of 0,3 mm and 1 mm decrease in extinguishing effectiveness was observed (decrease received heat values). However, with diameters less than 0,3 mm, amount of heat receive rate is growing rapidly. At a diameter of 0,1 mm the values of about 132 MW for the output Vpr = 400 dm3.min-1 and 50 MW for the output Vpr = 200 dm3.min-1 were achieved. When droplet diameter changes from 0,3 mm to 0,1 mm over five times increase of heat receive rate can be noticed. It is comparable with those which occurs when you change the diameter of the drops from 1 mm to 0,3 mm.

30

β [deg] δ0 [mm]

30

45

60

90

0,1

35,00

49,78

61,09

70,43

0,3

6,10

8,66

10,63

12,26

0,4

3,88

5,52

6,77

7,80

0,5

2,74

3,89

4,78

5,51

0,6

2,06

2,93

3,60

4,15

0,8

1,32

1,88

2,30

2,66

1

0,93

1,33

1,63

1,88

The most effective location was angle β = 90 deg at the diameter of a drop of δ0 = 0,1 mm. For these parameters heat receive rate reached a value of Qg = 70,43 MW. The largest increase in the extinguishing effectiveness depending on the inclination angle between β = 30 deg and β = 45 deg has been observed, while the most efficient cooling of the upper layer occurs at the diameter of a drop of δ0 = 0,1 mm. In turn, the most unsuitable nozzle settings correspondwere to angle β = 30 deg and the diameter of a drop of δ0 = 1 mm. For these parameters the value of heat receive rate is equal to Qg = 0,93 MW. Summary of the results obtained, clearly Ostrava 4. - 5. září 2013


indicates that the greatest influence on the effectiveness of upper layer cooling has the degree of stream fragmentation. The values of heat receive rate at different inclination angle of the nozzle and droplet diameters for constant output Vpr = 400 dm3.min-1 were included in tab. 2. Tab. 2 The values of heat receive rate for output Vpr =400 dm3.min-1

6. It seems to be intentional to apply a similar model to the study of extinguishing process using the solid or spray jet given directly to the combustion zone. Currently research into such a simulation model are provided. Systematic development of extinguishing models of the fires with the help of the nozzles is intended in the coming years by. a) integrating the different diameters of droplets and their statistical distributions,

β [deg] δ0 [mm]

30

45

60

90

0,1

92,90

132,16

162,19

186,97

0,3

16,59

23,60

28,96

33,39

0,4

10,62

15,11

18,54

21,38

0,5

7,52

10,71

13,14

15,15

Acknowledgements

0,6

5,68

8,08

9,92

11,44

0,8

3,65

5,20

6,38

7,35

This paper is a results of work under project No. O ROB 0006 01/ID 6/1, funded by NCBiR

1

2,59

3,69

4,53

5,22

References

Similarly as for the output Vpr = 200 dm3.min-1, value of heat receive rate increase with the reduction of the diameter of the droplets and increase of inclination angle. The value of maximum and minimum also occurred in similar settings prądownicy (Qg = 186,97 MW for δ0 = 0,1 mm and β = 90 deg and Qg = 2,59 MW for δ0 = 1 mm and β = 30 deg). Final remarks Thanks to computer simulation of upper layer cooling model carried out in The Main School of Fire Service, influence of inclination angle of the nozzle, droplet diameters and output of the nozzle on the value heat flux received from upper layer can be studied. High cooling effectiveness of the upper layer by the spray in comparison with other type of jets produced by current nozzles, can be concluded. On the basis of the results obtained during the simulation tests the following conclusions can be formulated: 1. From cooling effectiveness point of view (the highest vale of heat receive rate) the best parameters obtained during simulation tests are: β = 90 deg, δ0 = 0,1 mm and Vpr = 400 dm3.min-1. For these parameters Qg = 186,97 MW. At the same average diameter of drops and less output Vpr = 200 dm3.min-1, Qg = 70,43 MW. 2. The smallest cooling effectiveness among tested scenarios was obtained for the following parameters: β = 30, δ0 = 1 mm and Vpr = 200 dm3.min-1. For these parameters Qg = 0,93 MW, which is up more than 75 times lower compared to the most efficient stream. 3. Cooling model described in the paper enables to estimate the required parameters of the water jet spray (spraying intensity, the average diameter of drops), which will be held on the efficiency needed to cool the upper layer. 4. Wider use of mist jets by firefighters during internal fires is yet limited, because intensive cooling of hot gases, together with effective heat removal gives a very large volume of water vapour. Its accumulation leads to a „piston effect“, which threatens the health and life of the rescuers. 5. The results obtained in the form of a stream of heat received should be validated experimentally. This can be a problem, because the direct measurement of this stream is impossible, and indirect measurement through observations of the changes in temperature of upper layer will be characterized by large errors. However, despite these difficulties, the application of the proposed model seems to be intentional, to study at what nozzle inclination angle, doplet diameters and nozzle output cooling of upper layer is most satisfied. Ostrava 4. - 5. září 2013

b) coupling of extinguishing model coupling with the hybrid fire model, c) taking into account of the changes in droplets diameter due to evaporation.

[1]

Bielecki, P.: Podstawy taktyki gaszenia pożarów. wyd. Szkoły Aspirantów PSP. Kraków 1996.

[2]

Cox, G.: Compartment fire modeling. Chapter 6 in Combustion fundamentals of fire. Wyd. Academic Press. Londyn 1995.

[3]

Cox, G.; Kumow, S.: Field modeling of fire in enclosures. Combustion Science and Technology1987. 52. 7.

[4]

Derecki, T.: Sprzęt pożarniczy do podawania wody i pian gaśniczych. Szkoła Główna Służby Pożarniczej. Warszawa 1999.

[5]

Gil, D.; Placek, P.: Armatura wodna i pianowa. Centralna Szkoła Państwowej Straży Pożarnej. Częstochowa 2003.

[6]

Handel, A.: Report 5065. Lund 2000.

[7]

Jones, W.; Peacock, R.; Forney, G.; Reneke, P.: CFASTConsolidated Model of Fire Growth and Smoke Transport (version 6). Technical Reference Guide. NIST Special Publication 1026. December 2005.

[8]

Kaleta, A.: Wpływ rozdrobnienia strumienia wodnego na jego skuteczność gaśniczą. Technika Pożarnicza. CNBOP. Biuletyn Informacji Technicznej KGSP Nr 2. Warszawa 1985.

[9]

Konecki, M.; Król, B.; Wróblewski, D.: Nowoczesne metody działań ratowniczo gaśniczych. Warszawa 2003r.

[10] Mawhinney, J.; Solomon, R.: Water mist fire suppression systems NFPA. Fire Protection Handbook. Eighteenth Edition 1996. [11] Mc Grathan, K.: Fire Dynamics Simulator. Technical Reference Guide. NIST Special Publication 1018. March 2006. [12] Nelson, H.E.; FPETOOL: Fire Protection Engineering Tools for Hazard Estimation. NISTIR 4380. Gaithersburg. MD 20899. 1990. [13] Novozhilov, V.; Harvie, D.J.E.; Green. A.R.; Kent. J.H.: A Computational Fluid Dynamic Model of Fire Burning Rate and Extinction by Water Sprinkler. Combustion Science and Technology. Vol. 123. No. 1-6. 1997. pp. 227-245. [14] Novozhilov, V.; Moghtaderi, B.; Kent, J.H.; Fletcher, D.F.: Solid fire extinguishment by water spray. Fire Safety Journal. vol. 32. 1999. pp. 119-135. [15] Orzechowski, Z.; Prywer, J.: Wytwarzanie i zastosowanie rozpylonej cieczy. WNT. Warszawa 2008. [16] Pofit-Szczepańska, M.: Wybrane zagadnienia z chemii ogólnej. fizykochemii spalania i rozwoju pożarów. Kraków 1994.

47


[17] Suslavicius, V.: Investigation of the mobile impulse hydraulic and pneumatic firefighting device for extinguishing small-scale fires. Doctoral disertation, Technological Sciences, Transport Engineering, Vilnius Gediminas Technical University, Vilnius 2011. [18] Tuzimek, Z.: Aktualne wymagania ochrony przeciwpożarowej dotyczące przedsięwzięć budowlanych. materiałów i instalacji z praktycznymi przykładami. Ochrona przeciwpożarowa w budownictwie. WEKA Warszawa 2002. [19] Wilczkowski, S.: „Środki gaśnicze“. Szkoła Aspirantów PSP. Kraków 1995.

[21] Rozporządzenie Ministra Spraw Wewnętrznych i Administracji z dnia 7 czerwca 2010 roku w sprawie ochrony przeciwpożarowej budynków. innych obiektów budowlanych i terenów (Dz. U. Nr 109. poz. 719). [22] National Fire Protection Association - NFPA 750 Standard on Water Mist Fire Protection Systems; 2000 Edition. [23] PN - 89/M - 51028: 1989 Sprzęt pożarniczy. Prądownice wodne do pomp pożarniczych. [24] VDS CEA 4001:2003 - 01 (01) Sprinkleranlagen. Planung und Einbau.

Richtlinien

für

[20] Zbrożek, P.; Prasuła, J.: Wpływ wielkości średnic kropel mgły wodnej na efektywność tłumienia pożarów i chłodzenie. „Bezpieczeństwo i technika pożarnicza“ 2009. nr 3.

Publikace z edice SPBI SPEKTRUM Základy matematického modelování požáru EDICE SPBI SPEKTRUM

73.


PETR KUýERA ZDEĕKA PEZDOVÁ

ZÁKLADY MATEMATICKÉHO MODELOVÁNÍ POŽÁRU

Petr Kučera, Zdeňka Pezdová Rozvoj výpočetní techniky a modelů zaměřených na simulaci požárů uvnitř objektu nám v současné době dovoluje využívat několik typů softwaru pro modelování požáru. Tato publikace by proto chtěla seznámit se základy modelování požáru v uzavřeném prostoru, kdy se čtenář dozví jak na základě analýzy problému vybrat vhodný požární model, formulovat zadání pro řešení a interpretovat výsledky modelování. Publikace nemá svým rozsahem sloužit k předvedení široké škály matematických rovnic a přesných postupů, ale k nástinu základního konceptu matematického modelování požáru. Má snahu poukázat na praktická uplatnění požárních modelů a seznámit se základními softwarovými nástroji pro modelování požáru včetně jejich základní obsluhy. Navíc možný budoucí vývoj naznačuje možné využití některých softwarů pro modelování požární situace u velkorozměrových objektů nebo při zjišťování příčin požáru. + CD s freewarovými programy a stručnými uživatelskými manuály přeloženými do češtiny. ISBN 978-80-7385-095-1. Rok vydání 2010.

cena 150 Kč


48



Počítačová simulácia požiaru v tuneli a jeho vplyv na evakuáciu Computer Simulation of Tunnel Fire and its Impact on Evacuation RNDr. Ján Glasa, CSc. doc. RNDr. Ladislav Halada, CSc. Ing. Lukáš Valášek Mgr. Peter Weisenpacher, PhD. Ústav informatiky Slovenskej akadémie vied Dúbravská cesta 9, 845 07 Bratislava, Slovenská republika [email protected] Abstrakt Požiar auta v tuneli patrí medzi mimoriadne udalosti, ktoré môžu spôsobiť veľké materiálne škody na konštrukcii a zariadení tunela, znamenať jeho poškodenie a následnú odstávku a v neposlednom rade ohroziť životy a zdravie osôb nachádzajúcich sa v tuneli. V tomto príspevku opíšeme počítačovú simuláciu požiaru v jednosmernom cestnom tuneli s pozdĺžnym vetraním a jeho vplyv na evakuáciu tunela. Ilustrujeme použitie simulačného systému FDS (Fire Dynamics Simulator) na simuláciu požiaru v tuneli a následné modelovanie evakuácie posádok vozidiel v tuneli pomocou evakuačného modulu Evac systému FDS. Výhodou použitia systému FDS+Evac je skutočnosť, že evakuačný modul Evac vyvíjaný v prostredí FDS umožňuje priamy prístup k výsledkom simulácie priebehu požiaru v každom mieste výpočtového priestoru v ľubovoľnom čase simulácie a modeluje ich vplyv na správanie, individuálne a skupinové únikové stratégie a ohrozenie evakuovaných osôb. Kľúčové slová Počítačová simulácia, požiar v tuneli, evakuácia, FDS+Evac. Abstract Car fire in tunnel belongs to emergency events which can cause large material damages on the tunnel structure, facilities and environment and cause its shut down and endanger lives and health of people in the tunnel. In this paper, we describe computer simulation of fire in single-directional road tunnel with longitudinal ventilation and its impact on tunnel evacuation. We illustrate the use of FDS (Fire Dynamics Simulator) simulator for simulation of the tunnel fire and modelling evacuation of vehicles in the tunnel using the Evac evacuation module of FDS. The advantage of the FDS+Evac system is the fact that the evacuation module Evac has a direct access to simulation results of the fire course in arbitrary place at any time of simulation and models their impact on behaviour, individual and group escape strategies and endanger of evacuated people. Key words Computer simulation, tunnel fire, evacuation, FDS+Evac. Úvod Požiar v tuneli predstavuje závažnú mimoriadnu udalosť, ktorá okrem škôd na konštrukcii a zariadení tunela a vozidlách nachádzajúcich sa počas požiaru v tuneli vážne ohrozuje posádky vozidiel a pracovníkov obsluhy tunela podieľajúcich sa na zabezpečení prevádzky tunela. Tunely patria k citlivým prvkom dopravných systémov a ich vyradenie z prevádzky spôsobuje vážne ekonomické škody a narušenie fungovania osobnej i nákladnej dopravy. Preto je potrebné venovať dôslednú pozornosť otázkam bezpečnosti tunelov [2] už vo fáze projektovej prípravy a výstavby tunela. Výskum počítačovej simulácie požiarov v tuneloch sa zameriava na viaceré špecifické aspekty požiaru tunela, ako sú Ostrava 4. - 5. září 2013

napríklad činnosť požiarneho vetrania počas požiaru [4, 5, 16, 12], počítačová simulácia priebehu požiaru, šírenia dymu a modelovanie dôsledkov požiaru [1, 11, 13, 19] a evakuácie ľudí nachádzajúcich sa počas požiaru v tuneli [7, 15, 21, 22]. Numerické spracovanie simulovaných požiarnych scenárov v stredných a dlhých tuneloch vyžaduje spravidla výkonné výpočtové prostriedky umožňujúce rozparalelniť výpočet simulácie a vykonať ho paralelne na viacerých procesoroch [3, 9, 25]. Celý výpočtový priestor sa preto rozdelí na viacero výpočtových mriežok pozostávajúcich často z miliónov buniek a výpočet sa súbežne počíta na viacerých procesoroch alebo jadrách procesorov. V súčasnosti je dostupných viacero programových systémov schopných simulovať zložité javy súvisiace s požiarom, ktoré umožňujú vykonať výpočet simulácie na dnes už dostupných výkonných počítačových systémoch (na viac-jadrových počítačoch, klastroch alebo na gridoch). K pokročilým systémom na simuláciu požiarov v rôznych prostrediach patria napríklad SMARTFIRE, FLUENT, SOFIE, JASMINE, PHOENICS a FDS. Systém FDS (Fire Dynamics Simulator, verzia 5.5.3) [17, 18] použitý v tomto príspevku patrí k systémom založeným na poznatkoch výpočtovej dynamiky plynov, ktoré sú schopné do simulácie zahrnúť veľký rozsah fyzikálnych a chemických javov súvisiacich s požiarom, ako sú tepelné žiarenie, pyrolýza, spaľovanie produktov pyrolýzy, konvektívny prenos tepla, hasenie, a pod. Systém FDS bol vyvinutý v NIST (National Institute of Standards and Technology, USA), pričom jeho vývoj, verifikácia a validácia na rozličné typy požiarov a prostredí stále kontinuálne prebieha v mnohých špičkových laboratóriách a výskumných a akademických pracoviskách. Ako príklad uvedieme testovanie viacerých dostupných simulačných systémov inštitúciou NRC (U.S. Nuclear Regulatory Commission, USA), na základe ktorých bol systém FDS doporučený na simuláciu dôsledkov možných požiarov v atómových elektrárňach [10]. Súčasťou FDS je aj vizaulizačný systém Smokeview [6], ktorý umožňuje vizualizovať trojrozmerné šírenie požiaru, definovať priestorové rezy hodnôt vybraných charakteristík požiaru a uložiť vizualizácie výsledkov simulácie vo forme videa, obrázkov, tabuliek a grafov. V programovom prostredí FDS sa v súčasnosti vyvíja aj modul Evac, ktorý je schopný využiť výsledky simulácie priebehu požiaru a modelovať ich vplyv na priebeh evakuácie a správanie evakuovaných osôb. V literatúre je tento systém známy pod označením FDS+Evac [14]. V súčasnosti existuje viacero iných, rôzne pokročilých programových systémov na simuláciu evakuácie, ako sú napríklad Pathfinder, buildingEXODUS, STEPS a Simulex. Niektoré z týchto systémov sú určené na simuláciu evakuačných cvičení (nevyužívajú údaje získané simuláciou priebehu požiaru) a niektoré sú schopné importovať informácie o priebehu požiaru z FDS alebo z iného simulátora požiaru a sú schopné ich do určitej miery využiť pri simulácii evakuácie. Systém FDS+Evac umožňuje simulovať požiarnu evakuáciu i evakuačné cvičenie. Systém je vyvinutý na VVT (Technical Research Centre of Finland) a jeho vývoj v súčasnosti pokračuje. Pri simulácii evakuácie v podmienkach požiaru požiarny a evakuačný model v systéme FDS+Evac spolupracujú. Unikajúce osoby sú reprezentované ako samostatné entity (agenti), ktoré majú individuálne a/alebo skupinové vlastnosti, správanie a únikové stratégie. Agentový prístup umožňuje personifikáciu niektorých charakteristík agentov a zahrnúť do hodnôt niektorých typov vlastností prvok neurčitosti charakteristický pre modelovanie ľudského faktora v danom priestore a podmienkach. Pohyb unikajúcich osôb je na základe tzv. modelu sociálnych síl reprezentovaný pomocou silového pôsobenia jednotlivých prvkov, ktoré ho ovplyvňujú (napríklad 49


interakcia medzi agentom a prekážkou, agentom a agentom, vplyv požiaru na pohyb agenta, a pod.). Základný algoritmus modelujúci správanie davu (zloženého z agentov) je založený na metódach umelej inteligencie (simulácia dynamiky molekúl) a modelovaní rozhodovacieho procesu agentov a ich únikových stratégií. Výhodou systému FDS+Evac je, že evakuačný modul má priamy prístup ku charakteristikám požiaru v každom mieste výpočtového priestoru a v ľubovoľnom čase simulácie. Vplyv dymu na pohyb jednotlivých agentov, ich správanie a únikové stratégie sa modeluje na základe tzv. FED indexu intoxikácie agenta (Purser’s Fractional Effective Dose Index) [20]. Pri voľbe únikovej stratégie agenta sa do úvahy berie odhadovaný únikový čas potrebný na únik známym únikovým východom, viditeľnosť únikových východov, spomalenie pohybu spôsobené zúžením únikovej cesty a podobné faktory ovplyvňujúce rozhodovací proces agenta. Z výpočtového hľadiska je potrebné uviesť, že počas simulácie sa počíta 3D simulácia priebehu požiaru na 3D výpočtových mriežkach (výpočet na každej mriežke sa realizuje spravidla na jednom procesore/ jadre) a 2D simulácia evakuácie na jednej 2D výpočtovej mriežke (realizovaná na jednom procesore/jadre).

rate) 10 MW. Od 55. s sa už intenzita zdroja požiaru nemení. V simulácii predpokladáme, že 5 s po objavení sa požiaru ventilátory začnú pracovať s lineárne narastajúcou rýchlosťou z hodnoty 6,25 m.s-1 na hodnotu 25 m.s-1, ktorú dosiahnu v 65. s simulácie. Od tohto času sa už ich dosiahnutá rýchlosť nemení. V simulácii nepredpokladáme v tuneli žiadne iné horľavé materiály, ktoré by prispievali k zvyšovaniu intenzity požiaru. V ďalšom uvažujme dve dopravné situácie v tuneli, na ktorých budeme testovať vplyv veľkokapacitných vozidiel na evakuáciu v tuneli v podmienkach požiaru. 7,2 m 1,1 m

Zdroj požiaru je v simulácii reprezentovaný plochou s rozmermi 2 m x 3 m (jej umiestnenie pozri na obr. 1 - 2), ktorá od 50. s simulácie vydáva počas 5 s teplo s lineárne narastajúcou intenzitou, kým nedosiahne maximálnu hodnotu HRR (heat release 50

5,2 m 180,0 m

47,4 m

39,4 m 2,0 m

43,4 m

37,4 m

10,0 m 137,4 m 180,0 m

R 6,6 m 1,1 m

0,9 m R 6,3 m 7,2 m

4,9 m

1,1 m 0,2 m 2,0 m

5,0 m 10,0 m

Obr. 1 Model cestného tunela a umiestnenie prúdových ventilátorov 5,4 m

Opis scenárov požiarnej evakuácie tunela

Pri simulácii predpokladáme, že počiatočná vnútorná teplota v tuneli je 13 °C a že v tuneli je ustálené prúdenie vzduchu dané konštrukciou tunela a pohybom vozidiel v tuneli. Toto ustálené prúdenie reprezentujeme v simulácii činnosťou vetrania počas prvých 60 s simulácie (ventilátory pracujú s rýchlosťou 6,25 m.s-1), ktorá v hornej časti tunela vytvorí kváziustálené prúdenie s rýchlosťou približne 2 m.s-1.

86,0 m

5,2 m

V tomto príspevku ilustrujeme použitie systému FDS+Evac na simuláciu požiarnej evakuácie v jednosmernom dvojprúdovom cestnom tuneli s jednoduchým pozdĺžnym vetracím systémom. Tento výskum je založený na našich doterajších skúsenostiach so simuláciou požiarov v rôznych prostrediach, napríklad požiarov miestností a rodinných domov [30], kinosál [8, 23], osobných motorových vozidiel [9, 26], tunelov [28, 29] a garáží [27]. Zvlášť využijeme poznatky získané výskumom vplyvu paralelizácie výpočtu na presnosť a efektívnosť simulácie požiaru v tuneli pomocou systému FDS [9, 26, 27, 28, 29]. Práca má nasledovné členenie. V prvej časti opíšeme model tunela, parametre požiaru a dva evakuačné scenáre. V druhej časti uvedieme hlavné výsledky simulácie požiaru a evakuácie, pričom upozorníme na niektoré špecifiká systému FDS+Evac pri jeho aplikácii na modelovanie evakuácie v tuneli. V tretej časti zhrnieme dosiahnuté výsledky a skúsenosti, ktoré môžu byť zaujímavé pre používateľov systému pri jeho aplikácii na problémy požiarnej bezpečnosti tunelov.

V tejto práci uvažujme modelový jednosmerný dvojprúdový cestný tunel znázornený na obr. 1. Rozmery tunela sú 10 m x 180 m x 7,2 m (šírka x dĺžka x výška). V tuneli sú umiestnené dve dvojice štandardných prúdových ventilátorov kruhového prierezu (viď. obr. 1) s priemerom 0,9 m a dĺžkou 5,2 m. Betónová konštrukcia tunela o hrúbke 20 cm je v programovom prostredí FDS reprezentovaná pomocou pravouhlých útvarov typu hranol rovnobežných so smerom tunelovej rúry (tzv. OBSTRUCTIONs). Na reprezentáciu zaobleného tvaru stropu tunela sa aplikovala na prvky stropu funkcia SAWTOOTH, ktorá zabezpečí vyhladenie povrchu zakriveného stropu (eliminácia vzniku turbulentných javov vznikajúcich pri obtekaní plynov okolo hranatých objektov). Ventilátory sú reprezentované štandardným spôsobom pomocou tzv. tenkých prekážok (OBSTRUCTIONs s hrúbkou 0 cm a parametrom POROUS = TRUE.). Plocha štvorcového prierezu ventilátora zodpovedá ploche kruhového prierezu ventilátora znázorneného na obr. 1.

92,0 m

4,5 m 2,0 m 1,9 m

1,5 m C23

C24

C22

C21 C20

C19

C17

C18

3,1 m

C15

C16

C13

C14

1,0 m

C11

C12

C10

C9

C7

C8

2,0 m

C5 C6

C3 C4

4,0 m

C1

C

C2

1,5 m

6,1 m

73,0 m 94,0 m

5,4 m 4,5 m 2,0 m 2,5 m 1,9 m

1,5 m C23

C24

C22

C21 C20

C19

C17

C18

C16

3,1 m

C15

C13

C14

3,1 m

C11

C12

C10

2,0 m 73,0 m

C9 C8

1,0 m

C7

C5

C3

4,0 m

C1

T1

B1C2

1,5 m

11,0 m

4,7 m

94,0 m

Obr. 2 Schéma zastavovania vozidiel v prvom scenári (24 osobných motorových vozidiel) a v druhom scenári (21 áut, 1 autobus a 1 mikrobus) V prvom scenári predpokladajme 24 osobných motorových vozidiel (obr. 2, hore), ktoré prichádzajú od ľavého portálu tunela nasledovne. Prvé auto zastaví v 53. s (3 s po vzniku požiaru), ostatné autá zastavujú každú sekundu na pozíciách znázornených na obrázku. Posledné auto zastaví v 76. s. Na obr. 3 sú znázornené počty cestujúcich v jednotlivých autách, časy zastavenia jednotlivých vozidiel a časy, v ktorých vystupujú z vozidla jednotliví cestujúci. Celkový počet cestujúcich je 65, pričom posádky vozidiel tvorí 1 - 4 osôb. V tomto scenári nepredpokladáme žiadne veľkokapacitné vozidlo. Predpokladáme, že všetci cestujúci poznajú ľavý portál tunela (lebo cez neho prechádzali). Okrem portálu cestujúci z vozidiel C1 - C7 poznajú aj únikový východ Ostrava 4. - 5. září 2013


Výsledky simulácie

(videli ho pred zastavením vozidla) široký 1,5 m, ktorý sa nachádza vo vzdialenosti 73 m od ľavého portálu (viď. obr. 2). Únikový východ je v FDS+Evac reprezentovaný pomocou objektu typu VENT danej šírky, ktorému je priradená evakuačná mriežka a bod (X, Y, Z) umiestnený v strede nad únikovým východom. Súradnice tohto bodu sú vstupom do rozhodovacieho algoritmu agentov a určujú viditeľnosť únikového východu.

Výpočet simulácie obidvoch scenárov bol súbežne realizovaný na pracovnej stanici IBM System x3650 M3 na ÚI SAV v Bratislave, ktorá obsahuje dva štvorjadrové procesory Intel Xeon X5570, 2.17 GHz, 24 GB RAM. V oboch simuláciách sa výpočet realizoval na 4 jadrách. Výpočtový priestor bol rozdelený na tri 3D výpočtové

C1

tz

te

C2

tz

te

C3

tz

te

C4

tz

te

C5

tz

te

C6

tz

te

ĽPD

1D

53

58

1D

54

59

1M

55

60

1Ž

56

61

D1

57

62

1M

58

63

PPD

1D

58

1S

60

1Ž

60

1Ž

61

1S

63

1Ž

63

ĽZD

-

-

1d

60

1d

60

-

-

-

-

1M

63

PZD

-

-

-

-

1d

60

-

-

-

-

1Ž

63

C7

tz

te

C8

tz

te

C9

tz

te

C10

tz

te

C11

tz

te

C12

tz

te

ĽPD

1D

59

64

1M

60

65

1M

61

66

1M

62

67

1M

63

68

1M

64

69

PPD

1D

64

1Ž

65

1D

66

1D

67

1D

68

1D

69

ĽZD

1S

65

-

-

1M

66

-

-

1M

68

1M

69

PZD

1S

65

2d

65,66

1D

66

-

-

1 CH

68

-

-

C13

tz

te

C14

tz

te

C15

tz

te

C16

tz

te

C17

tz

te

C18

tz

te

ĽPD

1M

65

70

1M

66

71

1E

67

73

1M

68

73

1M

69

74

1M

70

75

PPD

1Ž

70

-

-

1E

74

1Ž

73

1D

74

1D

75

ĽZD

-

-

-

-

-

-

1S

74

1M

74

1M

75

PZD

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

C19

tz

te

C20

tz

te

C21

tz

te

C22

tz

te

C23

tz

te

C24

tz

te

ĽPD

1Ž

71

76

1M

72

77

1M

73

78

1M

74

79

1E

75

81

1M

76

81

PPD

-

-

1D

77

1M

78

1D

79

-

-

1D

81

ĽZD

-

-

1M

77

-

-

1M

79

-

-

1M

81

PZD

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

Obr. 3 Parametre evakuácie vozidiel pre prvý scenár: symboly D, S, d, Ž a M znamenajú dospelý, starší človek, dieťa, žena a muž; C1,…, C24 je označenie jednotlivých áut; tz je čas zastavenia vozidla; te je čas evakuácie daného cestujúceho z vozidla; ĽPD, PPD, ĽZD a PZD sú ľavé predné, pravé predné, ľavé zadné a pravé zadné dvere auta V druhom scenári predpokladáme 21 áut (1 - 4 cestujúci), 1 autobus (30 cestujúcich) a 1 mikrobus (9 cestujúcich). V tomto scenári sú autá C2 a C4 nahradené autobusom B1 a auto C6 je nahradené mikrobusom T1 (obr. 2, dole). Na obr. 4 sú uvedené počty cestujúcich, časy zastavenia veľkokapacitných vozidiel a časy, v ktorých z nich vystupujú jednotliví cestujúci. Parametre pre ostatné vozidlá sú v tomto scenári nezmenené. Obdobne ako v prvom scenári predpokladáme, že všetci cestujúci poznajú ľavý portál tunela a že cestujúci z vozidiel C1, C3, C5, a C7, B1 a T1 poznajú aj únikový východ (videli ho pred zastavením vozidla). Celkový počet cestujúcich v tomto scenári je 95.

mriežky s hustotou 10 cm (každá s celkovým počtom buniek 4 320 000), na ktorých sa počítal priebeh požiaru, a jednu 2D výpočtovú mriežku rovnakej hustoty (s počtom buniek 172 800) určenú na výpočet evakuácie. Každá výpočtová mriežka bola pridelená jednému jadru procesora. Súbežný výpočet oboch simulácií bol teda realizovaný na 8 CPU jadrách pracovnej stanice.

Celkovú dobu simulácie (vrátane prvej minúty simulácie modelujúcej kváziustálené prúdenie v tuneli na začiatku požiaru) sme nastavili na 170 s.


51


B1

tz

te

T1

tz

te

ĽPD

-

54

-

1M

55

60

PPD

10 D

60, 61, ..., 69

2D

veľkokapacitných vozidiel (výška i tvar vozidiel), ktoré bránia plynulému toku plynov viac ako autá v prvom scenári. Pri modelovaní evakuácie v programovom prostredí FDS+Evac je potrebné rešpektovať určité ohraničenia súčasnej verzie systému. Fyzické prekážky ako aj údaje o parametroch požiaru vo výške očí priemerne vysokej osoby a súradnice bodu, prostredníctvom ktorého sa určuje viditeľnosť únikového otvoru sa sústreďujú v jednej údajovej vrstve. Toto riešenie zabezpečuje mimoriadne vysokú efektivitu výpočtu evakuácie v systéme FDS+Evac, prináša ale určité ťažkosti pri reprezentácii “nižších prekážok” (prekážky brániace unikajúcej osobe v pohybe, cez ktoré daná osoba vidí) a únikových východov väčšej šírky. V prípade evakuácie v tuneli sú nižšími prekážkami napríklad autá a široké únikové východy reprezentujú portály tunela. Tieto ohraničenia treba brať pri príprave vstupných údajov pre simuláciu do úvahy.

60, 61

ĽZD

-

-

-

-

PZD

20 D

60, 61, ..., 79

6D

60, 61, ..., 65

Obr. 4 Parametre evakuácie veľkokapacitných vozidiel v druhom scenári: symboly B1 a T1 znamenajú autobus a mikrobus, označenie ostatných parametrov je obdobné ako v prvom scenári

60 portál únikový východ

50 40

N

Obr. 5 Simulácia priebehu požiaru v prvom scenári v 56., 78. a v 100. s simulácie

30 20 10 0 0

20

40

60

80 100 t [s]

120

140

160

80 100 t [s]

120

140

160

60 portál únikový východ

50 40

N

Obr. 6 Simulácia priebehu požiaru v druhom scenári v 56., 78. a v 100. s simulácie

30 20

Priebeh požiaru v simulácii prvého scenára bol nasledovný. Požiar začal v 50. s simulácie, v 53. s horúce plyny narazili na strop tunela a začali sa šíriť pod stropom, pričom sa šírili rýchlejšie smerom k pravému portálu vďaka pôvodne ustálenému prúdeniu vzduchu v tuneli (obr. 5, hore). V 60. s začalo pracovať vetranie tunela a v 65. s nadobudlo plný výkon. Činnosť vetracieho systému spôsobila unášanie dymu smerom k pravému portálu a postupné vyčistenie tunela naľavo od požiaru. Kým ešte v 78. s bolo možné pozorovať, že autá C1 - C4 sú ešte ohrozované dymom (obr. 5, v strede), v 100. s už bol tunel naľavo od požiaru zbavený zadymenia (obr. 5, dole). Na obrázku je tiež možné pozorovať postupné zastavovanie jednotlivých vozidiel v tuneli.

10 0 0

20

40

60

Obr. 8 Využívanie únikových ciest v prvom (vľavo) a v druhom (vpravo) scenári; N je počet evakuovaných osôb Ľavý portál tunela, ktorý funguje ako únikový východ z tunela, je preto potrebné reprezentovať tak, aby sa maximalizovala oblasť, z ktorej je portál viditeľný pre unikajúce osoby. V simulácii sme ho reprezentovali pomocou troch samostatných únikových východov

C1

C2

C3

C4

C5

C6

C7

C8

C9

C10

C11

C12

C13

C14

C15

C16

C17

C18

C19

C20

C21

C22

C23

C24

ĽPD

P

V

P

V

P

P

P

P

P

P

P

P

P

P

P

P

P

P

P

P

P

P

P

P

PPD

V

V

V

V

V

V

P

P

P

P

P

P

P

-

P

P

P

P

-

P

P

P

-

P

ĽZD

-

V

P

-

-

P

P

-

P

-

P

P

-

-

-

P

P

P

-

P

-

P

-

P

PZD

-

-

V

-

-

V

P

2*P

P

-

P

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

C1

B1

C3

C5

T1

C7

C8

C9

C10

C11

C12

C13

C14

C15

C16

C17

C18

C19

C20

C21

C22

C23

C24 P

ĽPD

P

-

P

P

P

P

P

P

P

P

P

P

P

P

P

P

P

P

P

P

P

P

PPD

V

10*V

V

P

2*V

P

P

P

P

P

P

P

-

P

P

P

P

-

P

P

P

-

P

ĽZD

-

-

P

-

-

P

-

P

-

P

P

-

-

-

P

P

P

-

P

-

P

-

P

PZD

-

10*V

V

-

6*V

P

2*P

P

-

P

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

Obr. 7 Priebeh evakuácie v prvom (hore) a druhom (dole) scenári: únik jednotlivých cestujúcich cez portál (P) alebo únikový východ (V) Priebeh simulovaného požiaru v druhom scenári bol podobný priebehu požiaru v prvom scenári. Na obr. 6 je možné pozorovať mierne odlišnosti spôsobené vplyvom väčších rozmerov oboch 52

šírky 2 m, pričom sme posunuli body, vzhľadom na ktoré sa určuje viditeľnosť krajných dvoch únikových východov, do krajných bodov portálu. Keďže zastavujúce vozidlá v oboch simulovaných Ostrava 4. - 5. září 2013


scenároch vytvárajú dva rady stojacich vozidiel nerovnako vzdialené od stien tunela, vykonali sme simulácie s iným nastavením šírky jednotlivých únikových východov a polohy bodov, ktoré určujú ich viditeľnosť. Simulácie ukázali, že iné reprezentácie portálu neboli pre únik efektívnejšie, ani pohyb unikajúcich osôb cez portál nebol realistickejší. Na obr. 7 - 8 je znázornený výsledok evakuácie ako aj porovnanie výberu únikovej cesty jednotlivými evakuovanými osobami. Z podrobnejšej analýzy evakuácie vyplýva, že rozhodovacie stratégie unikajúcich osôb výrazne ovplyvnilo, či poznali a/alebo videli portál a/alebo únikový východ. Pri výbere únikovej cesty berú do úvahy čas potrebný na dosiahnutie najbližšieho únikového východu, pričom je do výpočtu zahrnutý aj odhadnutý čas čakania v rade pred zúžením únikovej cesty a podmienky na bezpečný pohyb po únikovej ceste. Systém počíta pre každého agenta dávku jeho intoxikácie, ktorá ovplyvňuje nielen rýchlosť jeho pohybu, ale tiež výber smeru a únikovej cesty (agent sa vyhýba zadymeným oblastiam únikovej ceste). Systém je schopný modelovať v danom priestore a podmienkach javy typické pre evakuáciu v tuneli v podmienkach požiaru. Na obr. 9 je ilustrované vytváranie zhlukov unikajúcich osôb v simulácii prvého (prvé dva obrázky) a druhého (posledné dva obrázky) scenára. Kým v druhom scenári je možné pozorovať vytvorenie kritického priestoru pred únikovým východom, kde sa stretajú dva prúdy unikajúcich osôb (z autobusu a mikrobusu), v prvom scenári sa lokálne vytvorilo zúžené miesto medzi štvrtým a šiestym autom na ceste k únikovému východu. V súčasnej verzii systému autá (predstavujúce nízke prekážky) zastavujúce v tuneli bránia agentom vo viditeľnosti únikových východov, s čím je potrebné pri príprave vstupov pre simuláciu počítať. Tento problém je možné do určitej miery eliminovať reprezentáciou portálov únikových východov a nastavením vlastností agentov a únikových východov (podrobnejšie pozri v [24]).

Obr. 11 Ohrozenie osôb dymom v priestore pred únikovým východom: koncentrácia CO v 68. a 76. s prvého scenára a v 66., 68., 71. a 78. s druhého scenára; maximálna hodnota koncentrácie na škále je 6.0 mol/mol*10-5 Na obr. 10 - 11 je vo vybraných časoch simulácie ilustrované ohrozenie unikajúcich osôb zadymením priestoru pred únikovým východom. Na rezoch vo výške hlavy evakuovaných je možné pozorovať výrazne odlišné riziko intoxikácie unikajúcich osôb a zníženie viditeľnosti v daných časoch simulácie. V kombinácii so simulovaním pohybu agentov systém poskytuje významnú informáciu pre pochopenie a modelovanie ohrozenia unikajúcich osôb v tuneli pri požiari. Na obr. 12 sú znázornené maximálne hodnoty intoxikácie agentov počas simulácie. Celkové evakuačné časy pre simuláciu prvého a druhého scenára boli 184 a 170 s. Rozdiel je spôsobený rôznym výberom únikových ciest (cestujúci vystupujúci z autobusu a mikrobusu v druhom scenári použili na únik únikový východ) ako aj rozdielmi v niektorých osobných nastaveniach jednotlivých osôb (napríklad rýchlosť nebrzdeného pohybu agenta z danej skupiny je systémom prideľovaná náhodne z daného intervalu hodnôt, čím sa dosahuje zahrnutie určitého charakteristického typu neurčitosti do simulácie) a javmi, ktoré spomaľovali pohyb jednotlivých evakuovaných osôb. Analýza priebehu evakuácie ukázala, že rýchlosť nebrzdeného pohybu agenta zo skupiny „starší človek“, ktorý sa evakuoval v prvom scenári ako posledný, bola v druhom scenári vyššia ako v prvom scenári. 1,80E-04 prvý scenár druhý scenár

1,60E-04

Obr. 9 Vytváranie zhluku unikajúcich osôb v priestore pred únikovým východom: simulácia evakuácie v prvom scenári v 66. a 69. s a v druhom scenári v 70. a 75. s (vizualizácie sú bez zobrazenia dymu)

max. FED index

1,40E-04 1,20E-04 1,00E-04 8,00E-05 6,00E-05 4,00E-05 2,00E-05 0,00E+00

0

20

40

60

80 100 t [s]

120

140

160

Obr. 12 Maximálna hodnota FED indexu zaznamenaná v danom čase v simulácii Záver

Obr. 10 Ohrozenie osôb dymom v priestore pred únikovým východom: viditeľnosť v 68. a 76. s prvého scenára (hodnota viditeľnosti cca 4 m a 30 m) a v 66., 68., 71. a 78. s druhého scenára (hodnoty viditeľnosti cca 10 m, 30 m, cca 6 m a 30 m)


V tomto príspevku je ilustrované použitie systému FDS+Evac na simuláciu evakuácie krátkeho jednosmerného cestného tunela s pozdĺžnym vetraním v podmienkach požiaru s intenzitou 10 MW. Napriek relatívnej jednoduchosti prezentovaných dvoch scenárov situácie v tuneli počas požiaru a jednoduchosti samotného tunela a jeho vetracieho systému je možné ukázať, ako výrazne vplýva výskyt veľkokapacitných vozidiel (autobus a mikrobus) na zvýšenie ohrozenia cestujúcich nachádzajúcich sa v tuneli a ich bezpečnej evakuácie. Stručne sú diskutované možnosti

53


eliminácie niektorých špecifických ťažkostí, ktoré pri simulácii požiarnej evakuácie treba brať do úvahy. Tieto ťažkosti súvisia s ohraničeniami súčasnej verzie systému FDS+Evac a časť z nich bude riešená už v nasledujúcej pripravovanej verzii systému (oddelenie niektorých údajových vrstiev vstupov pre evakuáciu). Podrobná analýza výsledkov simulácie a výsledkov rozhodovania a správania jednotlivých unikajúcich osôb ukazuje, že je nevyhnutne potrebné brať do úvahy súčasné ohraničenia systému a vyhnúť sa tak nesprávnej reprezentácii vstupných údajov pre simuláciu, zvlášť vstupnej reprezentácie tunela, dopravnej situácie a pohybu osôb v tuneli, reprezentácie únikových východov, a pod. Takéto skreslenie vstupov by mohlo mať výrazný vplyv na spoľahlivosť výsledkov simulácie evakuácie. Zásadnou prednosťou systému FDS+Evac pri simulácii evakuácie v tuneli v podmienkach požiaru je priamy prístup evakuačného modulu k parametrom požiaru v priebehu simulácie, ktorý umožňuje modelovať vplyv požiaru a šírenia dymu v tuneli na pohyb, správanie a únikové stratégie agentov počas požiaru. Agentový prístup umožňuje zachytiť jemné, ale pre správanie jednotlivých osôb významné faktory ovplyvňujúce pohyb agentov a/alebo ich skupín a personifikovať niektoré ich vlastnosti a zahrnúť do simulácie evakuácie určitú formu neurčitosti charakteristickú pre modelovanie ľudského správania (ľudský faktor). Počítačová simulácia, ktorá kombinuje simuláciu šírenia požiaru v tuneli a simuláciu pohybu a správania osôb v ohrozenom priestore, umožňuje testovať rozmanité faktory, scenáre a opatrenia zlepšujúce požiarnu bezpečnosť tunelov, ako sú napríklad optimalizácia činnosti požiarneho vetracieho systému, prostriedky signalizácie a riadenia pohybu evakuovaných osôb, stratégiu a taktiku zásahu proti požiaru a pri evakuácii osôb a pod. Počítačová simulácia požiarov a ich dôsledkov na zariadenie tunela, vozidlá v tuneli a bezpečnú evakuáciu ohrozených osôb má pre svoju veľkú flexibilnosť a nízku cenu veľký potenciál pre výraznejšie použitie v oblasti bezpečnosti tunelov. Poďakovanie Tento výskum bol čiastočne finančne podporený Vedeckou grantovou agentúrou VEGA (projekt VEGA 2/0216/10) a Agentúrou pre štrukturálne fondy EÚ (projekt ITMS 26240220060, Operačný program Veda a výskum). Literatúra [1]

[2]

Bari, S.; Naser, J.: Simulation of smoke from burning vehicle and pollution levels caused by traffic jam in a road tunnel, Tunnelling and Undeground Space Technology, vol. 20, iss. 3, pp. 281-290, 2005. Bebčák, P.; Drgáčová, J.; Peterek, J.; Ulmann, J.: Komplexní zkoušky požárně bezpečnostních zařízení v tunelech. In Požární ochrana 2010. Sborník příspěvků z mezinárodní konfernce. Ostrava: Sdružení požárního a bezpečnostního inženýrství, pp. 21-26, 2010. ISBN: 978-80-7385-087-6. ISSN: 1803-1803

NIST Special Publication 1017-1C, U.S. Goverment Printing Office, Washington, p. 52, 2009. [7]

Gao-Shang, Y.; Li-Min, P.; Jing-Hua, Z.; Yong-Lin, A.: Simulation of people´s evacuation in tunnel fire, J. Cent. South. Univ. Tech., vol. 13, iss. 3, pp. 307-312, 2006.

[8]

Glasa, J.; Valášek, L.; Weisenpacher, P.; Halada, L.: Use of PyroSim for simulation of cinema fire, Int. J. on Recent Trends in Engineering and Technology, vol. 7, no. 2, pp. 51-56. ACEEE, New York, USA, 2012.

[9]

Halada, L.; Weisenpacher, P.; Glasa, J.: Computer modelling of automobile fires (Chapter 9, pp. 203-228), In Advances in Modeling of Fluid Dynamics (Liu, Ch., ed.), InTech Publisher, Rijeka, 2012.

[10] Hill, K.; Dreisbach, J.; Joglar, F.; Najafi, B.; McGrattan, K.; Peacock, R.; Hamins, A.: Verification and validation of selected fire models for nuclear power plant applica-tions, NUREG 1824, U.S. Nuclear Regulatory Commission, Washington, DC, 2007. [11] Hu, L.H.; Fong, N.K.: Modelling fire-induced smoke spread and carbon monoxide transportation in a long channel: Fire Dynamics Simulator comparisons with measured data, Journal of Hazardous Materials, vol. 140, pp. 293-298, 2007. [12] Ingason, H.; Li, Y.Z.: Model scale tunnel fire tests with longitudinal ventilation, Fire Safety Journal, vol. 45, pp. 371384, 2013. [13] Ji, J.; Fan, C.G.; Zhong, W.: Experimental investigation on influence of different transverse fire locations on maximum smoke temperature under the tunnel ceiling, Int. J. of Heat and Mass Transfer, 2012. [14] Korhonen, T.; Hostikka, S.: Fire Dynamics Simulator with evacuation: FDS+Evac, Technical Reference and User's Guide, VTT, Finland, 2009. [15] Kučera, P.; Bradáčová, I.: Modelling the evacuation of people from a train on fire in a railway tunnel, Recent Advances in Engineering, 2012. [16] Li, Y.Z.; Lei, B.; Ingason, H.: Theoretical and experimental study of critical velocity for smoke control in a tunnel crosspassage, Fire Tech., vol. 49, pp. 435-449, 2013. [17] McGratten, K.; Baum, H.; Rehm, R., Mell, W., McDermott, R., Hostikka; S., Floyd, J.: Fire Dynamics Simulator (Version 5), Technical Reference Guide, NIST Special Publication 1018-5, NIST, Gaithersburg, Maryland, USA, 2010. [18] McGratten, K.; McDermott, R.; Hostikka, S.; Floyd, J.: Fire Dynamics Simulator (Version 5), User’s Guide, NIST Special Publication 1019-5, NIST, Gaithersburg, Maryland, USA, 2010. [19] McGrattan, K.; Hamins, A.: Numerical simulation of the Howard street tunnel fire, Fire Tech., vol. 42, pp. 273-281, 2006.

[3]

Betta, V.; Cascetta, F.: Numerical study of the optimization of pitch angle of an alternative jet fan in a longitudinal tunnel ventilation system, Tunnelling and Underground Space Technology, vol. 24, pp. 164-172, 2009.

[20] Purser, D.A.: Toxicity Assessment of Combustion Products, In SFPE Handbook of Fire Protection Engineering, 2nd edition,, National Fire Protection Association, Quincy, MA, pp. 2/28-2/146, 1995.

[4]

Carvel, R.O.; Beard, A.N.; Jowitt, P.W.: Fire spread between vehicles in tunnels: effects of tunnel size, longitudinal ventilation and vehicle spacing, Fire Tech., vol. 41, pp. 271304, 2005.

[21] Ronchi, E.; Colonna, P.; Capote, J.; Alvear, D.; Berloco, N.; Cuesta, A.: The evaluation of different evacuation models for assessing road tunnel safety analysis, Tunelling and Underground Space Technology, vol. 30, pp. 74-84, 2012.

[5]

Carvel, R.O., Guillermo, R., Torero, J.L.: Ventilation and suppression systems in road tunnels: some issues regarding their appropriate use in a fire emergency, Proc. of the 2nd Int. Tunnel Safety Forum for Road Rail, pp. 375-382, 2009.

[22] Ronchi, E.; Colonna, P.; Gwynne, S.M.V.; Purser, D.A.: Representation of the impact of smoke on agent walking speeds in evacuation models, Fire Technology, vol. 49, pp. 411-431, 2013.

[6]

Forney, G.P.: Smokeview (Version 5) - A Tool for visualizing Fire Dynamics Simulator data, vol. III, Verification Guide,

[23] Valášek, L.: The use of PyroSim for creation of the input FDS geometry for cinema fire simulation, Recent Advances in

54



Systems Science and Mathematical Modelling, Proc. of the European Conf. of Systems, Paris, pp. 304-309, 2012. [24] Valášek, L.; Glasa, J.: Simulation of the course of evacuation in tunnel fire conditions by FDS+Evac, práca prijatá do zborníka konferencie AMCME 2013, Rodos, 2013. [25] Vega, M.G.; Diaz, K.M.A.: Numerical 3D simulation of longitudinal ventilation system, Memorial tunnel case, Tunnelling and Underground Space Technology, vol. 23, pp. 539-551, 2008. [26] Weisenpacher, P.; Glasa, J.; Halada, L.: Parallel simulation of automobile interior fire and its spread onto other vehicles, Proc. of the Int. Congress on Fire Computer Modeling, Santander, pp. 329-338, 2012.

[28] Weisenpacher, P.; Halada, L.; Glasa, J.: Computer simulation of fire in a tunnel using parallel version of FDS, Proc. of the 7th Mediterranean Combustion Symp., Assoc. Sezione Italiana del Comb. Inst., 11 p., 2011. [29] Weisenpacher, P.; Halada, L.; Glasa, J.; Šipková, V.: Parallel model of FDS used for a tunnel fire simulation, Proc. of the Int. Conf. ParNum 11, Graz: University of Graz, pp. 96-105, 2011. [30] Weisenpacher, P.; Poledňák, P.; Halada, L.; Glasa, J.; Valášek, L.: Analysis of course of fire by computer simulation, Proc. of the Int. Conf. on Fire Safety (Šenovsky, M., ed.), Valtice, 15 p., 2012.

[27] Weisenpacher, P.; Glasa, J.; Halada, L.; Valášek, L.; Dobrucký, M.: The impact of car park fire on concrete structure: parallel computation, Proc. of the Conf. on Applications of Structural Fire Engineering, Prague, 2013.

Publikace z edice SPBI SPEKTRUM Evakuace osob EDICE SPBI SPEKTRUM

47.


LIBOR FOLWARCZNY JIěÍ POKORNÝ

EVAKUACE OSOB

Libor Folwarczny, Jiří Pokorný Publikace se zabývá úvahami nad evakuací osob z hlediska požární ochrany a ochrany obyvatelstva. Názorem, že parciální členění evakuace osob do uvedených oblastí je anachronismem, který již v současnosti nemá své opodstatnění, předkládá kniha relevantní možnosti jejího členění. Na rozbor z hlediska vymezení právními nebo technickými předpisy navazují zásady řešení objektové a plošné evakuace osob. V knize jsou popsány metody pro hodnocení evakuace osob na území České republiky a aktuální poznatky zahraničních autorů prezentované formou matematických rovnic nebo příklady modelů.

ISBN 80-86634-92-2. Rok vydání 2006.

cena 110 Kč



55


Quantifying the Combustion Behaviour of Materials by the Combustion Efficiency Using the Example of Melting Plastics Quantifizierung des Abbrandverhaltens von Materialien mittels Verbrennungseffektivität am Beispiel von Kunststoffen der Brandklasse B M.Sc. Sarah-Katharina Hahn1

Die Verbrennungseffektivität wird dabei durch die Kombination gemessener freigesetzter Energien bzw. Leistungen (vergleiche [ISO 5660-1]) mit dem Heizwert bzw. mit dem Heizwert und der spezifischen Massenverlustrate (Average Specific Mass Loss Rate ASMLR) berechnet. Für eine detaillierte Übersicht der eingehenden Größen und der zur Berechnung angewendeten Formeln sei auf [Hah13] verwiesen.

prof. Dr.-Ing. habil. Ulrich Krause2 prof. Dr.-Ing. Michael Rost1 Hochschule Magdeburg-Stendal Breitscheidstraße 2, 39114 Magdeburg, Germany 2 Otto-von-Guericke-Universität Magdeburg Universitätsplatz 2, 39106 Magdeburg, Germany [email protected]

1

Abstract The combustion behaviour of materials can be quantified by the combustion efficiency. By the use of a Cone Calorimeter, different energies and energy rates of a burning sample can be measured to calculate the combustion efficiency. On the basis of two melting plastics, polyethylene and polymethylmethacrylate, different methods of determining the combustion efficiency are applied and analysed concerning their application for the weighting of fire loads in industrial buildings.

- teilweises Schmelzen der Oberfläche in Verbindung mit zunehmender Entwicklung von Pyrolysegasen und anschließender Zündung, - bildung einer einheitlichen, flüssigkeitsähnlichen Oberfläche über dem festen Anteil der Probe (Gleichgewichtszustand GGW-Zustand),

Key words Combustion efficiency, heat release rate, Cone Calorimeter. Kurzfassung Das Abbrandverhalten von Materialien kann durch die Verbrennungseffektivität quantifiziert werden. Sie ist anhand verschiedener Methoden mittels Cone Calorimeter bestimmbar, wobei Energie- und Leistungsmessungen die Grundlage bilden. Dargestellt werden zunächst gemessene freigesetzte Energien und Wärmefreisetzungsraten für Kunststoffe der Brandklasse B, exemplifiziert durch Proben der Materialien Polyethylen (PE) und Polymethylmethacrylat (PMMA). Hieran schließt sich die Anwendung und Auswertung unterschiedlicher Methoden zur Ermittlung der Verbrennungseffektivität an. Hintergrund ist die Untersuchung von Varianten der Verbrennungseffektivität hinsichtlich ihrer Eignung für die Bewertung von Brandlasten im Industriebau. Einleitung Um das Abbrandverhalten von Materialien zu quantifizieren, wird die Verbrennungseffektivität herangezogen. Sie kann anhand verschiedener Methoden zum Beispiel mittels Cone Calorimeter bestimmt werden, wobei die folgenden Varianten unterschieden werden [Hah13]: χEHC

Verbrennungseffektivität auf Basis der effektiven Verbrennungswärme ∆hc,eff (Effective Heat of Combustion - EHC);

χFL

Verbrennungseffektivität auf Basis Brennstoffbeladung q (Fuel Load - FL);

χHRR,mean

Verbrennungseffektivität auf Basis der mittleren Wärmefreisetzungsrate Q̇ "mean (Heat Release Rate HRR);

χHRR,180s

Verbrennungseffektivität auf Basis der über die ersten 180 s nach Entzündung gemittelten Wärmefreisetzungsrate Q̇ "180s.

56

Nachfolgend werden die am Cone Calorimeter gemessenen Ergebnisse für Polyethylen (PE) dargestellt und ausgewertet. Es schließt sich ergänzend die Auswertung von Versuchen mit Polymethylmethacrylat (PMMA) an. Beide Kunststoffe gehören der Brandklasse B nach [DIN2] an, wobei PE im Gegensatz zu PMMA als „brennend abtropfend“ einzustufen ist. Bevor die Messergebnisse erläutert werden, sei kurz auf die wesentlichen Aspekte des Verbrennungsvorgangs von Feststoffen der Brandklasse B eingegangen. Sie stellen sich im Allgemeinen wie folgt dar:

der

- fortschreiten der Verbrennung im GGW-Zustand bis der Feststoffvorrat auf der abgewandten Seite aufgebraucht ist (restliche Probe flüssig) und - (nahezu) rückstandslose Verbrennung und Erlöschen. Aus physikalischer Sicht liegt bei der Dekomposition von flüssig werdenden Materialien eine Phasenänderung von fest über flüssig zu gasförmig vor. Im Gegensatz zu thermisch stabilen Flüssigkeiten, die „lediglich“ verdampfen, das heißt deren Moleküle erhalten bleiben und nur eine Aggregatzustandsänderung vollzogen wird, liegt bei Polymeren meistens zusätzlich eine chemische Umwandlung vor: die langkettigen Moleküle werden in kleinere (verschiedenartige) Moleküle aufgespalten [Bey02]. Der chemische Dekompositionsmechanismus von Thermoplasten wie PE und PMMA stellt sich wie folgt dar: - Spaltung der Hauptpolymerkette, resultierend in sinkender Molmasse und Entstehung von Flüchtigen; - Unterscheidung zwischen: • „Angriff“ an den Kettenenden, resultierend in der Bildung von Monomeren (PMMA) und • „Angriff“ an zufälligen Punkten der Kette, resultierend in der Bildung von Monomeren, Oligomeren (Monomereinheiten mit 10 und weniger Monomeren [Bey02]) sowie diversen weiteren Molekülen (PE). Die Temperatur, bei der die Kunststoffe schmelzen, wird neben der Molmasse durch die Art und Interaktion der Ketten beeinflusst. (Hinsichtlich weiterer Faktoren, die die Schmelztemperatur beeinflussen, siehe [Bey02].) Entsprechendes gilt für die erforderliche Aktivierungsenergie. Der Einfluss der Luftfeuchte ist für beide Stoffe auf Grund ihrer geringen Fähigkeit zur Wasseraufnahme unwesentlich [Aue13], [Leh01].



Faktoren der Verbrennungseffektivität für Polyethylen

zunächst an, verharrt dann auf hohem Niveau, durchläuft am Ende der Verbrennung ein Maximum und fällt schließlich steil ab (vergleiche Abbildung 2).

Die am Cone Calorimeter ermittelten Energien und Leistungen für PE enthält Tab. 1. Aufnahmen vor, während und nach dem Versuch zeigt Abbildung 1.

PE Granulat, 20 mm, 35 kW.m-2

PE Folie, 21 mm, 35 kW.m-2

Abbildung 2 Wärmefreisetzungsrate von Polyethylen Granulat im Cone Calorimeter (50 kW.m-2, 40 mm, 3 Versuche)

Abbildung 1 Polyethylen Granulat sowie Folie vor, während und nach der Beaufschlagung im Cone Calorimeter (35 kW.m-2)

Im Detail kann dieser Verlauf wie folgt erklärt werden: Untersucht wurden Granulat der Schichthöhen 20 und 40 mm sowie PE Folie. Letztgenannte wurde gepresst und mit Draht auf eine Höhe von 21 mm fixiert. Die Probengrundfläche im Cone Calorimeter beträgt stets 10 cm mal 10 cm. Neben der Probenhöhe und der Aufbereitungsart des Kunststoffes erfolgte eine Variation der Wärmestromdichte (Heat Flux - HFX). Für die Wärmefreisetzungsrate sind ihr Maximalwert mit Q̇ "peak sowie der Zeitpunkt seines Auftretens mit tpeak angegeben. Der Zeitpunkt der Entzündung ist mit tign angeführt. Zu bemerken ist, dass die bei 20 kW.m-2 gemessenen Werte auf Grund der späten Zündzeit nicht als repräsentativ angesehen werden können.

- Ansteigen der Kurve bis zum Erreichen des Plateaus: hohe Energieaufwendung für den Phasenübergang bzw. die Dekomposition bis zum Erreichen eines Gleichgewichts zwischen den einzelnen Phasen, - Verharren auf hohem Niveau: GGW-Zustand; geringfügiges Ansteigen kann auf zunehmende Vor-/Durchheizung der Probe zurückgeführt werden,

Tab. 1 Versuchsergebnisse für Polyethylen mittels Cone Calorimeter Versuch

HFX

∆hc,eff

q

Q̇ "180s

Q̇ "mean

Q̇ "peak

tpeak

tign

[kW.m-2]

[kJ.g-1]

[kJ.g-1]

[kW.m-2]

[kW.m-2]

[kW.m-2]

[s]

[s]

Probenhöhe 40 mm (soweit nicht anders angegeben) Granulat

20

43,0

27,9

134,7

251,1

335,3

1077

194

Granulat

35

42,3

41,7

200,9

427,8

692,4

1377

43

Granulat

50

42,3

41,7

272,9

587,3

1062,9

1013

21

Granulat

70

42,5

42,2

397,3

790,8

1300,0

785

10

Granulat, 20 mm

35

42,4

42,0

204,5

443,4

1071,1

620

40

Folie, 21 mm (4 Versuche)

35

43,0

42,2

147,9

624,8

1373,6

1115

73

Die energetische Betrachtung für den nahezu rückstandslos verbrennenden Feststoff PE zeigt annähernd identische Brennstoffbeladungen und effektive Verbrennungswärmen. Der geringe Unterschied zwischen diesen Größen ist auf den unterschiedlichen Massenbezug zurückzuführen (Masse zu Testbeginn im Gegensatz zur verbrannten Masse). Beide ermittelten Energien sind etwas geringer als der Heizwert von PE (43,90 kJ.g-1 [DIN18230-3]). Hinsichtlich der Aufbereitungsart der Proben ist ersichtlich, dass die Energieausbeuten (∆hc,eff, q) für Folie und Granulat ähnlich sind. Betrachtet man die Wärmefreisetzungsraten, ist offenkundig, dass sie erwartungsgemäß mit zunehmender HFX steigen. In den ersten drei Minuten liegt die HRR niedriger als ihr über den gesamten Versuchsdurchlauf gemittelter Wert. Dies kann darauf zurückgeführt werden, dass zu Versuchsbeginn noch viel Schmelzenergie, bis zum Erreichen eines Gleichgewichtszustands zwischen den Phasen, aufgewendet werden muss. Der Einfluss der für die Dekomposition notwendigen Wärmemenge wird auch am Verlauf der HRR deutlich. So steigt die Wärmefreisetzungsrate Ostrava 4. - 5. září 2013

- Peak gegen Ende der Verbrennung: feste Phase ist „aufgebraucht“, sodass hinsichtlich der Phasenumwandlung nur Energie für die Umsetzung der flüssigen Phase benötigt wird; gesteigert werden kann der Effekt, wenn zunehmend weniger langkettige Moleküle im flüssigen Zustand vorliegen, da sie weniger Energie zum Übergang ins Gasförmige benötigen; „Energieüberschuss“ wird für die Reaktionen der eigentlichen Verbrennung verwendet, - steiles Abfallen: stark sinkendes Angebot an brennbarem Material, resultierend im Erlöschen der Probe. Für Granulat von 20 mm Probenhöhe gilt der beschriebene Verlauf der Wärmefreisetzungsrate bedingt. Ein Plateau der HRR-Kurve ist nicht erkennbar, da, vermutlich auf Grund der geringen Probenhöhe, der GGW-Zustand erst sehr spät und nur kurzzeitig bzw. nicht erreicht wird. Vergleicht man die Werte der Wärmefreisetzungsraten von 20 und 40 mm starken Proben, wird ein weiterer Einfluss ersichtlich: der Abstand zum konischen Heizer, der im Versuchsverlauf steigt. Während bei zunächst gleichem und dann ähnlichem Abstand die Entzündungszeit und die HRR Q̇ "180s annähernd identisch sind, fallen die mittlere sowie die maximale HRR bei 20 mm Probenhöhe größer aus. Auf Grund des aus dem Schmelzen und Verbrennen resultierenden „Zusammensackens“ der Probe wird der Abstand der Verbrennungszone zum Heizer insbesondere bei 40 mm hohen Granulat gegen Ende beträchtlich und bringt eine geringere ASMLR mit sich. Dieser Effekt ist auch beim Vergleich mit den für Folie (21 mm) gewonnenen Werten ersichtlich. Der qualitative Brandverlauf der Folie entspricht im Wesentlichen dem des 40 mm starken Granulats. Die Energieausbeuten sind ähnlich. Der Zündzeitpunkt ist hingegen nach hinten verschoben und die Wärmefreisetzungsrate in den ersten 180 s nach der Entzündung ist geringer, was durch eine höhere Thermalträgheit begründet werden kann (insbesondere höhere Dichte). Zudem fallen die mittlere HRR sowie ihr Peak bedeutend höher als bei Granulat aus (unter gleicher Strahlungsbeaufschlagung). Warum ferner deutlich höhere Wärmefreisetzungsraten als bei 20 mm starkem Granulat auftreten, ist nicht erkenntlich. Eine mögliche 57


Begründung sind materialbedingte Faktoren. Festzuhalten ist, dass bei allen PE Proben maßgeblich die Geschwindigkeit der Energieumsetzung variiert, die Energieausbeuten jedoch nahezu identisch sind.

weniger „gefährlich“ gewichtet als lange Branddauern mit einer demzufolge geringeren ASMLR (bei gleicher freigesetzter Energie).

Zur Bestimmung der Verbrennungseffektivitäten werden, wie bereits erwähnt, die gemessenen Energien bzw. Leistungen durch den Heizwert bzw. das Produkt aus Heizwert und ASMLR geteilt. Unter Verwendung der Formeln (5) bis (8) [Hah13] ergeben sich die in Tab. 2 dargestellten Werte der Verbrennungseffektivität. In der Literatur sind für PE Werte zwischen 0,799 und 0,885 genannt [Sch11].

Zur weiteren Untersuchung werden nachfolgend die Ergebnisse für PMMA dargestellt und ergänzend zu PE ausgewertet. Die Probe vor, während und nach der Verbrennung zeigt Abbildung 3.

Faktoren der Verbrennungseffektivität für Polymethylmethacrylat

Tab. 2 Faktoren der Verbrennungseffektivität für Polyethylen Versuch

HFX

χEHC

χFL

χHRR,mean

χHRR,180s

[kW.m-2]

[-]

[-]

[-]

[-]

PMMA Platte, 18 mm, 70 kW.m-2 Abbildung 3 Polymethylmethacrylat Platte vor, während und nach der Beaufschlagung im Cone Calorimeter (70 kW.m-2)

Probenhöhe 40 mm (soweit nicht anders angegeben) Granulat

20

0,98

0,64

0,91

0,49

Granulat

35

0,96

0,95

0,85

0,40

Granulat

50

0,96

0,95

0,84

0,39

Granulat

70

0,97

0,95

0,83

0,42

Granulat, 20 mm

35

0,97

0,96

0,68

0,31

Folie, 21 mm (4 Versuche)

35

0,98

0,96

0,76

0,18

0,96 (± 0,01)

0,95 (± 0,00)

0,84 (± 0,01)

0,40 (± 0,02)

Mittel Granulat (35, 50, 70 kW.m-2)

Aus den bereits genannten Gründen (zu geringe Probenhöhe/ Bestrahlungsstärke) wird sich zur Auswertung im Folgenden auf die Versuche anhand von 40 mm starkem Granulat ab 35 kW.m-2 Bestrahlungsstärke konzentriert. Hier ist ersichtlich, dass die erzielten Werte innerhalb der verschiedenen Varianten zur Berechnung der Verbrennungseffektivität nur wenigen Schwankungen unterliegen. Dies wird besonders im Vergleich mit Holzproben [Hah13] deutlich. Es kann darauf zurückgeführt werden, dass PE im Gegensatz zu Holz, das aus verschiedenartigen Molekülen zusammengesetzt ist, einen wesentlich homogeneren Aufbau und infolge dessen ein einheitlicheres Verhalten bei Beanspruchung aufweist. Die Verbrennungseffektivitäten auf Grundlage der Brennstoffbeladung sind, wie bereits erwähnt, auf Grund des unterschiedlichen Massenbezugs etwas geringer als die auf Basis der effektiven Verbrennungswärme. Sie sind jedoch, resultierend aus der nahezu rückstandslosen Verbrennung, sehr ähnlich. Die Verbrennungseffektivität auf Grundlage der mittleren HRR ist durch Einbezug der (massenverlust-) gewichteten ASMLR geringer als die Effektivitäten auf Energiebasis. Die auf die ersten drei Minuten bezogene Effektivität ist für PE angesichts der hohen, zur Phasenumwandlung fest-flüssig-gasförmig notwendigen, Energie deutlich geringer.

Tab. 3 zeigt die am Cone Calorimeter ermittelten Energien und Leistungen für geschwärztes PMMA in Form von Platten der Höhe 18 mm. Variiert wurde die Wärmestromdichte. Erneut ist zu bemerken, dass die bei 20 kW.m-2 gemessenen Werte auf Grund der späten Zündung nicht als repräsentativ angesehen werden können. Tab. 3 Versuchsergebnisse für Polymethylmethacrylat (geschwärzt) mittels Cone Calorimeter Versuch

HFX

∆hc,eff

q

Q̇ "180s

Q̇ "mean

Q"peak

tpeak

tign

[kW.m-2]

[kJ.g-1]

[kJ.g-1]

[kW.m-2]

[kW.m-2]

[kW.m-2]

[s]

[s]

Probenhöhe 18 mm Platte

20

25,2

25,2

242,3

379,0

497,9

1388

165

Platte

35

24,7

24,7

420,2

514,9

626,0

893

42

Platte

50

24,7

24,7

570,0

669,3

813,9

630

21

Platte

70

25,3

25,3

797,7

822,2

1067,1

427

12

Die Ergebnisse der energetischen Betrachtung sind fast analog zu PE: für den rückstandslos verbrennenden Feststoff ist die Brennstoffbeladung gleich der effektiven Verbrennungswärme, welche etwas geringer als der Heizwert von PMMA (24,88 kJ.g-1 [Din02]) ist. Erwartungsgemäß steigt auch hier die Wärmefreisetzungsrate mit zunehmender HFX. Erneut liegt zudem in den ersten drei Minuten die HRR niedriger als ihr über den gesamten Versuchsdurchlauf gemittelter Wert. Die Kurve der Wärmefreisetzungsrate ist ähnlich zu PE, jedoch ist das Plateau stärker ausgeprägt und von einem sehr steilen Anstieg der HRR zu Beginn sowie einem schwachen Peak gegen Ende der Verbrennung begleitet (vergleiche Abbildung 4).

Betrachtet man die Variation der Probenhöhe des Granulats, ist zu bemerken, dass lediglich die Geschwindigkeit der Energieumsetzung (ASMLR), das heißt die HRR-basierte Verbrennungseffektivität, variiert, die Energieausbeuten jedoch nahezu identisch sind. So lässt die energetische Verbrennungseffektivität offenbar eine Beurteilung zu, die unabhängiger vom Versuchsaufbau, das heißt der festzulegenden Probenvorbereitung (hier Höhe), ist. Für Proben in Form von gepresster Folie ist erkennbar, dass ihre Verbrennungseffektivität hinsichtlich der insgesamt freigesetzten Energie wie die des Granulats zu bewerten ist. Betreffend der HRR als Basis der Berechnung verbrennen sie jedoch weniger effektiv. Die hohe ASMLR (im Nenner) bewirkt, dass das Brandverhalten dahingehend „positiv“ bewertet wird, dass der Brand „schneller vorüber“ ist. Hohe Wärmefreisetzungsraten werden damit als

58

Abbildung 4 Wärmefreisetzungsrate von Polymethylmethacrylat im Cone Calorimeter (50 kW.m-2, 18 mm, 3 Versuche)



Die deutlich gleichmäßigere Verbrennung von PMMA im Gegensatz zu PE ist auf den variierenden Dekompositionsmechanismus zurückzuführen. So verbrennt PMMA auf Grund seiner Molekülstruktur wesentlich gleichmäßiger und erreicht schneller einen GGW-Zustand: der Monomeranteil der Dekomposition liegt bei 91 bis 98 %. Für PE hingegen liegt der Monomeranteil bei lediglich 0,03 % [Bey02]; infolge der zufälligen Kettenspaltung werden hier bis zu 70 unterschiedliche kleinere Moleküle (hauptsächlich Kohlenwasserstoffe) gebildet [Bey02]. Dementsprechend ist für PMMA die HRR Q̇ "180s höher, die maximale HRR wesentlich geringer und die mittlere HRR etwas höher als für PE. Die Entzündungszeiten der untersuchten Thermoplasten sind nahezu identisch; der Einfluss der höheren Dichte von PMMA wird durch niedrigere Werte der Wärmeleitfähigkeit und der spezifischen Wärmekapazität kompensiert. Festzuhalten ist, dass analog zu PE Proben auch bei PMMA mit der Bestrahlungsstärke maßgeblich die Geschwindigkeit der Energieumsetzung variiert, die Energieausbeuten jedoch nahezu identisch sind. Auch im Vergleich der beiden Thermoplasten untereinander variiert die Geschwindigkeit der Verbrennung. So ist die Brenndauer von PE trotz einer geringeren Probenmasse deutlich länger als die von PMMA (ca. Faktor drei für Granulat bzw. 1,5 für Folie), da PMMA mit einer wesentlich höheren spezifischen Massenverlustrate verbrennt. Zur Bestimmung der Verbrennungseffektivität werden die Energien bzw. Leistungen wiederum mit dem Heizwert und der ASMLR kombiniert. Unter Verwendung der bereits erwähnten Formeln ergeben sich die in Tab. 4 dargestellten Faktoren der Verbrennungseffektivität. Zum Teil werden Werte > 1 erzielt, die jedoch auf stets vorhandene Unsicherheiten zurückgeführt werden können. Die Mittelwertbildung erfolgt aus den genannten Gründen unter Ausschluss der bei 20 kW.m-2 gewonnen Werte. In der Literatur ist für PMMA ein Wert von 0,96 angegeben [Sch11]. Tab. 4 Faktoren der Verbrennungseffektivität Polymethylmethacrylat (geschwärzt) Versuch

für

HFX

χEHC

χFL

χHRR,mean

χHRR,180s

[kW.m-2]

[-]

[-]

[-]

[-]

Platte

20

1,01

1,01

0,94

0,60

Platte

35

0,99

0,99

0,94

0,77

Platte

50

0,99

0,99

0,94

0,80

Platte

70

1,02

1,01

0,89

0,86

1,00 (± 0,02)

1,00 (± 0,01)

0,92 (± 0,03)

0,81 (± 0,05)

Probenhöhe 18 mm

Mittel Platten (35, 50, 70 kW.m-2)

Es ist ersichtlich, dass bei der auf die ersten 180 s nach Entzündung bezogenen Verbrennungseffektivität erneut die größten Abweichungen bestehen. Ferner unterliegen die erzielten Werte innerhalb der verschiedenen Varianten zur Berechnung der Verbrennungseffektivität erneut weniger Schwankungen als Holzproben, was auf die bereits genannten Gründe zurückgeführt werden kann. Auf Grundlage der Energien berechnete Verbrennungseffektivitäten sind, aus dem bereits angeführten Argument der rückstandslosen Verbrennung, identisch und ergeben sich zu 1. Hinsichtlich der leistungsbasierten Verbrennungseffektivitäten ist, analog zu PE, die Verbrennungseffektivität γHRR,180s geringer als die auf die mittlere HRR bezogene. Erneut ist zudem die Verbrennungseffektivität auf Grundlage der mittleren HRR, durch den Einbezug der (massenverlust-) gewichteten ASMLR, geringer als die Verbrennungseffektivität auf Energiebasis.


Für alle Varianten der Verbrennungseffektivität gilt, dass die für PMMA gemessenen Werte höher liegen als für PE. Hinsichtlich der Energien als Berechnungsgrundlage kann dies auf die vollständigere Verbrennung zurückgeführt werden. Betreffend der HRR als Basis wirken sich für PMMA trotz wesentlich höherer ASMLR eine etwas höhere mittlere Wärmefreisetzungsrate sowie ein deutlich geringerer Heizwert aus. So wird zwar erneut eine hohe Wärmefreisetzungsrate weniger „gefährlich“ gewichtet als lange Branddauern mit einer demzufolge geringen ASMLR. Ein kleiner Heizwert negiert jedoch diesen Effekt und führt zu einer erhöhten Verbrennungseffektivität. Zusammenfassung und Ausblick Abschließend werden im Folgenden zusammenfassend und ergänzend die Ergebnisse der Versuche an Kunststoffen der Brandklasse B dargestellt. Ferner wird auf die für Holzproben erzielten Resultate nach [Hah13] Bezug genommen. Zunächst ist festzuhalten, dass der Brandverlauf der untersuchten Thermoplasten sehr ähnlich ist. Auf Grund der wesentlichen Eigenschaft des Flüssigwerdens und der damit einhergehenden flüssigkeitsähnlichen Verbrennung ist dies nicht unerwartet. Als Faktor zur Unterscheidung und Vorhersage des Brandverlaufs bzw. der HRR von flüssig werdenden Kunststoffen kann der Monomeranteil der Dekomposition betrachtet werden (hinsichtlich der Gleichmäßigkeit der Verbrennung). Ist er hoch, sind demnach: - ein steiler Anstieg der HRR zu Beginn der Verbrennung bis zum Plateau, das heißt ein schnelles Erreichen des Plateaus, - ein ausgeprägtes Plateau, - ein lediglich schwach ausgeprägtes Maximum gegen Ende der Verbrennung und damit, zu erwarten. - der mittleren HRR ähnliche Werte für Q̇ " und Q̇ 180s

peak

Die Versuche anhand von flüssig werdenden Kunststoffen bestätigen zudem, dass die Entzündungszeit für aussagekräftige Ergebnisse zu berücksichtigen und ihr Einfluss durch die richtige Wahl der Probenhöhe in Verbindung mit der Bestrahlungsstärke zu minimieren ist. Die Bestrahlungsstärke betreffend haben sich erneut Versuche mit Werten größer 20 kW.m-2 als geeignet herausgestellt. Wiederholt kann ferner bestätigt werden, dass die über 180 s gemittelte HRR zur Berechnung von Verbrennungseffektivitäten weniger geeignet ist. Ferner wird, wie bei den bereits erwähnten, untersuchten Holzproben eine hohe spezifische Massenverlustrate, das heißt ein schnellesAbbrennen, „positiver“ bewertet als ein längeresAbbrennen bei geringer Massenverlust- und geringer Wärmefreisetzungsrate (bzw. wird eine hohe Wärmefreisetzungsrate „positiver“ bewertet als lange Branddauern). Wird anstatt der mittleren HRR und der ASMLR als Basis der Verbrennungseffektivität die Methode der Brennstoffbeladung angewendet, sind diese Effekte minimiert. Sie ist ferner der EHC-basierten Verbrennungseffektivität vorzuziehen [Hah13]. Für die Methode der Brennstoffbeladung spricht auch die bei Versuchen mit PE festgestellte geringere Abhängigkeit vom Versuchsaufbau, das heißt der festzulegenden Probenvorbereitung (hier Höhe). Versuche anhand von Fichtenholz bestätigen dies [Hah13]. Zukünftig ist neben der Veröffentlichung weiterer, am Cone Calorimeter gewonnener Versuchsergebnisse die Auswertung von Versuchen im größeren Maßstab geplant, wobei auf eine Modifikation des Single Burning Item Tests zurückgegriffen wird. So können unter anderem maßstabsübergreifende Zusammenhänge untersucht werden.

59


Literatur [Aue13]

[Bey02]

Auer Kunststofftechnik GmbH & Co. KG (Hrsg.): Werkstoffdatenblatt Polyethylen PE, http://www. auer-kunststofftechnik.de/pdf/Datenblatt%20 PE-HD%20natur.pdf, abgerufen am 13. Mai 2013. Beyler, C.L.; Hirschler, M.M.: Thermal Decomposition of Polymers, Society of Fire Protection Engineers - SFPE Handbook of Fire Protection Engineering, DiNenno, P.J. (Hrsg.), 3. Auflage, Quincy, Massachusetts, S. 1-110 1-131, 2002.

[DIN2]

DIN EN 2: Brandklassen, Ausgabe Januar 2005, Beuth, Berlin.

[Hah13]

Hahn, S.K.; Krause, U.; Rost, M.: Berücksichtigung des Abbrandverhaltens von Materialien bei der Brandlastberechnung im Industriebau, 2. vfdb Workshop Brandschutzforschung, Magdeburg, 2013.

[ISO 5660-1] ISO 5660-1(E): Reaction-to-fire tests - Heat Release, Smoke Production and Mass Loss Rate - Part 1: Heat Release Rate (Cone Calorimeter Method), 2. Auflage, Genf, 2002.

[Cho08]

Cholin, J.M.: Wood and Wood-Based Products, Fire Protection Handbook Volume I, Cote, A.E. (Hrsg.), NFPA, Quincy, Massachusetts, S. 6-61 - 6-74, 2008.

[Leh01]

Lehmann, J.: Wasseraufnahme von PMMA und PC - Internationaler Rundversuch zu ISO 62:1999, KU Kunststoffe, Jahrgang 91, Carl Hanser Verlag, München, S. 80 - 83, 2001.

[Din02]

DiNenno, P.J. (Hrsg.): Appendix C - Fuel Properties and Combustion Data, Society of Fire Protection Engineers - SFPE Handbook of Fire Protection Engineering, 3. Auflage, Quincy, Massachusetts, S. A-34 - A-42, 2002.

[Sch11]

Schneider, U.; Schjerve, N.: Materialtechnische Tabellen für den Brandschutz, Bauphysikkalender 2011, Fouad, N.A. (Hrsg.), Wilhelm Ernst & Sohn, Berlin, S. 555 - 592, 2011.

[DIN18230-3] DIN 18230-3 Baulicher Brandschutz im Industriebau - Teil 3: Rechenwerte, Ausgabe August 2002, Beuth, Berlin.


31.


IVO MASAěÍK

PLASTY A JEJICH POŽÁRNÍ NEBEZPEýÍ

Plasty a jejich požární nebezpečí Ivo Masařík Publikace se zabývá plasty, vlastnostmi a hodnocením požárního nebezpečí těchto v praxi rozšířených materiálů a způsoby snižování jejich hořlavosti. Je pojednáno o organických polymerech a souvislostech mezi složením polymerů a výslednými parametry plastů jako produktů zpracování polymerů. Jsou představeny nejvíce užívané druhy plastů včetně jejich charakteristik a příkladů použití v praxi. Největší pozornost je v publikaci věnována požárně technickým charakteristikám plastů a metodám stanovení těchto vlastností. Jsou popsány nejvíce používané normalizované zkušební metody. K těmto jednotlivým metodám poskytuje autor hodnocení z hlediska praktických poznatků z jejich používání, které může sloužit jako pomůcka při rozhodování o volbě optimálních zkušebních metod pro posuzování požárního nebezpečí plastů v různých aplikacích. Popis zkušebních metod je doplněn tabulkami požárně technických charakteristik konkrétních typů plastů.

ISBN 80-86634-16-7. Rok vydání 2003.

cena 160 Kč


60



Numerická předpověď pohybu osob při požární evakuaci Mathematical Modeling of Evacuation under Fire Conditions Ing. Lucie Hasalová Petra Kubová doc. Dr. Ing. Milan Jahoda Vysoká škola chemicko-technologická v Praze Technická 5, 166 28 Praha 6 [email protected], [email protected]

Z legislativního hlediska je tedy pojem požární evakuace vymezen a přesně specifikován, ale lidské chování během evakuace je komplikované zejména kvůli faktoru lidské psychiky a těžko předvídatelným reakcím na stresové faktory [1].

Abstrakt

V současné době se ve fázi projektování budov, kromě legislativně určeného souboru pravidel, která mají zajistit požární bezpečnost a bezpečnou evakuaci osob z dané budovy, začínají využívat také počítačové simulace pro modelování pohybu osob v prostředí zasaženém požárem.

Evakuace osob z objektu zasaženého požárem je nutným procesem, který pomáhá k ochraně lidských životů. Chování lidí během evakuace je ovlivňováno jednak produkty požáru (teplo, zplodiny hoření, nedostatek kyslíku), jednak psychickými reakcemi na vzniklou stresovou situaci. Příspěvek je zaměřen na počítačovou předpověď pohybu osob v požárem zasažené studentské ubytovně pomocí programu FDS+EVAC. Součástí výpočtu je i modelování šíření spalin od zdroje požáru.

Simulační programy pro modelování pohybu osob během požáru jsou založeny na různých přístupech. Lze je členit na modely pravděpodobnostní a deterministické. Pravděpodobnostní modely generují statistické předpovědi na základě experimentálně shromážděných dat. Užití těchto modelů je však omezené vzhledem k variabilitě řešených oblastí (typů objektů) a poměrně obtížnému získávání experimentálních dat z řízených nebo neřízených evakuací. Častěji jsou užívané modely deterministické.

Klíčová slova Evakuace, únik osob, FDS+Evac, CFD modelováni. Abstract Supported by the increasing significance of the performance based building design, mathematical modeling of evacuation under fire conditions becomes an important tool in fire safety engineering. The decision making process of evacuees so the course of evacuation is influenced both by the fire conditions (smoke, heat etc.) and the behavioral response to stress situation. The work deals with the evacuation modeling from the student´s dormitory under fire conditions using software FDS+EVAC. Key words Evacuation, egress modeling, FDS+Evac, CFD modeling. Úvod Požární evakuace osob spočívá v bezpečném opuštění prostoru zasaženého požárem a přechodu ohrožených osob do zajištěné (bezpečné) oblasti. Stanovení evakuačních cest, evakuační kapacity a doby evakuace je důležité především při projektování nových budov jak veřejného, tak komerčního sektoru (např. školy, školky, nemocnice, městské úřady, obchodní centra apod.). Projektanti musí dodržet legislativní stránku bezpečné požární evakuace, kterou definují vyhlášky a projektové normy. Technické normy nejsou sice v ČR právně závazné, ale jsou považovány za odborně kvalifikované předpisy. Mezi základní legislativní předpisy v oblasti požární problematiky patří vyhláška č. 246/2001 Sb. o stanovení podmínek požární bezpečnosti a výkonu státního požárního dozoru (vyhláška o požární prevenci). Vyhláška pojednává především o požární bezpečnosti (souhrn opatření k zabránění vzniku požáru), dále se zabývá věcnými prostředky požární ochrany, požární technikou a požárně bezpečnostním zařízením. Pojem evakuace osob je legislativně vymezen vyhláškou č. 23/2008 Sb. o technických podmínkách požární ochrany staveb, která dále upřesňuje specifikace únikových cest. Technické normy ČSN 73 0802, ČSN 73 0804 a ČSN 73 0833 mimo jiné uvádějí indexy pravděpodobnosti vzniku a rozšíření požáru, pravděpodobnost rozsahu škod a ekonomická rizika, podmínky pro přístupové komunikace, nástupní plochy, zásahové cesty, požárně dělící konstrukce a výrobní objekty a prostory. Dále zahrnují výpočty požárního rizika (doba trvání požáru, požární zatížení, parametr odvětrání, rychlost odhořívání) a specifikace stavebních konstrukcí, zejména jejich požární odolnost. Ostrava 4. - 5. září 2013

Požární simulační modely obvykle užívají metodu počítačové dynamiky tekutin (CFD), při které je sledovaná oblast rozdělena do sítě výpočetních buněk, ve kterých se společně řeší základní pohybové rovnice, doplněné případně o transportní vztahy a entalpické bilance a další modely související s modelováním požáru. Jednou ze základních charakteristik [2] evakuačních modelů je jejich schopnost předpovídat kromě pohybu osob také jejich chování. Tzv. pohybové modely se zabývají pouze výpočtem pohybu jedinců v budově, ale jsou schopny předpovědět úzká místa tedy hromadění osob a tvorbu davu v prostorách budov s vysokou hustotou pohybu osob. Modely částečně zahrnující chování primárně řeší pohyb jedinců, ale začínají simulovat i jejich chování, jako předbíhání jedinců, reakce jedinců na kouř a zahrnutí doby od vyhlášení požáru do začátku evakuace. V modelu plně obsahujícím chování jedinců jsou jedinci schopni vlastního výběru únikové cesty a mohou vykazovat známky riskantního chování. Mezi nejvíce rozšířené evakuační programy patří např. SIMULEX, EXODUS, FDS+EVAC, LEGION, STEPs nebo PathFinder, z nichž ale pouze první tři dokáží zahrnout vliv požáru na průběh evakuace a aspekt lidského chování. Tyto tři komplexní modely využívají výsledky požárních simulačních modelů jako je časové a prostorové rozložení teplotního pole, rychlosti proudění, koncentrace plynných složek, šíření kouře a další veličiny. Získané informace jsou následně předány evakuačnímu modelu, který spojí předem vytipované únikové cesty s aktuálním stavem ve sledované oblasti (teplota, koncentrace zplodin, nedostatek kyslíku) a psychologickými reakcemi osob na stresovou situaci (lidský faktor). Lidský faktor nezahrnuje pouze pohlaví a věk evakuovaných, ale také zda se jedná o zdravé či handicapované jedince, osoby vázané blízkými či příbuzenskými vztahy, obyvatele se znalostí nebo neznalostí místopisu a objektu nebo jedince schopné racionálního zvládání krizové situace. Cílem předkládaného příspěvku je zhodnocení průběhu požární evakuace modelované pomocí simulačního programu Fire Dynamics Simulator (FDS) s nadstavbou modelu evakuace osob EVAC. Výpočetní část Evakuační výpočetní model EVAC byl vyvinut ve VTT Technical Research Centre of Finland [3]. Nejedná se o samostatný výpočetní model, ale je spojen s modelem pro simulaci požárů FDS 61


(Fire Dynamics Simulator). Výhodou používání FDS jako základu pro únikový model je snadný a rychlý přístup k výstupním datům z požárního simulačního modelu jako jsou např. teplota plynů nebo hustota kouře v každém bodě výpočetní domény (sítě). Kombinace FDS+EVAC tedy poskytuje možnost jak simulace evakuace spojené s požárním ohrožením, tak i pouze úniku osob z daného prostoru bez ohrožení požárem (simulace evakuačního cvičení). Každá evakuovaná osoba je v programu EVAC brána jako samostatný jedinec (entita), jehož pohyb je simulován za použití 2D rovinného zobrazení, které reprezentuje půdorys daného úseku budovy. Algoritmus pohybu jedince je tedy dán řešením pohybové rovnice v kontinuálním 2D prostoru a čase, definovanou pro každého jedince. Pohybová rovnice využívá koncept tzv. sociální síly [4], která zabezpečuje udržování přijatelné vzdálenosti mezi jedincem a stěnou a jedinci navzájem. Základním cílem evakuace je výběr únikové cesty. Jedná se tedy o optimalizační problém, kdy se každý jedinec pokouší vybrat únikový východ tak, aby dosáhnul minimálního evakuačního času. Samotný algoritmus výběru únikových dveří se skládá ze dvou fází. V první fázi dochází k rozdělení únikových východů do skupin s různou preferencí podle požárních faktorů (hustoty kouře v oblasti únikových dveří a viditelnosti únikových dveří) a podle faktoru lidského - zda daný jedinec východ tzv. zná, tedy ho běžně používá, či zda se jedná o neznámou cestu. Znalost či neznalost cesty použité k úniku se v mnoha studiích ukázala jako klíčový parametr ovlivňující rozhodování osob. Jedinci preferují známé cesty oproti neznámým a to i v případě, že vedou k riskantnějšímu chování [5]. Znalost únikových východů v programu EVAC určuje jeho uživatel. Ve druhé fázi algoritmu dojde k samotnému výběru únikového východu tak, aby byl minimalizován evakuační čas. Evakuační čas zahrnuje kromě času potřebného k přesunu jedince k únikovému východu také případný čas čekání jedinců před únikovými dveřmi či v tzv. úzkých místech, kde může docházet k tvoření „front“. Kouř ovlivňuje rychlost chůze jedinců snižující se viditelností a dále dusivým a dráždivým efektem kouře [6]. Snižující se viditelnost vede v programu FDS+EVAC ke snížení rychlosti pohybu jedince a ovlivňuje výběr únikového východu. Program FDS+EVAC dále sleduje dávku toxických látek (CO, CO2) které jsou evakuované osoby vystaveny a pomocí FED (Fractional Effective Dose) indexu [7] tak zahrnuje také ovlivnění pohybu jedinců toxicitou kouře.

Zdroj požáru byl umístěn do společné kuchyňky ústící na chodbu vedle únikového východu (obr. 1). Scénář příčiny vzniku požáru je vznícení oleje na plotýnce elektrického vařiče umístěného na kuchyňské lince (skříň o velikosti 1,6 x 0,4 x 0,6 m). Plocha „hořáku“ byla nastavena na 0,2 x 0,2 m. Křivka množství uvolněného tepla při hoření oleje a dřevěné skříně byla převzata z literatury [8, 9]. Množství uvolněného tepla postupně narůstalo (simulace postupného vznícení kuchyňské linky) až přibližně v čase 150 vteřin od vznícení bylo dosaženo maximální hodnoty množství uvolněného tepla 950 kW, která se dále udržovala konstantní až do ukončení simulace (nebylo uvažováno dohoření materiálu). Kouř byl tedy produkován po celou dobu simulace. Výsledky a diskuse Výsledek simulace šíření kouře ve sledované doméně v reálném čase je znázorněn na obr. 2.

Obr. 2 Šíření kouře 5. patrem studentské koleje v čase 300, 600 a 900 vteřin od vznícení

Zkušební výpočet evakuace byl proveden pro 5. patro studentské ubytovny Volha, která se nachází na Jižním Městě v Praze 4. Rozměry patra jsou 93,2 x 16,6 x 2,8 m. Geometrie byla nepatrně upravena tak, aby bylo možno doménu rozdělit na výpočetní buňky o rozměrech 0,2 x 0,2 x 0,2 m. Na podlaží jsou dva únikové východy na stejné straně chodby (šířka únikových východů je 1,2 m), dvě kuchyně, čtyři výtahy (nefunkční v případě požáru) a 42 pokojů rozdělených do 20 bytových jednotek a 2 samostatné pokoje (obr. 2).

Obr. 3 Časové šíření kouře v oblasti východního schodiště

Obr. 1 Schéma kuchyňky s kuchyňskou linkou a zdrojem požáru 62

Z obrázku je patrné, jak se kouř šíří z místa lokálního požáru, dostává se do pokojů přes otevřené dveře. V doméně jsou dvě schodiště (úniková místa), která jsou zároveň otevřená pro odvod spalin. Zdroj požáru je v blízkosti východního schodiště (z pohledu pozorovatele). Jak již bylo řečeno, při simulacích se neuvažovalo šíření ohně ve sledované oblasti, pouze šíření kouře z lokálního požáru. Ukázka stupně zakouření v prostoru západního schodiště je pro různé časy uvedena na obr. 3. Z obrázku je patrné, že po cca dvou minutách je pohyb osob v evakuačních prostorách ztížen přítomností horkých spalin a zakouřením. Protože nedochází Ostrava 4. - 5. září 2013


k rozvoji požáru, je stav po cca 10 minutách ustálen. Zde je nutné podotknout, že se jedná o zjednodušenou modelovou simulaci požáru pro testování evakuačního modelu. Vývoj teploty spalin v oblasti západního schodiště je ukázán na obr. 4. Z obrázku je patrné rozhraní horké a studené vrstvy v oblasti únikové chodby. Spaliny v oblasti schodiště sice nedosahují maximálních teplot z oblasti lokálního požáru, ale jejich teplota je dostatečně vysoká ke spuštění teplotního detektoru elektrické požární signalizace, která jako poplach vyhodnocuje překročení nastavené maximální teploty, což bývá obvykle 60 °C.

Obr. 5 Kumulativní diagram počtu osob, které opustily sledovanou oblast jedním ze dvou východů Závěr Spojení simulačních programů FDS pro modelování požárů a EVAC pro modelování evakuace osob je vhodným pomocným prostředkem pro modelování pohybu osob při požární evakuaci. Mezi nesporné výhody patří nekomerční původ programu. Z toho plyne ale také základní problém při jeho užití a to je nedostatečná podpora uživatelů při řešení problémů a nekonzistentností při simulacích. Pro širší uplatnění programu je třeba udělat důkladnou validaci a získat zkušenosti pro správné nastavení vhodných rozsahů hodnot vstupních parametrů. Seznam literatury Obr. 4 Vývoj teploty spalin v oblasti východního schodiště

[1]

Behavioral Response to fire and smoke. SFPE Handbook of fire protection engineering, 3rd ed.; National Fire Protection Association: Maryland, 2002; Chapter 3-12, pp 849-875.

[2]

Kuligowski, E.D. and R.D. Peacock.: A review of building evacuation models. 2005: US Department of Commerce, National Institute of Standards and Technology.

[3]

Korhonen, T. and S. Hostikka.: Fire Dynamics Simulator with Evacuation: FDS+Evac Technical Reference and User´s Guide, V.T.R.C.o. Finland, Editor 2010.

[4]

Helbing, D., I. Farkas, and T. Vicsek.: Simulating dynamical features of escape panic. Nature, 2000, 407(6803): p. 487490.

Pro modelování požární evakuace osob byly nastaveny počáteční podmínky tak, aby co nejvíce odpovídaly reálné situaci. Do každého pokoje byly umístěny osoby do náhodného místa, ale v reálném počtu, celkem 87 osob na celém podlaží. Jedinci nebyli rozděleni na ženy a muže, ale bráni jako skupina dospělých osob. Počáteční rychlost pohybu osob byla nastavena v rozmezí 0,95 1,55 m.s-1, což odpovídá běžnému dennímu pohybu. Požární alarm byl spuštěn po 20 sekundách od zahoření, reakční čas osob byl nastaven na 5 s. Po 25 sekundách od zahoření tak začíná samotná evakuace, jedinci se začínají přesouvat směrem k jednomu ze dvou únikových východů. Vzhledem ke geometrii prostoru, byla osobám ve východní části patra přidělena přednostní „znalost“ východního schodiště, v západní části chodby naopak „znalost“ západního schodiště a osobám obývající pokoje ve střední části chodby byla přiřazena stejná váha znalosti pro obě schodiště.

[5]

Pan, X.: Computational Modeling of Human and Social Behaviors for Emergency Egress Analysis., PhD Thesis, Stanford University, CA, 2006

[6]

Kumulativní diagram počtu jedinců procházejících jedním ze dvou evakuačních východů v čase je znázorněn na obr. 5. Jedinci se rovnoměrně rozdělili mezi oba východy.

Jin, T.: Studies on human behavior and tenability in fire smoke, 5th International symposium on fire safety science, 1997, pp3-22.

[7]

Purser, D.A.: Toxicity Assessment of Combustion Products, in SFPE Handbook of Fire Protection Engineering, 2nd ed. 1995, National Fire Protection Association Quincy, MA. p. 2/28-2/146.

[8]

Madrzykowski, D.: Overview of NIST/USFA Localized Residential Suppression System Project, appendix 6 in Residential Kitchen Fire Suppression Research Needs, 2006, Gaithersburg, MD, USA.

[9]

Heat Release Rate.: SFPE Handbook of fire protection engineering, 3rd ed.; National Fire Protection Association: Maryland, 2002; Chapter 3-1, pp 535-574.

Dosažený evakuační čas je 70 sekund po zahoření. Z toho vyplývá, že v oblasti západní části patra nebyla evakuace ovlivněna probíhajícím požárem, protože v té době se kouř k západnímu schodišti ještě nedostal. Při evakuaci nedocházelo k hromadění jedinců u východů, což je dáno relativně nízkým počtem jedinců v oblasti, krátkou délkou evakuační trasy a dostatečným počtem únikových východů. Nejistá je hodnota nastavení reakčního času, tj. doby od vyhlášení požáru po začátek evakuace. Na studentských ubytovnách dochází totiž často k planému poplachu vyvolanému činností studentů (od nepovoleného kouření, až po připálení jídla při vaření). Častý planý požární poplach způsobuje rezistenci k evakuaci při vyhlášení poplachu a prodlužování reakčního času. Dalším faktorem ovlivňujícím reakční čas je denní režim bdělost/ spánek. Reakční čas je tedy významným parametrem evakuačních modelů, který je třeba validovat.


63


Vyšetrovanie sklonu k samovznieteniu rastlinných olejov nanesených na inertnom poréznom nosiči Investigation of Propensity to Spontaneous Combustion of Vegetable Oils Deposited on an Inert Porous Carrier Ing. Ivan Hrušovský Ing. Jozef Martinka, PhD.

z pokazeného masla. Iným dôvodom je oxidácia mastných kyselín za vzniku hydroperoxidov (obr. 2) (1).

Ing. Tomáš Chrebet, PhD. Bc. Adela Kiš-Pétyová prof. Ing. Karol Balog, PhD. Slovenská technická univerzita v Bratislave, Materiálovotechnologická fakulta, ÚBEI Paulínska 16, 917 08 Trnava, Slovenská republika [email protected] Abstrakt Minerálna vata používaná na zatepľovanie budov, ktorá bola žíhaná počas jednej hodiny pri teplote 600 °C bola následne posekaná a použitá ako porézny nosič pre tri vybrané rastlinné oleje. Na 3,5 g minerálnej vaty bol nanesený 1 g rastlinného oleja v podobe centrálnej škvrny a následne bola vzorka vystavená termálnemu namáhaniu s dynamickým ohrevom v bezpečnostnom kalorimetri SEDEX. Po dynamickom ohreve bola čerstvá vzorka namáhaná izotermicky. Kľúčové slová Rastlinné oleje, samozahrievanie, samovznietenie, SEDEX. Abstract Mineral wool used for the insulation of buildings, which has been annealed for one hour at 600 °C, was then shredded and used as a porous support for the three selected vegetable oils. One gram of vegetable oil was applied to 3,5 grams of mineral wool in the form of a central spot and then the sample was thermally stressed by the means of dynamic heating in the safety calorimeter SEDEX. After the dynamic heating, a fresh sample was isothermally stressed. Key words

Obr. 1 Uloženie štandardnej tlakovej nádoby objemu 15ml v bezpečnostnom kalorimetri SEDEX

Vegetable oils, selfheating, spontaneous combustion, SEDEX. Úvod Štúdium dynamických a kinetických parametrov procesu samozahrievania kvapalín alebo olejov so sklonom k samozahrievaniu je pomerne komplikovaná. Tieto kvapaliny musia byť nanesené na veľkom povrchu, aby bol zabezpečený dostatočný prísun vzdušného kyslíka. Na druhej strane je potrebné zabezpečiť podmienky, pri ktorých nedochádza k veľkým stratám tepla zo vzorky. Navyše pri overovaní reprodukovateľnosti meraní má príprava vzorky s homogénnymi vlastnosťami veľký vplyv na výsledky, preto sú vhodnejšie vzorky veľkých objemov. Veľkoobjemové vzorky nie sú vhodné na analýzu pomocou klasických metód termickej analýzy ako je napríklad DSC. Na rozdiel od DSC, je bezpečnostný kalorimeter SEDEX v mnohých ohľadoch veľmi flexibilný a umožňuje aj analýzu vzoriek väčších objemov (obr. 1). Exotermická autooxidácia lipidov Niektoré tuky sa môžu pokaziť (stuchnúť) - majú nepríjemnú chuť a zápach, keď sú ponechané pôsobeniu vzduchu a tepla. Jedným z dôvodov ktoré to spôsobujú je, že vlhkosť zo vzduchu má za následok hydrolýzu tukov za vzniku nepríjemne zapáchajúcich a chutiacich mastných kyselín, ako napr. kyseliny butylovej 64

Obr. 2 Oxidácia mastných kyselín za vzniku hydroperoxidov (1) Vo všeobecnosti by sa dalo povedať, že stuchnutie olejov a tukov je spôsobované teplom, kovmi alebo inými katalyzátormi, ktoré spôsobujú štiepenie nenasýtených väzieb olejov na voľné radikály. Tieto radikály veľmi ľahko oxidujú, za vzniku hydroperoxidov, ketónov, alebo kyselín, ktoré spôsobujú typický zápach alebo chuť zatuchnutého tuku (2).



Iný, komplexnejší prípad je vysychanie a tvrdnutie polynenasýtených olejov s vysokým obsahom mastných kyselín. Keďže vysychanie týchto olejov ktoré majú najčastejšie rastlinný pôvod má exotermický charakter, je táto autooxidácia spájaná s uvoľňovaním tepla. Mechanika autooxidácie nie je úplne popísaná, nakoľko sa jedná o veľmi zložité deje. Napriek tomuto faktu sú štúdie, ktoré z časti popisujú priebeh tejto reakcie. Tento dej autooxidácie bol prvý krát zaznamenaný a pozorovaný Švajčiarskym chemikom Nicholas-Théodore de Sausse. Za použitia jednoduchého ortuťového manometra zistil, že vrstva orechového oleja vystavená vzduchu, dokázala absorbovať približne 150 krát viac kyslíka ako bol jeho objem a to počas jedného roka. Neskorší výskum ukázal, že proces oxidácie bol podporovaný prítomnosťou dvojitých uhlíkových väzieb (3). Čím viac bolo prítomných dvojitých väzieb, tým bolo pravdepodobnejšie, že daná látka prejde procesom autooxidácie. Táto skutočnosť je daná faktom, že dvojité väzby oslabujú C-H väzby susedného uhlíka a tým uľahčujú odtŕhanie vodíka (4). To, či nastane samovznietenie záleží na rýchlosti produkcie tepla, rýchlosti odvádzania tepla do okolia a dostupnosti kyslíka (5). Tieto parametre sú ovplyvňované množstvom, veľkosťou, tvarom a povahou balenia tuhej látky a jej okolia, ako aj iniciačnou teplotou (4). Štúdium produktov vzniknutých oxidáciou rastlinných olejov je veľmi komplexná. Veľa vedcov strávilo roky štúdia identifikáciou týchto produktov. Veľa z týchto produktov je nestabilných a preto sa dajú ťažko študovať. Ak by sme to mali zhrnúť, len pár typov reakcií ktoré vedú k degradácii olejov bolo identifikovaných. Degradácia môže zahŕňať aj prítomnosť enzýmov (4). Hess a O’Hare študovali tepelnú degradáciu ľanového oleja a navrhli niektoré chemické mechanizmy (3).

ich semená, ale tiež sa využíva ako okrasná rastlina v krajine. Oleje oddelený zo semien sa používa pri výrobe lakov, farieb, linolea, voskových plátien, živice, umelej kože, podlahových krytín či brzdového obloženia. Vo svojom rodnom kraji - Číne, boli sadenice vysadené po tisíce rokov. Počas druhej svetovej vojny, Číňania používali tungový olej ako motorové palivo. Parafínový olej medicinálny (Paraffinum Liquidum) používa sa na nátery drevných produktov, ako nábytok, možno ho použiť aj na nátery dreva v saune, ako prídavok do olejových malieb a pod. Vďaka jeho vlastnostiam (bez farby, bez zápachu) ho možno využiť aj pri masírovaní. V kozmetike je parafínový (alebo inak povedané minerálny) olej často používaná surovina. Nájdeme ho v masážnych a kúpeľových olejoch, v pleťových mliekach a krémoch, vo vlasovej kozmetike. Vyrába sa z ropy frakčnou destiláciou. Je to bezfarebná olejovitá kvapalina bez zápachu a bez chuti. Hlavnou výhodou parafínového oleja je jeho absolútna stálosť, ľahká zapracovateľnosť do receptúry a veľmi nízka cena. Ľahko vytvára krémy a mlieka. Nie sú na neho žiadne alergie a nemá takmer žiadny sensibilizační potenciál. Na pokožke vydrží veľmi dlho, pretože nie je vstrebateľný. Pre pokožku však neobsahuje žiadne výživné látky (8). Tento olej bol vybraný pre porovnanie, pretože nepatrí medzi rastlinné oleje. Ako inertný nosič bola zvolená minerálna izolačná vata, ktorá bola žíhaná podobu jednej hodiny pri 600 °C. Následne bola nasekaná nožnicovým mlynčekom. Nosič bol vložený do inertnej vložky štandardnej tlakovej nádoby bezpečnostného kalorimetra SEDEX a do stredu nosiča bol nanesený 1g oleja (obr. 3 a obr. 4).

Sú to tieto mechanizmy: • autooxidácia, • reakcia s voľným kyslíkom, • enzymatická oxidácia,

Obr. 3 Spôsob prípravy vzorky inertného nosiča zmáčaného olejom

• hydroperoxidové reakcie. Autooxidácia rastlinných olejov je proces, ktorý môže byť opísaný tromi rozličnými krokmi: iniciáciou, propagáciou a termináciou (6).

Celá vzorka bola následne termicky namáhaná dynamicky, ohrevom s rýchlosťou 45 K.h-1. Výsledky tepelných zmien vo vzorke (Detla T) boli zaznamenané na termograme.

Použité metódy a materiály Na preskúmanie procesu samozahrievania boli vybrané tri druhy rastlinných olejov, a to Ľanový, Tungový a Parafínový. Ľanový olej je najčastejšie skúmaný rastlinný olej z pohľadu skonu k samovznieteniu, nakoľko sa v kombinácii s inými olejmi a sikatívami používa na povrchovú úpravu dreva a iných materiálov. U nás je táto zmes rastlinných olejov a sikatív známa pod názvom Ľanová fermež. V zahraničnej literatúre sa však stretávame aj so staro dobým názvom „varený ľanový olej“ (Boiled linseed oil), pretože v minulosti sa varením bez prístupu vzduchu odstraňovala indukčná perióda, aby sa urýchlil proces vysychania náteru. Ľanový olej ako najdôležitejší predstaviteľ vysychavých olejov obsahuje vedľa 8 až 15 % nasýtených kyselín 9 až 27 % kyseliny olejovej, 8 až 29 % kyseliny linolovej a 45 až 61 % kyseliny linolenovej. Spracováva sa väčšinou pre výrobu náterových hmôt, v niektorých krajinách sa konzumuje ako stolný olej (7). Tung (Aleurites Fordii Hemsley) pochádza z Číny. Je to rýchlo rastúci až 10 metrov vysoký strom s hladkou kôrou a širokými oválnymi listami. Plody sa podobajú zeleným až hnedým jablkám, ktoré v dužine obsahujú 3 až 5 polodlhých orechov 2 až 4 cm dlhých. Semená (orechy) tvoria asi 50 % plodu, jadrá 50 až 60 % orechov. Jadrá obsahujú 40 až 67 % rýchlo schnúceho oleja, obsahujúceho 64 až 81 % kyseliny α-eleostearové, ktorá má tri konjugované dvojité väzby (7). Tungové stromy sa pestujú predovšetkým pre Ostrava 4. - 5. září 2013

Obr. 4 Štandardná tlaková nádoba na vzorku pre SEDEX a jej časti: 1 - Vrchná časť so závitom, 2 - Vrchný kryt, 3 - medené tesnenie, 4 - Vrchná časť inertnej vložky, 5 - Spodná časť inertnej vložky, 6 - Spodná časť nosnej nádoby Výsledky a diskusia Na termograme vzorky ľanového oleja (obr. 5) vidíme, že exotermická autooxidácia ľanového oleja prebiehala v dvoch termicky významných fázach, ktoré sú charakterizované dvoma maximami v píkoch pri teplotách 130 °C a 325 °C. Maximálne rozdiely teplôt vzorky a okolia v týchto píkoch boli 1,19 K a 1,16 K. pre zvýraznenie iniciačnej fázy termooxidačnej reakcie 65


bola v graf nanesená prvá derivácia rozdielu teplôt vzorky a okolia (delta T). Na tejto krivke možno odhadnúť počiatok exotermickej reakcie pri 110 - 115 °C. Táto on-set teplota je však len orientačná, pretože na iniciáciu procesu samozahrievania vplýva aj indukčná perióda odbúravania prirodzených antioxidantov prítomných v ľanovom oleji v podobe vitamínov.

Obr. 7 Termogram vzorky inertného nosiča zmáčaného parafínovým olejom

Obr. 5 Termogram vzorky inertného nosiča zmáčaného ľanovým olejom Priebeh samozahrievania vzorky tungového oleja (obr. 6) je porovnateľný s priebehom samozahrievania vzorky ľanového oleja, nakoľko sa jedná o rastlinné oleje s podobným chemickým zložením a využitím v praxi. Autooxidačná reakcia taktiež prebiehala vo dvoch fázach, ktoré boli reprezentované dvoma teplotnými maximami. Maximá rozdielov teplôt vzorky a okolia boli v prvom píku 1,11 K a v druhom 1,19 K. Iniciačná teplota reakcie bola približne 100 °C.

Obr. 8 Termogram vzoriek ľanového, tungového a parafínového oleja nanesených na inertnom nosiči Záver

Obr. 6 Termogram vzorky inertného nosiča zmáčaného tungovým olejom Pri vzorke parafínového oleja prebiehala autooxidačná reakcia jednofázovo s maximálnym rozdielom teploty vzorky a okolia 1,07 K. Iniciačná teplota reakcie bola približne 150 °C.

U vzoriek ľanového a tungového oleja je pravdepodobnosť samovznietenia, nakoľko bola teplota vzoriek zvýšená od teploty iniciácie až po maximálnu teplotu ohrevu (350 °C) v porovnaní s teplotou okolia. Pri vzorke tungového oleja prišlo k iniciácii autooxidačnej reakcii pri nižšej teplote ako pri vzorke ľanového oleja. U vzorky parafínového oleja prišlo po iniciácii samozahrievania k postupnému dorovnaniu teploty vzorky na pôvodnú hodnotu. Konečné hodnoty maximálnych rozdielov teplôt vzoriek a okolia sa však v reálnych situáciách môžu líšiť, nakoľko bol pri experimente obmedzený prístup atmosferického kyslíka ku vzorkám v dôsledku konštrukčného riešenia štandardnej tlakovej nádoby. „Táto publikácia vznikla vďaka podpore v rámci OP Výskum a vývoj pre projekt: CE pre vývoj a aplikáciu diagnostických metód pri spracovaní kovových a nekovových materiálov, ITMS:26220120048, spolufinancovaný zo zdrojov Európskeho fondu regionálneho rozvoja.

Pri všetkých vzorkách olejov možno pozorovať menší rozdiel teplôt vzoriek a okolia pred iniciáciou autooxidačnej reakcie ako u vzorky čistého nosiča, čo bolo spôsobené väčšou tepelnou vodivosťou olejov.

66



Bibliografia [1]

Sedlák, E. a kol.: Praktikum z biochémie 2. vydanie. Košice: s.n., 2007.

[10] Geissmann, F.: Adiabatic Reaction Calorimetry in the SEDEX Calorimeter. Zofingen, Switzerland: Safety Laboratory SIEGFRIED & Co.

[2]

Estman Chemical Compay.: High performance additives. Kingsport, TN, USA: Estman Chemical Company, 2007.

[11] Babrauskas, V.: Ignition Handbook. Issaquah WA, USA: Fire Science Publishers, 2003. 0-9728111-3-3.

[3]

Hess, PS a O'Hare, GA.: Oxidation of linseed oil - temperature effects. Industrial and Engeneering Chemistry. 1950, Zv. 7, 42, s. 1424-31.

[12] Tuman, SJ., et al., et al.: Differential scanning calorimetry study of linseed oil cured with metal catalysts. [ed.] Dean Webster. 1996, Vol. 4, 28, pp. 251-8.

[4]

Stauffer, E.: A Review of the Analysis of Vegetable Oil Residues from Fire Debris Samples: Spontaneous ignition, Vegetable Oils, and the Forensic Approach. Journal of forensic Science. 2005, Zv. 50, 5, s. 2.

[13] Baylon, A.; Stauffer, É.; Delémont, O.: Evaluation of the Self-Heating Tendency of Vegetable Oils by Differential Scanning Calorimetry. [ed.] Michael Peat. Journal of Forensic Sciences. Web Edition, 2008, Vol. 53, 6.

[5]

Bowen, JE.: Phenomenon of spontaneous ignition is still misanderstood by some. Fire and Arson Investigator. 1983, Zv. 34, 2, s. 23-24.

[6]

Solomons, T.W.G. and Fryhle, C.B.: Organic Chemistry 8th ed. Hoboken, NJ: John Wiley & Sons, 2009. 0-470-40141-9.

[14] Ulkowski, M.; Musialik, M.; Litwinienko, G.: Use of differential scanning calorimetry to study lipid oxidation. 1. Oxidative stability of lecithin and linoleic acid. [ed.] James N. Seiber. Journal of Agricultural and Food Chemistry. Web Edition, 2005, Vol. 23, 53, pp. 9073-9077.

[7]

Kvarčák, M.: Základy požární ochrany. Edice SPBI SPEKTRUM 44. Ostrava: Sdružení požárního a bezpečnostního inženýrství, 2005. ISBN 80-86634-76-0.

[8]

PG Chem. www.pgchem.sk. [Online] [Dátum: 13. 6. 2013.] http://www.pgchem.sk/sk/ponuka/330/parafinovy-olej.

[9]

Hakl, J. SEDEX (Sensitive Detector of Exothermic Processes) - A versatile instrument for investigating thermal stability. IChemE. [Online] 2012. [Cited: 5 13, 2012.] http://www. icheme.org.

[15] Niimura, N., Kishi, N. and Miyakoshi, T. Structural study of dried linseed film using two-stage pyrolysisgas chromatography/mass spectrometry. [ed.] ken-ichi YOSHINO. Journal of the Mass Spectrometry Society of Japan. 2003, Vol. 51, 1, pp. 229-234. [16] Boelhouwer, C.; Knegtel, J.T.; Tels, M.: On the mechanism of thermal polymerisation of linseed oil. Fette Seifen Anstrichmittel. 1967, Vol. 69, 6, pp. 482-486.

Publikace z edice SPBI SPEKTRUM Základy požární ochrany EDICE SPBI SPEKTRUM

44.


MILOŠ KVARýÁK

ZÁKLADY POŽÁRNÍ OCHRANY

Miloš Kvarčák Tato publikace si dává za cíl vysvětlit principy vzniku požárů a jejich působení na okolí. Má snahu vysvětlit někdy složité procesy chemie a fyziky související se vznikem a rozvojem požáru pomocí zjednodušených a jednoduchých postupů, sjednotit výklad jevů, které charakterizují požár, formulovat jednoduchá pravidla z hlediska předcházení vzniku požáru a postupů pro případ jeho likvidace.

ISBN 80-86634-76-0. Rok vydání 2005.

cena 160 Kč



67


Četnost zásahů jednotek požární ochrany na událostech typu živelní pohroma v Moravskoslezském kraji v letech 2007 - 2012 The Frequency of Fire Units Interventions at Natural Disasters in Moravian - Silesian Region in Years 2007 - 2012 Ing. Karolína Chmelíková Ing. Pavlína Ježková doc. Ing. Vilém Adamec, Ph.D. VŠB - TU Ostrava, Fakulta bezpečnostního inženýrství Lumírova 13, 700 30 Ostrava - Výškovice [email protected], [email protected] [email protected] Abstrakt Následující text pojímá o četnosti zásahů jednotek požární ochrany na událostech typu živelní pohroma. Pro účely tohoto textu byly využity údaje o výjezdové činnosti jednotek požární ochrany k živelním pohromám (resp. k událostem, které byly označeny specifickým příznakem živelní pohromy) na území Moravskoslezského kraje v letech 2007 až 2012. Klíčová slova SSU, statistické sledování událostí, jednotky požární ochrany, živelní pohroma. Abstract Paper deals with the frequency of fire units’ interventions at natural disasters. For the purposes of this text have been used data from database of Fire and Rescue Service of the Czech Republic. Data has included information about conquering of natural disasters in the Moravian-Silesian Region from 2007 until 2012. Key words SSU, fire units, fire brigade, natural disaster, disaster. Úvod Živelní pohromu lze obecně definovat jako mimořádnou událost, která vznikla v důsledku škodlivého působení přírodních sil. Tento typ mimořádné události zpravidla způsobuje škody na majetku, má dopady na zdraví a mnohdy má za následek smrt lidí. Živelními pohromami jsou například povodně, větrné smrště, sesuvy půdy nebo velké lesní požáry. Následující text je věnován četnosti zásahu jednotek požární ochrany na událostech typu živelní pohroma v Moravskoslezském kraji v období 2007 - 2012. Živelní pohroma Termín živelní pohroma se v právním řádu České republiky vyskytuje v mnoha předpisech postihujících různá odvětví lidské činnosti. Zákony a jejich prováděcí předpisy upravující oblast ochrany obyvatelstva termín živelní pohroma užívají často, nicméně vymezení tohoto termínu není zcela jasné.

zákon definuje živelní pohromu jako nezaviněný požár a výbuch, blesk, vichřice s rychlostí větru nad 75 km.h-1, povodeň, záplavu, krupobití, sesouvání půdy, sesuny půdy a skalní zřícení (pokud k nim nedošlo v souvislosti s průmyslovým nebo stavebním provozem), sesouvání nebo zřícení lavin a zemětřesení dosahující alespoň 4. stupně mezinárodní stupnice udávající makroseizmické účinky zemětřesení. Ačkoliv je tato definice určena především pro účely daní z příjmů, pro tento text je dostatečně výstižná a potvrzuje, že za živelní pohromy se v českém právním prostředí považují události, které nejsou přímo zaviněny lidským faktorem. Definici živelní pohromy lze také najít v interním předpise Hasičského záchranného sboru České republiky [2], který stanovuje pravidla statistického sledování událostí a dokumentaci o vedení zásahů. Za živelní pohromu je zde považován zásah na události, která má spojitost s likvidací následků škodlivě působících sil a jevů vyvolaných plošně přírodními vlivy, které ohrožují životy, zdraví, majetek nebo životní prostředí - povodně, záplavy, deště, vlivem sněhu, námrazy, větrné smrště, sesuvu půdy, zemětřesení apod. Do této kategorie se zatřiďují zejména události, které jsou spojeny s vyhlášením stavu nebezpečí, stupně povodňové aktivity, apod. Statistické sledování událostí Statistické sledování požárů a mimořádných událostí se zásahem jednotek požární ochrany, nazýváno statistické sledování událostí („SSU“), je úkol vyplývající především ze Zákona o požární ochraně1. Povinnost zabezpečovat SSU se zásahy jednotek požární ochrany („JPO“) je uložena jak Ministerstvu vnitra - Generálnímu ředitelství Hasičského záchranného sboru České republiky2, tak i Hasičských záchranným sborům krajů („HZS kraje“). Pravidla statistického sledování událostí a dokumentace o vedení zásahů vyplývají především z Pokynu [2]. Program SSU splňuje legislativou dané požadavky: evidovat a vyhodnocovat všechny požáry a události, ke kterým vyjíždějí JPO, evidovat a vyhodnocovat požáry, ke kterým sice JPO nevyjely, ale byly hlášeny, podchytit veškerou činnost JPO u zásahu, její časové zaneprázdnění a použití techniky, zachovat návaznost na odvětvovou klasifikaci ekonomických činností, odpovídající odvětvovou klasifikaci Evropských společenství (NACE), ale také na statistiky Policie ČR, Českého statistického úřadu, apod. Každá mimořádná událost je tzv. zatypována dle převažujícího charakteru události do konkrétní kategorie události3. Nutno poznamenat, že „zatypování“ události se provádí nejen pro potřeby SSU, ale také pro potřeby operačního řízení a s ním spojeného nasazování sil a prostředků. V současné době HZS ČR pro potřeby SSU rozeznává celkem 19 typů událostí, které je možné rozdělit do sedmi skupin - viz tab. 1.

Živelní pohromu lze označit za „jistý druh“ mimořádné události. Termín mimořádná událost je definován Zákonem o integrovaném záchranném systému [1] jako škodlivé působení sil a jevů vyvolaných činností člověka, přírodními vlivy, ale také havárie, které ohrožují život, zdraví, majetek nebo životní prostředí a vyžadují provedení záchranných a likvidačních prací. Samotnou definici pojmu živelní pohroma lze najít v Zákoně o daních z příjmu [3], který kromě jiného rozlišuje škody způsobené živelní pohromou a jiné znehodnocení majetku. Tento 68

1 2 3

§ 24 zákona č. 133/1985 Sb. § 24 odst. 1 písm. p) zákona č 133/1985 Sb. Čl. 3 odst. 2 SIAŘ GŘ HZS ČR a NMV - ča 10/2006. Ostrava 4. - 5. září 2013


Tab. 1 Platné typy událostí pro SSU u HZS ČR Požár

5000

Požár Požár bez účasti JPO

Dopravní nehody

Výjezdy JPO k událostem typu živelní pohroma

Typ události

Dopravní nehoda silniční Dopravní nehoda silniční hromadná Dopravní nehoda železniční (vč. metra)

ŽP - Sesuv pĤdy

4000 ýetnost

Skupina

3000

ŽP - PĜevažující vČtrná smršĢ "silný vítr"

2000

ŽP - PĜevažující sníh, námrazy

1000 0 2007

2008

Dopravní nehoda letecká Dopravní nehoda - ostatní Únik nebezpečných látek

Únik plynu/aerosolu

2009

2010

2011

2012

ŽP - PĜevažující povodeĖ, záplava, déšĢ

Rok

Obr. 1 Výjezdy JPO k událostem typu živelní pohroma v MSK v období 2007 - 2012

Únik kapaliny (mimo ropných produktů) Únik ropných produktů Únik pevné látky Únik nebezpečné chem. látky - ostatní (včetně jiné než chemické) Technické havárie

Technická havárie Technická pomoc

Moravskoslezský kraj byl v tomto období nejvíce postižen ŽP - Převažující povodeň, záplava, déšť a ŽP - Převažující větrná smršť „silný vítr“. Naopak nejméně ŽP - Sesuvy půdy - viz tab. 2. Tab. 2 Počet událostí typu živelní pohroma v MSK v letech 2007 - 2012

Technologická pomoc

Typ události

Celkem Počet

[%]

Radiační havárie a nehody

Radiační havárie a nehoda

ŽP - Převažující povodeň, záplava, déšť

4 363

38,48

Ostatní mimořádné události

Ostatní mimořádné události (epidemie, nákazy, a jiné)

ŽP - Převažující větrná smršť „silný vítr“

4 259

37,57

ŽP - Převažující sníh, námrazy

2 702

23,83

Plané poplachy

Planý poplach

ŽP - Sesuv půdy

13

0,11

Živelní pohromy*

Převažující povodeň, záplava, déšť*

Celkový součet

11 337

100,00

Ostatní pomoc

Převažující sníh, námrazy* Převažující větrná smršť* Sesuv půdy* Živelní pohroma - ostatní (např. zemětřesení)*

* Typy událost skupiny „Živelní pohroma“ byly s platností od 1. ledna 2010 zrušeny. Od 1. ledna 2010 platí změna při evidenci mimořádných událostí typu živelní pohroma („ŽP“). Mimořádné události vzniklé následkem škodlivě působících přírodních sil a jevů (včetně počasí), které ohrožují životy, zdraví, majetek nebo životní prostředí a při kterých JPO provádějí záchranné a likvidační práce, jsou evidovány podle převažující činnosti při zásahu a jsou opatřeny tzv. specifickým příznakem. Specifickými příznaky jsou: • ŽP - Převažující větrná smršť „silný vítr“, • ŽP - Převažující sníh, námrazy, • ŽP - Převažující povodeň, záplava, déšť, • ŽP - Sesuv půdy. Přiřazení specifického příznaku k události umožňuje sledovat příčinu jejího vzniku. Analýza zásahu jednotek požární ochrany Moravskoslezského kraje na událostech typu živelní pohroma v letech 2007 - 2012 Pro účely tohoto textu byly využity statistické údaje o výjezdech JPO k živelním pohromám (resp. k událostem, které byly označeny specifickým příznakem živelní pohromy) na území Moravskoslezského kraje („MSK“) v letech 2007 až 2012. Obr. 1 zobrazuje četnost zásahů JPO na událostech typu ŽP od roku 2007 do roku 2012. Na obrázku je vidět, že počet událostí typu ŽP je nejvyšší v roce 2010 a nejnižší v roce 2011.


V roce 2007 zasahovaly JPO celkem u 1584 událostí typu ŽP. Za zmínku stojí leden 2007, kdy Českou republiku postihl orkán Kyrill. Na základě rozhodnutí Vlády ČR byl vyhlášen nouzový stav pro území 8 krajů, včetně Moravskoslezského. Ve dnech 18. a 19. ledna zasahovaly JPO celkem u 333 událostí související s orkánem Kyrill. Na přelomu měsíců únor - březen roku 2008 zasáhl MSK orkán Emma. Dne 1. a 2. března zasahovaly JPO celkem 484 krát. Silný vítr byl zaznamenán také v dnech 25. a 26. června. V roce 2008 vyjížděly JPO celkem k 1920 událostem typu ŽP z toho k 1549 událostem ŽP - silný vítr, větrná smrť. Rok 2009 zaznamenával o 31,5 % událostí typu živelní pohroma méně než rok 2008. Celkem bylo evidováno 1315 událostí typu ŽP. Výjezdy JPO z důvodu povodně se vykytovaly především od 25. do 30. června 2009. V tomto období byla meteorologická situace provázena výraznou bouřkovou činností. Ve čtyřech krajích, včetně MSK, byl vyhlášen stav nebezpečí. V roce 2010 bylo zaznamenáno celkem 5213 událostí typu ŽP. Jedná se téměř o čtyřnásobek oproti roku 2009. Počátek roku byl charakteristický přívaly sněhu a problémy s námrazou. Ve dnech 1. - 20. ledna došlo k 1103 výjezdům JPO z důvodu námrazy. V květnu 2010 se počasí vyznačovalo intenzívní srážkovou činností. Ve čtyřech krajích, včetně MSK, byl kvůli povodním vyhlášen stav nebezpečí. V období pouhých tří dnů (16. - 18. května) bylo zaznamenáno 1218 událostí typu ŽP převažující povodeň, záplava, déšť. Nejkritičtějším dnem byl 17. květen, kdy bylo zaznamenáno 687 výjezdů JPO, z toho 515 událostí typu ŽP - převažující povodeň, záplava, déšť. Leden (1479 událostí z toho 1440 ŽP - převažující sníh, námrazy) a květen (1 965 událostí z toho 1657 ŽP - převažující povodeň, záplava, déšť) byli z hlediska počtu událostí nejvýraznějšími měsíci v roce 2010. V roce 2011 bylo zaznamenáno 592 událostí se specifickým příznakem ŽP. Tento počet představuje pouhých 11,5 % oproti roku 2010. Nejvyšší výskyt událostí (127) byl zaznamenán dne 16. prosince 2011. Jednalo se o ŽP vzniklé v důsledku větrné smrště. ŽP - převažující povodeň, záplava, déšť se vyskytovaly pouze 69


v letních měsících (květen - srpen). 187 událostí bylo zaznamenáno v dnech 30. 6. - 2. 7. 2011. V roce 2012 vyjížděly JPO k 713 událostem ohodnocených příznakem živelní pohromy (13,6 % oproti roku 2010). Nejčastěji vyjížděly JPO k ŽP typu Převažující větrná smršť, silný vítr. Nejvíce výjezdů za jeden den bylo zaznamenáno 5. ledna (46 výjezdů), 29. dubna (54 výjezdů) a 7. srpna (92 výjezdů). K diskuzi Mnozí autoři odborné literatury se rozdělením mimořádných událostí a definicí živelních pohrom zabývají, nicméně právní předpisy České republiky této problematice nepřikládají zvýšenou pozornost. Ze zákonů a služebních předpisů základních složek integrovaného záchranného systému vyplývá, že složky záchranného systému zasahují u mimořádných událostí bez rozdílu, zda se jedná o přírodní nebo antropogenní mimořádnou událost. Termín živelní pohroma je v právních předpisech týkajících se oblasti ochrany obyvatelstva užíván často. Samotný termín živelní pohroma je překvapivě definován až Zákonem o daních z příjmu. Okrajově je termín definován také v interním předpise Hasičského záchranného sboru České republiky [2]. Důležitým zdrojem informací o mimořádných událostech je v České republice databáze Hasičského záchranného sboru České republiky - Statistické sledování událostí (SSU). Program SSU zaznamenává veškeré mimořádné události vyžadující výjezd jednotek požární ochrany. Pro účely tohoto textu byly využity údaje z databáze SSU. Získaný statistický soubor obsahoval údaje o výjezdech jednotek požární ochrany k živelním pohromám (resp. k událostem, které byly označeny specifickým příznakem živelní pohromy) na území Moravskoslezského kraje v letech 2007 až 2012.

Statistické sledování požárů probíhá v rámci Hasičského záchranného sboru České republiky již od roku 1973. V roce 1992 se začaly statisticky sledovat a vyhodnocovat všechny události řešené jednotkami požární ochrany, tedy i technické zásahy. Typ události živelní pohroma byl zaveden v roce 2000 a zrušen s platností od 1. ledna 2010. Ačkoliv se na první pohled zdá, že sledování živelních pohrom v databázi SSU je zrušeno, opak je pravdou. Současná evidence přírodních mimořádných událostí umožňuje sledovat příčinu jejích vzniku, ale také převažující charakter události. Příspěvek byl zpracován s podporou Výzkumného záměru č. VG20102015043 „Simulace procesů krizového managementu v systému celoživotního vzdělávání složek IZS a orgánů veřejné správy“ - SIMPROKIM, v rámci Bezpečnostního výzkumu, uděleného Ministerstvem vnitra České republiky. Literatura [1]

Zákon č. 239/2000 Sb., o integrovaném záchranném systému a o změně některých zákonů, v znění pozdějších předpisů.

[2]

Pokyn generálního ředitele Hasičského záchranného sboru ČR a náměstka ministra vnitra č. 10/2006, kterým se stanoví pravidla statistického sledování událostí a dokumentace o vedení zásahů.

[3]

Zákon č. 586/1992 Sb., o daních z příjmu, v znění pozdějších předpisů.

[4]

Zákon č. 133/1985 Sb., o požární ochraně, ve znění pozdějších předpisů.

[5]

Zákon č. 89/1995 Sb. o státní statistické službě, ve znění pozdějších předpisů.

Ze zpracovaných dat lze říci, že nejvíce událostí typu živelní pohroma bylo zaznamenáno v měsících květen a leden, na území Ostrava - město a Frýdek - Místek. Dle druhu události se nejvíce vyskytovala povodeň a větrná smrť.

Publikace z edice SPBI SPEKTRUM Organizace jednotek požární ochrany EDICE SPBI SPEKTRUM

13.


ZDENċK HANUŠKA

ORGANIZACE JEDNOTEK POŽÁRNÍ OCHRANY I.

Zdeněk Hanuška Obsahem publikace je popis systému jednotek požární ochrany, který se v České republice začal budovat od roku 1994 pod názvem plošné rozmístění sil a prostředků. Jsou zde popsány teoretické základy tohoto systému a důvody pro jeho vznik. Z hlediska systémové analýzy je věnována pozornost definici dvou podsystémů uvedeného plošného rozmístění a jsou zde podrobně rozpracovány charakteristiky vnitřní organizace základních druhů jednotek PO v návaznosti na systém plošného rozmístění.

ISBN 978-80-7385-035-7. Rok vydání 2008.

cena 130 Kč


70



Modelovanie šírenia dymu v rodinnom dome Modeling of Smoke Spread in the Family House Ing. Tomáš Chrebet, PhD. Ing. Jozef Martinka, PhD. Ing. Ivan Hrušovský

Výstupnými informáciami sú zmeny teplôt, doba celkového vzplanutia, teploty v rôznych oblastiach, výška dymu, rýchlosť dymu a nastavenie sprinklerov a snímačov počas požiaru [6].

prof. Ing. Karol Balog, PhD.

Popis požiarneho scenáru a vstupné informácie pre simuláciu

Milan Kadlec

Požiarny scenár: V rodinnom dome (obr. 1) vznikol požiar na sedacej súprave. Výkon vzniknutého požiaru bol nadstavený na 2000 kW.m-2, od ktorého vzplanula sedacia súprava, pri ktorej bol ako materiál použitý polyuretánová pena. Po 35 sekundách od začiatku požiaru boli otvorené vstupné dvere na terasu. Na sledovanie priebehu požiaru boli umiestnené v priestore meracie prístroje vo výške 1,2 m 1,8 m a 2,6 m tak ako je to zobrazené na obr. 2.

Slovenská Technická Univerzita v Bratislave, Materiálovotechnologická fakulta Botanická 49, 917 08 Trnava, Slovenská republika [email protected], [email protected], [email protected], [email protected], [email protected] Abstrakt Článok sa venuje problematike tvorby a šírenia dymu podľa zvoleného požiarneho scenáru v uzavretom priestore rodinného domu. Požiarnou simuláciou sa sledovalo šírenie dymu a koncentrácie plynov oxidu uhličitého a oxidu uhoľnatého v časovom intervale 40 minút. Požiar vznikol nedbanlivosťou od cigarety a horieť začala sedacia súprav v obývačke. Kľúčové slová Požiarne modelovanie, rozvoj požiaru, tvorba dymu, šírenie dymu.

Obr. 1 Pôdorys rodinného domu

Abstract Article deals with the issue of the smoke spread according to chosen fire scenario in the enclosed space of the family house. By fire simulation was monitored smoke spread and gas concentrations of carbon dioxide and carbon monoxide in the time interval of 40 minutes. The fire arose by negligence from cigarette and sofa starts burn in the living room. Key words Fire modeling, fire development, smoke production, smoke spread. Úvod Pri požiari v uzavretých priestoroch dochádza k poškodeniu zariadenia, ako aj ohrozeniu ľudských životov, preto sa požiarnej bezpečnosti venuje mimoriadna pozornosť. Na návrh protipožiarnych opatrení v uzavretých priestoroch sa v súčasnej dobe dajú použiť počítačové simulácie, ktoré slúžia na zobrazenie priebehu požiaru. V príspevku sa venujeme simulácii požiaru v rodinnom dome. Pri simulácii požiaru bol použitý program Fire Dynamics Simulator (FDS) [1].

Obr. 2 Rozmiestnenie meracích prístrojov v rodinnom dome Meracie prístroje boli použité na zaznamenávanie teploty, hustoty vzduchu, CO, CO2 a viditeľnosti. Celková doba sledovania rozvoja požiaru bola stanovená na 40 minút (2400 s). Výsledky simulácie. Na obr. 3 je znázornený vznik dymu a jeho postupné rozširovanie po rodinnom dome.

Programy na modelovanie požiarov opisujú celú udalosť požiarov, ako sú napríklad teploty pri danom požiari, pohyb dymu v miestnosti, evakuácia ľudí až po zničenie konštrukcie [2, 3]. Na simuláciu bol použitý computational fluid dynamics (CFD) model ktorý je založený na riešení Navier-Stokesových rovníc prenosu dymu a tepla. Pri modelovaní CFD sa počítajú rovnice zachovania a prenosu energie, hybnosti a hmoty medzi veľkými počtami objemov, na ktoré je priestor rozdelený. Modeluje sa v trojrozmernom priestore numerickým riešením parciálnych diferenciálnych rovníc v závislosti na čase [4, 5]. Vstupné informácie zahŕňajú podrobné rozmery miestností, konštrukčné riešenie stien, stropu a podlahy, počet okien, rozmery okien , charakteristika zariadenia a horľavín [6].


(a

(b

(c

(d

Obr. 3 Vizualizácia tvorby a šírenia dymu v čase a) 5 s, b) 15 s, c) 100 s , d) 2400 s 71


S tvorbou dymu a poklesom hornej horúcej vrstvy klesala viditeľnosť v priestore čo je znázornené na obr. 4. Viditeľnosť je zobrazená v dvoch vrstvách a to 1,2 a 1,8 m nad zemou. červená farba predstavuje maximálnu viditeľnosť 30 m a modrá farba zobrazuje nulovú viditeľnosť. Z výsledkov je vidieť že vo výške 1,8 m bola viditeľnosť skoro nulová už po 30 sekundách od vzniku požiaru a vo výške 1,2 m v 70 sekunde sa blíži k nulovým hodnotám.

(a

(b

(c

(d

2400 sekúnd. Rovnako ako v prípade CO, najvyššia koncentrácia bola zaznamenaná v priestoroch spalné a najnižšia v priestoroch obývačky.

Obr. 4 Vizualizácia tvorby a šírenia dymu v čase a) 10 s, b) 30 s, c) 70 s , d) 2400 s Z priebehov koncentrácie CO vo výške 1,2 a 1,8 metra (obr. 5) je možné pozorovať prudký nárast koncentrácie sledovaného plynu, vo výške 1,8 m bol nárast koncentrácie prudší ako vo výške 1,2 m. Po prudkom náraste zostávala koncentrácia plynu takmer nemenná. Najvyššia koncentrácia bola zaznamenaná v priestoroch spalné a najnižšia v priestoroch obývačky, kde vznikol požiar, avšak priestor obývačky bol najbližšie k vetraciemu otvoru a dochádzalo k zriedeniu sledovaného plynu.

Obr. 6 Závislosť koncentrácie CO2 vo výške 1,2 a 1,8 m od času Na obr. 7 sú zaznamenané závislosti teploty od času. Po počiatočnom prudkom náraste teplôt sa teploty ustálili na približne rovnakých hodnotách až do konca simulácie. Najvyššia teplota bola dosiahnutá v obývačke vo výške 1,8 m a to približne 80 °C, zatiaľ čo vo výške 1,2 m bola teplota do 55 °C čo bolo pravdepodobne spôsobené prisávaním chladnejšieho vzduchu cez vetrací otvor. Najnižšie teploty do 40 °C boli zaznamenané v priestoroch spalne.

Obr. 7 Závislosť teplôt vo výške 1,2 a 1,8 m od času Záver

Obr. 5 Závislosť koncentrácie CO vo výške 1,2 a 1,8 m od času Z priebehov koncentrácie CO2 vo výške 1,2 a 1,8 metra (obr. 6) je možné pozorovať pozvoľnejší nárast koncentrácie, ktorý rástol od nulových hodnôt v čase 0 až po maximálne 0,08 kg.kg-1 v čase 72

Na základe vykonanej simulácie možno pozorovať ako rýchlo sa v prípade požiaru materiálu na báze polyuretánu rozšíri dym v priestore rodinného domu. V priebehu pár minút priestor dosiahne taký stupeň zadymenia že by bolo prakticky nemožné orientovať sa pomocou zraku v priestore. Taktiež teplo uvoľnené počas požiaru by predstavovalo značné nebezpečenstvo, pre ľudí nachádzajúcich sa v takomto priestore. Ostrava 4. - 5. září 2013


Poďakovanie

[3]

Tento článok vznikol vďaka podpore v rámci OP Výskum a vývoj pre projekt: CE pre vývoj a aplikáciu diagnostických metód pri spracovaní kovových a nekovových materiálov, ITMS:26220120048, spolufinancovaný zo zdrojov Európskeho fondu regionálneho rozvoja.

Knowledge.: Dissemination of Fire Safety Engineering [online]. [cit. 2012-12-11]. s.l.: Dostupné na internete: http:// www.difisek.eu/CZ/Syllabus/WP4-CZ_CZ_TEXT.pdf.

[4]

Golis, D.: Simulačné programy použivané na modelovanie vnútorných požiarov. In: Ochrana osôb a majetku: 3. medzinárodný zborník vedeckých a odborných prác 2012. Zvolen, 2012. ISBN 978-80-228-2355-5, s. 56 - 63.

[5]

Wald, F. a koletiv.: Výpočet požárni odolnosti stavebných konstrukcí. Praha: ČVUT, 2005. ISBN 80-01-03157-8.

[6]

National Institute of Standards and Technology, U.S.: Department of Commerce. [online]. [cit. 2012-19-11]. s.l.: Dostupné na internete: http://www.nist.gov/.

Zoznam bibliografických odkazov [1]

[2]

Kadlec, M: Počítačové modelovanie požiaru v uzavretých priestoroch, Bakalárska práca, Trnava 2013, evidenčné číslo: MTF-5266-44705. Karlsson, B.; Quintiere, J.: Enclosure Fire Dynamics. Boca Raton London New York Washington, D.C.: CRC Press, 2000. ISBN 0-8493-1300-7.

Publikace z edice SPBI SPEKTRUM Úvod do požárního inženýrství EDICE SPBI SPEKTRUM

52.


PETR KUýERA RUDOLF KAISER

ÚVOD DO POŽÁRNÍHO INŽENÝRSTVÍ

Petr Kučera, Rudolf Kaiser Co je to požární inženýrství? Jaký je jeho vývoj? Co může přinést praxi? Na tyto a řadu dalších otázek se snaží tato kniha odpovědět. Čtenář je seznámen se současnou koncepcí požárního inženýrství včetně zásad stanovování návrhových požárních scénářů. I když je kniha členěna do kapitol, je při četbě třeba mít stále na paměti, že vše spolu souvisí. Při navrhování rozsáhlých staveb podle inženýrských metod nelze od sebe oddělit dynamiku požáru, chování stavebních konstrukcí za požáru, detekci požáru, aktivaci požárně bezpečnostního zařízení ani evakuaci osob. Autoři se snažili přiblížit téma co nejsrozumitelněji, bez zbytečných matematických rovnic, které si může dychtivější čtenář doplnit z doporučené literatury, jejíž seznam je přiřazen ke každé kapitole.

ISBN 978-80-7385-024-1. Rok vydání 2007.

cena 160 Kč

Požární inženýrství - Dynamika požáru EDICE SPBI SPEKTRUM

65.


PETR KUýERA RUDOLF KAISER TOMÁŠ PAVLÍK JIěÍ POKORNÝ

POŽÁRNÍ INŽENÝRSTVÍ DYNAMIKA POŽÁRU

Petr Kučera, Rudolf Kaiser, Tomáš Pavlík, Jiří Pokorný Kniha „Požární inženýrství - dynamika požáru“ je určena všem odborníkům a studentům, kteří se zajímají o základy posouzení průběhu požáru v uzavřeném prostoru (tj. uvnitř stavebních objektů). Tato publikace přichází s konkrétním popisem vybraných statí dynamiky požáru, proto se zde objevují výpočtové postupy zaměřené na: - stanovení rychlosti uvolňování tepla, - výměnu plynů při požáru, - vznik a rozvoj sloupce zplodin při požáru (Fire Plume), - vrstvení kouře v prostoru, - odhad teplot uvnitř hořícího prostoru před a po celkovém vzplanutí (flashoverem), - vybrané úlohy ze sdílení tepla. ISBN 978-80-7385-074-6. Rok vydání 2009.

cena 160 Kč



73


Počítačové modelování šíření požárů Computer Modelling of the Development a Spread of Fire Ing. Jiří Ira Ing. Lucie Hasalová doc. Dr. Ing. Milan Jahoda Vysoká škola chemicko-technologická v Praze, Fakulta chemickoinženýrská Technická 5, 166 28 Praha 6 [email protected], [email protected], [email protected] Abstrakt Příspěvek shrnuje obecné postupy a principy při modelování šíření požárů pomocí metody CFD s důrazem na problematiku modelování pyrolýzy. Dále je popsána metodika získávání kinetických parametrů pyrolýzních modelů z termogravimetrických dat analytickými a optimalizačními metodami a jsou uvedeny jejich výhody a nevýhody. Blíže je rozebrána jedna analytická metoda (isokonverzní metoda) a dvě nejčastěji používané optimalizační techniky (genetický algoritmus a SCE algoritmus). Možnosti těchto metod jsou demonstrovány na příkladu tepelného rozkladu dřeva.

V současné době patří modely typu pole mezi vývojově nejdokonalejší techniku modelování průběhu požáru. Základní princip této metody spočívá v rozdělení uzavřeného či otevřeného (ale omezeného) prostoru na velký počet malých buněk (kontrolní objemy), které mají nejčastěji tvar čtyřstěnů (tetraedrů) nebo šestistěnů (hexaedrů), v některých softwarech, převážně obecných CFD řešičích, mohou mít i tvar mnohostěnů (polyedrů). V každé výpočetní buňce se řeší soustava rovnic vyjadřujících zákon zachování hmoty, energie a hybnosti. Společně se základními rovnicemi se řeší rovnice modelů turbulence, sdílení tepla sáláním a další rovnice popisující procesy ovlivňující hoření, viz obr. 1. CFD MODEL

MODEL POŽÁRU produkce sazí

bilance hybnosti model turbulence

hoření

radiace

bilance hmoty bilance energie pyrolýza

Modelování požáru založené na metodě CFD

Obr. 1 Schéma přístupu k modelování požárů metodou CFD

Klíčová slova Modelování požárů, pyrolýza, získávání parametrů, globální optimalizace, dřevo.

The paper deals with the problematics of fire development and fire spread modelling with emphasis on the problematics of solid pyrolysis. The two main approaches to obtain kinetic parameters of the solid pyrolysis modelling are described (analytical methods versus optimization) and their performance is demonstrated on the example of the wood decomposition.

Mezi nejznámější CFD řešiče specializované na požáry patří FDS, Jasmine nebo SmartFire. Tyto programy jsou v současné době úspěšně aplikovány v mnoha klíčových požárně-bezpečnostních aplikacích. Použity mohou být např. při navrhování evakuačních strategií během požáru, při rozmisťování aktivních složek požární ochrany aj., kde hlavním cílem modelu je studovat následky požáru, tzn. především vývoj teplotního pole a šíření kouře. Je-li známé množství uvolněného tepla během požáru (HRR - Heat Release Rate), dokážou současné programy poskytovat výsledky, které jsou ve velmi dobré shodě s reálnými požáry.

Key words

Modelování pyrolýzy

Fire modelling, pyrolysis, parameter estimation, global optimization, wood.

Na rozdíl od modelování následků požáru, jsou možnosti programů při modelování rozvoje a šíření požáru stále ještě dosti omezené a jejich použití se redukuje pouze na vědecko-výzkumnou oblast. Hlavním úkolem modelování šíření požáru je přesně předpovídat množství plynných látek, které se uvolní z povrchu materiálu vystavenému působení tepelné energie. Algoritmus, který kvantifikuje jakou rychlostí se zahřívá povrch spalovaného materiálu a jak rychle se z něho uvolňují plynné těkavé látky, je-li materiál vystaven tepelné energii, nazýváme pyrolýzním modelem. Modelováním pyrolýzy lze potom nazvat proces, při kterém jsou simulovány procesy probíhající v pevné fázi, které přímo řídí iniciaci, šíření a růst požáru.

Abstract

Úvod Prudký rozvoj výpočetní kapacity společně s neustále se prohlubujícími znalostmi o fyzikálně-chemické povaze požáru zapříčinily, že se počítačové modely staly užitečným a v současné době poměrně běžným nástrojem v požárně bezpečnostní praxi. Z pohledu fyzikálně-chemického je požár velmi komplexním dějem a k jeho popisu je zapotřebí spojení několika různých odvětví, jako je např. dynamika tekutin, reakční kinetika, termodynamika, vícefázové proudění, sdílení tepla prouděním atd. Obecně se počítačové modely požárů dělí na dva základní typy, na modely pravděpodobnostní a na modely deterministické. Pravděpodobnostní modely využívají náhodné povahy požáru a snaží se jeho vývoj z jednoho stavu do druhého předpovědět na základě teorie pravděpodobnosti a statistické analýzy. Při sestavování prognóz u striktně pravděpodobnostních modelů se nevyužívají fyzikální ani chemické principy, ale vychází se z nashromážděných experimentálních dat a ze statisticky vyhodnocených poznatků ze skutečných požárů. Deterministické modely popisují rozvoj požáru a dějů s ním spojených prostřednictvím řešení matematických rovnic, které popisují fyzikální a chemické procesy probíhající při požáru. Nejčastěji se deterministické modely dělí na modely zónové a na modely typu pole, někdy také CFD (Computational Fluid Dynamics) modely.

74

K nejrozšířenějším pyrolýzním modelům v požární komunitě patří FDS (McGrattan a kol., 2010), Gpyro (Lautenberger, 2007) a Thermokin (Stoliarov & Lyon, 2008). Ačkoliv byly tyto modely vytvořeny nezávisle na sobě, jejich matematické formulace jsou dosti podobné. Hlavní rozdíly mezi samotnými modely spočívají ve specifikaci jednotlivých proměnných (např. v koncentraci) a ve stupni jejich zobecnění. Klíčovými rovnicemi v pyrolýzním modelu jsou rovnice vyjadřující zákon zachování hmoty v pevné fázi (resp. jednotlivých složek). Tyto rovnice popisují změnu hmotnosti pevné fáze v čase ve výpočetní buňce, tzn. jak rychle se složky z pevné fáze uvolňují do fáze plynné. Jednou z možností, jak vyjádřit změnu hmotnosti, je použití konverze. Reakční rychlost rozkladu složky je potom funkcí termodynamické teploty T a konverze α (normalizovaný hmotnostní zlomek). Pro zjednodušení se reakční rychlost obvykle vyjadřuje jako součin dvou na sobě nezávislých funkcí Ostrava 4. - 5. září 2013


(1)

Kde k(T) je pouze funkcí teploty a f(α) je pouze funkcí konverze. Závislost reakční rychlosti na teplotě se nejčastěji popisuje pomocí Arrheniovy rovnice. Funkce f(α) se nazývá „reakční model“ a může mít mnoho různých tvarů. Zpravidla bývá reakční model volen v nejjednodušším možném tvaru(1 - α)n. Po dosazení do rovnice (1) dostáváme rovnici pro popis kinetiky rozkladu pevného materiálu v základním tvaru: d  E  n  Zexp    1    dt  RT 

(2)

g(α)). Ve druhém kroku se ověří, jakým způsobem modelová data korespondují s daty experimentálními. Podrobnější popis postupu výpočtu je možné nalézt v Ira (2012). 1 0,9 0,8 0,7 0,6 α

r  k T  f ( )

0,4

Kde Z je pre-exponenciální (frekvenční) faktor, E je aktivační energie, R je univerzální plynová konstanta a n je řád reakce. Parametry Arrheniovy rovnice (Z, E) společně s řádem reakce n tvoří vstupní parametry do modelů tepelného rozkladu pevných materiálů a souhrnně se nazývají kinetickými parametry. Tento tzv. kinetický triplet tvoří neznámé modelu a musí být specifikován uživatelem.

0,3 0,2 0,1 0

Analytické metody

400

500

600 T [K]

700

800

900

1000

0,8 0,7

α

0,6 0,5 0,4 0,3 0,2

Jednu velkou skupinu analytických metod tvoří tzv. isokonverzní metody. Princip isokonverzních metod je založen na předpokladu, že aktivační energie E je pro danou konverzi α a při různých rychlostech zahřívání konstantní. Rychlost rozkladu pevných materiálů se obvykle popisuje pomocí jednokrokové kinetické rovnice (2). Pro neizotermní podmínky se okamžitá hodnota teploty vypočítá podle rovnice: (3)

Kde T0 vyjadřuje teplotu v čase t = 0 a β je rychlost zahřívání vzorku. Během celého procesu tepelného rozkladu se kinetické parametry jako pre-exponenciální faktor A a aktivační energie E mění a podle principu isokonverzních metod jsou funkcí konverze. Tato funkční závislost se mění s typem reakčního mechanismu. Výslednou kinetickou rovnici lze pak zapsat ve tvaru (4)

Postup výpočtu lze rozdělit do dvou kroků. V prvním kroku se vypočte aktivační energie a pre-exponenciální faktor jako funkce konverze pro zvolenou hodnotu řádu reakce (A = f(α), E =

buk, N2, exp. buk, N2, mod.

0,1 0

Analytické metody používají k definování parametrů referenčních bodů v experimentálních datech (např. pík reakční rychlosti). Poskytují velmi dobré výsledky pro jednoduchá nepřekrývající se data bez šumu a umožňují vždy získat jediné stejné řešení. Tyto metody jsou velmi rychlé (k výpočtu není obvykle zapotřebí výpočetní techniky) a jsou dostatečně efektivní pro inženýrskou praxi. Jejich použití je ovšem často omezeno pouze na dobře oddělené reakce se specifickými reakčními cestami (Matala a kol., 2012). Pomocí analytických metod za použití termogravimetrických dat jsme schopni získat pouze sadu kinetických parametrů.

 E    d n  Z   exp    1    dt  RT 

300

0,9

Největším problémem modelování pyrolýzy je chybějící metodika jakým způsobem získat vstupní parametry do těchto modelů - kinetické a tepelné parametry degradujícího materiálu. Některé z materiálových vlastností je možné přímo naměřit, ostatní je nutné získat výpočtem z experimentálních dat. K výpočtu se nejčastěji používají data z termogravimetrické analýzy (ISO, 1997), kónického kalorimetru (ISO, 2002) nebo diferenciální skenovací kalorimetrie (ISO, 2009). Metody pro výpočet vstupních parametrů z experimentálních dat se dají rozdělit na metody analytické a metody optimalizační.

T  T0   t

borovice, N2, exp. borovice, N2, mod.

1

Metody pro výpočet pyrolýzních parametrů


0,5

300

400

500

600 T [K]

700

800

900

1000

Obr. 2 Porovnání experimentálních výsledků s vypočteným modelem pro borové a bukové dřevo. Rychlost ohřevu v dusíkové atmosféře je 5 K.min-1 Výsledky pro data naměřená termogravimetrickou analýzou v dusíkové atmosféře pro vzorky borového a bukového dřeva získané pomocí isokonverzní metody jsou uvedeny na obr. 2. Na obrázku jsou porovnány hodnoty konverze v závislosti na teplotě získané experimentem a pomocí modelu při rychlosti zahřívání 5 K.min-1. Výsledná modelová data velice dobře korespondují s daty experimentálními. Odchylka nastává pouze pro konverzi větší než 80 %, což může být způsobeno tím, že hodnoty A a E jsou pro tyto hodnoty konverze extrapolovány. Důvodem toho je, že pro takto vysoké hodnoty konverze přestávají platit předpoklady použití isokonverzní metody. Optimalizační metody Na rozdíl od analytických metod mají optimalizační metody jen velmi málo omezení a mohou být aplikovány na komplikované překrývající se reakce i na data obsahující šum. Jedná se o zcela odlišný přístup k problému nalezení materiálových pyrolýzních vlastností z experimentálně naměřených dat. Experimentální data jsou prokládána modelovými křivkami a hodnoty parametrů jsou získávány na základě maximalizace (nebo minimalizace) objektivní funkce. Pomocí optimalizačních algoritmů a dat z kónického kalorimetru je možné získat kompletní sadu vstupních parametrů (tzn. kinetické i tepelné) do modelů pyrolýzy a je tedy možné je aplikovat i na případy, kdy uvažujeme vedení tepla uvnitř vzorku. Z matematického hlediska se jedná o tzv. inverzní problém. Největší komplikací při řešení inverzního problému je existence mnoha lokálních extrémů. Obecně existuje mnoho přístupů, jak 75


řešit globální optimalizační problém (např. deterministickými metodami, stochastickými metodami, heuristikami, aj.), ale ne všechny je možné aplikovat na inverzní problém. Hlavním měřítkem pro volbu optimalizační metody je to, jak blízko je nalezené řešení ke globálnímu optimu a jak rychle algoritmus konverguje ke hledanému řešení. Problém optimalizačních metod (konkrétně tedy evolučních algoritmů) je v časové náročnosti iterativního výpočtu a v jejich stochastické povaze, díky které není možné opakovat výpočty s absolutně stejnými výsledky. Start

Konec

Inicializace

Nejlepší jedinec ano

Ohodnocení

ne

Rodiče

Stop?

Nahrazení

Generace

Biologičt rodiče

Ohodnocení

Potomci

Křížení, Mutace, ...

Selekce

Start

Vstup: n = dimenze, p = počet komplexů, s = velikost populace Vypočte: počet bodů v každém komplexu (m = s/p)

Vytvoření vzorků Vytvoř s bodů v prohledávaném prostoru a vypočti jejich kriteriální hodnoty.

Seřazení bodů Seřaď s bodů podle vzrůstající kriteriální hodnoty. Ulož body do D.

Od roku 1998 bylo aplikováno několik různých optimalizačních algoritmů na inverzní problém nalezení pyrolýzních parametrů. Jedním z nejčastěji testovaných optimalizačních algoritmů byl genetický algoritmus (GA), který patří do skupiny evolučních algoritmů. Genetický algoritmus je heuristická metoda, která využívá k nalezení globálního optima principů evoluční biologie (přirozený výběr, křížení, mutace, dědičnost). Základní princip genetického algoritmu je popsán na obr. 3. Ačkoliv bylo prokázáno, že GA je velmi univerzální a užitečný nástroj, jeho použití má i řadu nevýhod. Výsledky získané genetickým algoritmem jsou silně závislé na počátečním nastavení parametrů algoritmu jako je velikost populace, pravděpodobnost mutace, pravděpodobnost křížení nebo selekční mechanismus. Navíc GA může mít problém s nalezením globálního optima. Pokud změníme jeden nebo více parametrů, můžeme obdržet kvalitativně odlišné řešení, které splňuje optimalizační kritéria stejně dobře. Chaos a kol. (2010) využili k nalezení materiálových pyrolýzních vlastností z experimentálních dat SCE (Shuffled Complex Evolution) algoritmus. SCE algoritmus je globální optimalizační metoda vyvinutá Duan a kol. (1993) a je kombinací několika různých metod - simplexové metody, kontrolovaného náhodného prohledávání či genetického algoritmu. Vývojový diagram SCE algoritmu je ukázán na obr. 3. Největší výhoda SCE algoritmu oproti GA je v systematickém prohledávání prostoru za použití CCE (Competitive Complex Evolution) algoritmu, jehož součástí je Nelder-Mead simplexová metoda. Navíc vnitřní parametry SCE algoritmu mají své doporučené hodnoty, které se odvíjí od počtu optimalizovaných parametrů, a není potřeba je testovat. Hodnota účelové funkce dosahuje ve většině případů u SCE mnohem vyšších hodnot než u GA (uvažujeme-li maximalizaci účelové funkce). V tomto příspěvku byly optimalizační algoritmy (GA a SCE) použity k získání kinetických parametrů tepelného rozkladu bukového dřeva. Při výpočtu byla použita experimentální data z termogravimetrické analýzy, která probíhala v dusíková atmosféře a při rychlost zahřívání vzorku 5 K.min-1 do maximální teploty 800 °C. Pro tepelný rozklad bukového dřeva v dusíkové atmosféře bylo zvoleno tříkrokové reakční schéma (obr. 4). 1. krok

mokré dřevo suché dřevo

2. krok

Rozdělení do komplexů Rozděl D do p komplexů, k každý obsahuje m bodů (D = {A , k = 1, ..., p}).

Vývoj každého komplexu Vývoj každého komplexu podle CCE (competitive complex evolution) algoritmu (Nelder-Mead simplexová metoda).

Přeházení komplexů k Ulož A , k = 1, ..., p zpět do D a seřaď body v D podle vzrůstající kriteriální hodnoty.

Ne

Kontrola konvergence Konvergenční kritéria splněna?

Ano Konec

Obr. 3 Vývojové diagramy optimalizačních algoritmů a) GA, b) SCE

76

3. krok

suché dřevo zuhelnatělý zbytek

k1 k2 k3 k4

vodní pára zuhelnatělý zbytek (s) + pyrolyzát (g) zuhelnatělý zbytek (s) + pyrolyzát (g) zbytek (s) + pyrolyzát (g)

Obr. 4 Reakční schéma tepelného rozkladu bukového dřeva Pro vybraný model byl celkový počet zjišťovaných parametrů roven 14. Prvních 12 parametrů (A, E, n pro každou rozkladnou reakci) jsou kinetické parametry pro reakce k1, ..., k4 a zbývající dva jsou hustota zuhelnatělého zbytku a hustota zbytku. Výpočty byly provedeny v programu Gpyro. Na obr. 5 jsou porovnána experimentální data s daty modelovými získanými optimalizací pomocí GA a SCE algoritmu. Jak je možné vidět, zvolený reakční model je schopen popsat experimentální křivky velmi dobře. Dokáže nejen zachytit počáteční pokles hmotnosti, ale i sekundární pík na křivce rychlosti úbytku hmotnosti. Z obrázku je dále patrné, že oba algoritmy konvergovaly ke stejnému řešení s chybou v řádech jednotek procent. Výpočty nenaznačily, že by GA měl pro tento případ problém s nalezením globálního optima. Závěr Na případu tepelného rozkladu dřeva v dusíkové atmosféře byly porovnány dvě skupiny optimalizačních metod - metody analytické a metody optimalizační. Ukázalo se, že pro nižší hodnoty konverzí dokáže isokonverzní metoda poskytovat výsledky, které jsou ve velmi dobré shodě s experimentem. Genetický algoritmus společně s SCE algoritmem se při výpočtech osvědčily jako vhodné Ostrava 4. - 5. září 2013


nástroje pro získávání kinetických parametrů z experimentálních dat, přičemž SCE algoritmus poskytoval nepatrně lepší výsledky a práce s ním byla uživatelsky příjemnější. 1

Literatura [1]

Duan, Q.Y.; Gupta, V.K.; and Sorooshian, S.: Shuffled Complex Evolution Approach for Effective and Efficient Global Minimization, Journal of Optimization Theory and Applications 76:501-521, 1993. http://dx.doi.org/10.1007/ BF00939380.

[2]

Chaos, M.; Khan, M.M.; Krishnamoorthy, N.; de Ris, J.L.; and Dorofeev, S.B.: Bench-scale flammability experiments: determination of material properties using pyrolysis models for use in CFD fire simulations, Interflam 2010, 2010, pp. 697-708.

[3]

Ira, J.: Predikce pyrolýzních vlastností materiálů pro modelování požárů, diplomová práce. Vysoká škola chemickotechnolotická v Praze, Fakulta chemicko-inženýrská, Praha, 2012.

[4]

ISO 11358:1997. Plastics - Thermogravimetry (TG) of polymers - General principles. International Organization for Standardization, 1997. 10 p.

[5]

ISO 5660-1:2002. Reaction-to-fire tests - Heat release, smoke production and mass loss rate - Part 1: Heat release rate (cone calorimeter method). International Organization for Standardization, 2012. 39 p.

[6]

ISO 11357-1:2009. Plastics - Differential scanning calorimetry (DSC) - Part 1: General principles. International Organization for Standardization, 2009. 31 p.

[7]

ISO 12136:2011. Reaction to fire tests - Measurement of material properties using a fire propagation apparatus. International Organization for Standardization, 2011. 47 p.

[8]

Lautenberger, C.; Gpyro, A.: Generalized Pyrolysis Model for Combustible Solids, 2007, http://reaxengineering.com/trac/ gpyro.

[9]

Lautenberger, C.; Fernandez-Pello, C.: Optimization algorithms for material pyrolysis property estimation. Fire Safety Science 10:751-764, 2011.

experiment GA SCE

0,9 0,8 0,7

α

0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0

0

100

200

300

400 T [°C]

500

1

600

700

800

experiment GA SCE

0,9 0,8

100 x d(m/m0)/dt [s-1]

0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0

0

100

200

300

400 T [°C]

500

600

700

800

Obr. 5 Porovnání experimentálních a modelových dat Ačkoliv obě skupiny metod poskytly uspokojivé výsledky, není možné říct, kterou skupinu je obecně lepší zvolit. Volba metody je závislá na typu dat, časových možnostech a na požadavcích uživatele. V současné době se jeví jako nejlepší řešení používání obou skupin metod, kdy si uživatel zvolí jednu metodu na základě specifikace svého konkrétního problému. Poděkování Financováno z účelové podpory na specifický vysokoškolský výzkum MŠMT (Rozhodnutí č. 20/2013).


[10] Matala, A.; Lautenberger, C.; Hostikka, S.: Generalized direct method for pyrolysis kinetic parameter estimation and comparison to existing methods, Journal of fire science vol. 30: p. 339-356, 2012. [11] McGrattan, K.; McDermott, R.; Hostikka, S.; and Floyd, J.: “Fire Dynamics Simulator (Version 5) User‟s Guide,” NIST Special Publication 1019-5, National Institute of Standards and Technology, Gaithersburg, MD, 2010. [12] Stoliarov, S.I.; Lyon, R.E.: “Thermo-Kinetic Model of Burning,” Federal Aviation Administration, DOT/FAA/ARTN08/17, May 2008.

77


Vyhodnocení spotřeby vzduchu uživatele dýchací techniky Air Consumption Evaluation of the User of Breathing Apparatus for Firefighters Ing. Ladislav Jánošík

Tab. 1 Charakteristiky testerů

Bc. Kamil Bareš VŠB - TU Ostrava, Fakulta bezpečnostního inženýrství Lumírova 13, 700 30 Ostrava - Výškovice [email protected], [email protected] Abstrakt Příspěvek shrnuje výsledky experimentů konaných v uplynulých dvou letech s cílem stanovení průměrné spotřeby vzduchu hasiče při užití dýchací techniky v závislosti na velikosti fyzické zátěže a vlivu prostředí. V experimentální části byly provedeny fyzické testy, které proběhly za modelových, předem definovaných podmínek, v různých prostředích a zátěžových situací a při užití autonomního přetlakového vzduchového dýchacího přístroje s otevřeným okruhem. Klíčová slova Dýchací technika; spotřeba vzduchu; dýchání. Abstract The article summarizes results of experiments with the aim to determine the average air consumption of firefighters (using a breathing apparatus) in relation to physical stress and environmental impact. Physical tests under pre-defined different conditions and stress situations took place with using pressurized air breathing apparatus with open circuit.

Tester

Věk

Výška [cm]

Váha [kg]

BMI (Body Mass Index)

1

22

171

68,7

23,5

2

22

178

76,9

24,3

3

22

175

69,5

22,7

Vysvětlivka: BMI - Body Mass Index (poměr hmotnosti v kilogramech a čtverce výšky v metrech). Výstroj a výzbroj hasiče Před začátkem měření byli všichni testeři zváženi ve spodním prádle a následně vážena výstroj a výzbroj. Tyto váhy jsou jednotlivě uvedeny v tab. 2. Celková váha výstroje činila průměrně 18,1 kg. Měřící technika Měření tepové frekvence:

sporttestr POLAR RS800CX;

Měření času, stopky:

Casio Illuminator f-200;

Měření vzdálenosti:

svinovací 5 metr (přesnost 0,001 m);

Měření hmotnosti:

laboratorní digitální váha (přesnost 0,001 kg).

Specifikace zátěže Testeři ve výstroji a výzbroji popsané výše absolvovali s časovým odstupem 6 dní celkem 4 série experimentů, které se lišily použitým trikem s dlouhým rukávem pod zásahový oděv. Zátěž použitá při experimentech je uvedena v tab. 3.

Key words Breathing apparatus; air consumption; breathing. Úvod Příspěvek navazuje na předchozí dva experimenty, jejichž výsledky byly publikovány v [1] a ve stručné podobě shrnuty v [2]. Naměřené hodnoty z těchto experimentů jsou zahrnuty do závěrečného vyhodnocení. Zde představené výsledky vycházejí v pořadí z třetí série experimentů, které byly realizovány ve vnitřních prostorech Fakulty bezpečnostního inženýrství, VŠB - Technické univerzity Ostrava s průměrnou teplotou v interiérech 20 °C. Cílem bylo opět přispět k ověření hypotézy, že průměrná spotřeba vzduchu hasiče při užití vzduchového přetlakového dýchacího přístroje je v současnosti vyšší, než byla při užívání rovnotlakých dýchacích přístrojů. V průběhu experimentu byly prováděny fyzické činnosti, které proběhly za modelových, předem definovaných podmínek. Toto, v pořadí již třetí testování, se nezaměřilo na určitý konkrétní stupeň zátěže, ale kombinovalo několik fází zátěž hasiče a jejich změn v průběhu experimentu. Zároveň byla v rámci experimentů sledována tepová frekvence testera, která nám při vyhodnocení sloužila k rozlišení stupně fyzické zátěže při vykonávaných činnostech.

Tab. 2 Váhy výstroje a výzbroje Předmět

Trika

Výrobce

Model

Váha [g]

VOCHOC s. r. o.

DEVOLD SPIRIT 120

172,0

LUING PYREX s. r. o.

Ag - střední

191,1

LUING PYREX s. r. o.

šedé

165,5

DEVA FM, s. r. o.

GREY

Zásahový kabát

DEVA FM, s. r. o.

FIREMAN TIGER

1 880,0

270,0

Zásahové kalhoty

DEVA FM, s. r. o.

FIREMAN TIGER

1 540,0

Zásahová obuv

ZEMAN

01 B 39

1 850,0

Přilba

Gallet

F1 SF

1 700,0

Vzduchový dýchací přístroj

Dräger

PA 94

10 950,0

Tab. 3 Specifikace zátěže Hodnota

Jednotka

Vzduchový dýchací přístroj

Předmět

11,0

kg

Hadice B75

8,7

kg

Testeři

Hadice C52

6,5

kg

Vlastního experimentu se účastnili 3 testeři, studenti, hasiči, vykonávající již druhým rokem praxi u jednotek požární ochrany HZS ČR na Územním odboru Ostrava. Základní tělesné charakteristiky testerů jsou uvedeny v tab. 1.

Rychlost běžícího pásu

5,0

km.h-1

Rychlost běžícího pásu 2

10,0

km.h-1

Rychlost běžícího pásu 3

5,0

km.h-1

Kanystry s vodou

2 x 20

kg

Vytahované závaží

20,0

kg

78



Popis testu a jeho výsledky

200 190 -1

Tepová frekvence [tepů.min ]

180 170 160 Tester 1

150

Tester 2

140 130 120 110

za př hř en átí áš e ní ze ha na di pá ce po su kl ,5 us km na .h -1 pá su ch ,1 ůz 0 en km ap .h -1 ás u, 5 km př .h -1 en áš en íh př ad en ice áš en ík an ys trů m ot án íh vy ad tah ic ov án íz vý áv stu až p í po sc ho de ch

100

ch ů

Před začátkem každého testování proběhlo rozcvičení, na které byly vyčleněny 3 minuty. Spočívalo v překonání 7,4 výškových metrů (49 schodů) nahoru a dolu a vykonání dvaceti dřepů. Vše v plné výstroji a výzbroji a tester dýchal okolní atmosférický vzduch. Po té si tester nasadil obličejovou masku připojenou na otevřený dýchací přístroj a začalo evidované měření spotřeby vzduchu. Zároveň byla testerovi zaznamenávaná tepová frekvence. Pro příklad jsou v tab. 4 uvedeny výsledky měření 2. série testera č. 1. Záznam tepové frekvence testera č. 1 v závislosti na prováděné činnosti z tohoto experimentu je na obr. 1. V celém experimentu se prolínaly činnosti, které svou náročností spadají do různých stupňů zátěže. Některé činnosti je možné zařadit do mírné zátěže, jiné naopak do extrémní zátěže.

Prováděné činnosti

Obr. 2 Porovnání tepových frekvencí testerů

Motání hadic

-

0:03:07

177

61,99

8

Vytahování závaží do výšky

5,9

0:00:55

182

37,64

9

Výstup po schodech

převýšení 29,6 m

0:03:12

184

73,31

0:19:57

148

53,94

Celkem

.h

5 u,

ůz

na

en

pá

ap

su

ás ap po

kl

ch

us

ůz ch

ás

u,

,1

0

5

km

km

ad

.h

ice

átí hř za

íh en áš

en př

en


Obr. 3 Průměrná spotřeba vzduchu podle testerů V grafu na obr. 3 jsou znázorněny křivky průměrné spotřeby vzduchu jednotlivých testerů v závislosti na prováděné činnosti ze všech 4 sérií experimentů a na obr. 4 potom celková průměrná spotřeba vzduchu v průběhu experimentu podle prováděných činností. 100 92,4

90 -1

Spotřeba vzduchu [l.min ]

220 180 160 140 120 100

80 72,6

71,6

70 60,2

60

60,7

59,3

58,2

50 45,2

44,8

40

ík en

áš

áš en př

ch

ůz

m ot án íh vy ad tah ic ov án í z vý áv stu až í p po sc ho de ch

ys an

ad íh en

5 u,

en

ás ap

trů

ice

-1

.h km

km .h 0 en

př

-1

5 su pá us

na

en kl po

ůz ch

0:01:00 0:02:00 0:03:00 0:04:00 0:05:00 0:06:00 0:07:00 0:08:00 0:09:00 0:10:00 0:11:00 0:12:00 0:13:00 0:14:00 0:15:00 0:16:00 0:17:00 0:18:00 0:19:00 0:20:00 0:21:00 0:22:00 0:23:00 0:24:00

0

,1

u, ás ap

en př

20

km

ad íh en áš

40

.h

ice

átí hř

60

-1

30

80

za

Tepová frekvence [tepů.min-1]

200

ch

7

de

36,80

až í

139

ho

0:00:45

sc

35

po

Přenášení kanystrů

p

6

ic

41,40

áv

133

stu

0:01:20

ad

85

íz

Přenášení hadice

án

5

ov

51,75

tah

144

vý

0:02:00

trů

165

íh

Chůze na pásu, 5 km.h-1

Tester 2

án

4

Tester 2

30

ot

86,25

m

162

vy

0:02:00

ice

330

Tester 1 40

ys

Poklus na pásu, 10 km.h-1

50

-1

3

60

ad

41,40

an

115

ík

0:02:00

en

165

áš

Chůze na pásu, 5 km.h-1

en

2

70

-1

54,92

.h

124

íh

0:01:38

en

85

80

áš

Přenášení hadice

90

en

1

100

př

Průměrná spotřeba vzduchu [l.min-1]

př

Průměrný srdeční tep [tepů.min-1]

-1

Délka trvání činnosti [min]

km

Délka trasy [m]

-1

Činnost

Spotřeba vzduchu [l.min ]

Pořadí

Tab. 4 Přehled činností, jejich parametry a naměřené hodnoty


Obr. 4 Celková průměrná spotřeba vzduchu

Čas experimentu [h:min:sec]

Obr. 1 Tepová frekvence testera č. 1 v závislosti na prováděné činnosti V grafu na obr. 2 jsou pro srovnání znázorněny křivky tepové frekvence dvou testerů v závislosti na prováděné činnosti. Křivky byly získány tak, že z hodnot naměřených sporttesterem byly vybrány hodnoty, které byly naměřeny v časovém intervalu prováděné činnosti. Z těchto vybraných hodnot byl následně vypočten aritmetický průměr tepové frekvence během dané prováděné činnosti.


Závěrečné porovnání výsledků V [3] je uvedena tabulka s názvem „Spotřeba vzduchu při zátěžích v dýchací technice“. Totožná tabulka je uvedena i v [4]. Hodnoty z této tabulky jsou pro následné porovnání s naměřenými hodnotami uvedeny v tab. 5.

79


Tab. 5 Spotřeba vzduchu při zátěži v dýchací technice [3, 4] Zatížení

Spotřeba vzduchu [l.min ] -1

Klid

8 - 10

Chůze

15 - 20

Zrychlený pohyb

20 - 30

Středně těžká práce

30 - 40

Těžká práce

40 - 50

Špičkový výkon

60 - 120

Obdobné hodnoty lze najít v novější publikaci [5] v tabulce „Parametry dýchání“. Pro následné porovnání uvádím výtah údajů o plicní ventilaci v tab. 6. Za dobu, uplynulou od posledních testů se značně změnila výstroj a výzbroj hasičů, včetně jejich životního stylu a fyzické přípravy hasičů. Z výsledků měření vyplynuly poměrně rozdílné hodnoty. Tab. 6 Plicní ventilace při zátěži v dýchací technice [5] Zatížení

Spotřeba vzduchu [l.min-1]

Klidové

6

Střední

25

Těžké

50

Extrémně těžké

70

V tab. 7 jsou potom shrnuty průměrné naměřené hodnoty spotřeby vzduchu při užití izolačního vzduchového přetlakového dýchacího přístroje.

Technologický pokrok ve výzbroji hasičů. V současnosti používané přetlakové dýchací přístroje zajišťují svoji konstrukcí a principem funkce vyšší stupeň ochrany uživatele ale na úkor úniku nevyužitého a přebytečného vzduchu z dýchací masky do okolního prostředí. Druhým aspektem je mírný přetlak při nádechu, který napomáhá plicní ventilaci nositele dýchací techniky a tím přispívá ke zvýšení spotřeby vzduchu. Technologický pokrok ve výstroji hasičů. Vývoj nových materiálů používaných v osobních ochranných pracovních prostředcích překonal svými technickými parametry ty dřívější, které neměly zdaleka takové ochranné vlastnosti jako současné prostředky. Negativním následkem vývoje ochrany hasiče před nebezpečnými podmínkami v místě zásahu, zejména sálavým teplem, vysoká mechanická odolnost, částečná chemická odolnost a odolnost proti vodě, mají za následek horší odvod tepla od těla hasiče. Při jakékoliv činnosti nám potom narůstá tepelná zátěž, která působí na fyzickou i psychickou stránku hasiče a tím pádem i nezanedbatelně zvyšuje spotřeba vzduchu. Životní styl - fyzická zdatnost. Tento faktor charakterizuje dlouhodobě probíhající změnu v rozvinuté industriální společnosti a přístupu jejich členů k pohybovým aktivitám. V dobách minulých byli lidé zvyklí na pohyb, ať už při manuální práci v průmyslu nebo zemědělství, případně při sportu. Byli trénovaní a fyzicky odolnější. Většina dnešních lidí je mnohem pohodlnější, všude jezdí dopravními prostředky, část dne prosedí u televize nebo u počítače a do posilovny chodí proto, aby dobře vypadali. Tato, zjednodušeně řečeno, „dennodenní“ netrénovanost k vytrvalosti se potom může výrazně projevit na spotřebě vzduchu při různých zátěžích. Seznam literatury [1]

Jánošík, L.; Bareš, K.: Spotřeba vzduchu při zátěžích v dýchací technice. In Požární ochrana 2011: Sborník příspěvků z mezinárodní konference. Ostrava: Sdružení požárního a bezpečnostního inženýrství, 2011. 403 s. s. 106-108. ISBN 978-80-7385-102-6.

[2]

Bareš, K.: Měření spotřeby plynu při užití dýchací techniky. Studentská vědecká a odborná činnost. Ostrava: Vysoká škola báňská - Technická univerzita Ostrava, 2011. 15 s.

[3]

Julinek, R.: Chemickotechnická služba Hasičského záchranného sboru ČR. I. Protiplynová služba. 1. vydání. Praha: Ministerstvo vnitra - ředitelství Hasičského záchranného sboru ČR ve vydavatelství FACOM, Jílové u Prahy, 1999. 131 s. ISBN 80-902852-0-1.

[4]

Beneš, S.: Technické prostředky - vzduchové dýchací přístroje. 1. vydání. Frýdek-Místek: Tiskové oddělení SOŠ a VOŠ PO, 2010. 45 s.

[5]

Kolektiv.: Chemickotechnická služba. Učební skripta. 1. vydání. Praha: Ministerstvo vnitra - generální ředitelství Hasičského záchranného sboru ČR, 2012. 310 s. ISBN 97880-87544-09-9.

Tab. 7 Spotřeba vzduchu v dýchací technice podle zátěže Spotřeba vzduchu [litr.min-1]

Zátěž Klidová HS Pacov - sezení na místě

20

průměr

20

HS Pacov - rozhození a motání hadice

51

HS Pacov - chůze se zátěží

70

HS2 Ostrava-Fifejdy - výcvik na polygonu

49

průměr

57

FBI - soustava činností (viz tab. 4)

65

HS Pacov - přenášení břemene

70

HS Pacov - dopravní nehoda

65

průměr

67

Střední

Vysoká

Realizovaná měření nám potvrdila původní hypotézu. Při porovnání naměřených hodnot s publikovanými, a mezi hasiči všeobecně známými tabulkami, jsme dospěli k rozdílným závěrům. Na zvýšení spotřeby vzduchu se dle našeho názoru podílejí tři hlavní faktory.

80



Testování vnitřního prostředí ochranných oděvů pro hasiče Testing of Internal Environment of Protective Suits for Firefighters [°C]

Bc. Jakub Němčák

70

Ing. Aleš Sagra

66

VŠB - TU Ostrava, Fakulta bezpečnostního inženýrství Lumírova 13, 700 30 Ostrava-Výškovice [email protected], [email protected], [email protected] Abstrakt Příspěvek je shrnuje výsledky testování textilií vybraných zásahových oděvů a spodního prádla. Při laboratorních experimentech byly sledovány teplotně vlhkostní parametry vnitřního prostředí za použití simulace povrchu lidského těla s odvodem tepla z povrchových částí. Testování bylo prováděno v laboratořích FBI na vzorcích dvou druhů vybraných textilií zásahového oděvu a v kombinaci se dvěmi triky, které byly zatěžovány sálavým teplem. Byly sledovány závislosti teploty mezi výměníkem tepla a trikem, trikem a oděvem a na vnější straně oděvu. Tyto experimenty byly prováděny ve dvou etapách, se suchým a mokrým trikem. Klíčová slova

Povrchová teplota kůže

Ing. Ladislav Jánošík

60

ireverzibilní změny popálením

55 53 49 43,5 40 2 10

30

60 10

sekundy

60

6

minuty

hodiny

Doba působení tepla

Obr. 1 Rychlosti vzniku ireverzibilních změn na kůži [2] Materiály Stejně jako v roce 2012 [1] byly testovány oděvy: - GoodPRO FR3 FireHorse [3], společnost VOCHOC, s.r.o., Plzeň,

Tepelná zátěž; zásahový oděv; sálavé teplo; tepelný tok, kritická teplota.

- TIGER Plus [4], společnost DEVA F-M. s.r.o., Frýdek-Místek.

Abstract

- GREY, dlouhý Frýdek-Místek,

The paper summarizes results of selected firefighters suits and underclothes testing. There were observed the temperature and density parameters of the heat flux on the inside environment under simulation of human body surface with taking away the heat during the experiment. Testing was carried out in laboratories of Faculty of Safety Engineering on two selected samples of protective suits in combination with underclothes (t-shirts) loaded by radiant heat. The temperature was observed among heat exchanger and t-shirt, t-shirt and suit and at last on the outer side of suit. These experiments were made in two phases, first with dry t-shirt, next with wet t-shirt. Key words Heat load; firefighting suit; radiant heat; heat flux; critical temperature. Úvod Cílem našich experimentů, jejichž dílčí výsledky jsou uvedeny v tomto příspěvku, bylo studium projevů tepelné zátěže působící na textilie vybraných zásahových oděvů v laboratorních podmínkách. Experimenty navazují na loňská měření, jejich výsledky byly publikovány v [1]. Opět je nutno předeslat, že cílem našich experimentů nebylo ověřovat vlastnosti textilií dle normy ČSN EN 367. Ochranné oděvy. Ochrana proti teplu a ohni. Metoda stanovení prostupu tepla při vystavení účinku plamene, ale dobrat se kritických teplot a hustot tepelného toku na vnitřní straně povrchu zásahového oděvu a trika za použití výměníku tepla simulujícího teplotu povrchu lidského těla s odvodem tepla z a do povrchových částí testovaných materiálů. Zde jsme vycházeli ze známých limitních teplot a časů pro vznik nevratných změn na kůži podle prof. Königové [2], které jsou naznačeny na obr. 1.


Jako triko pod zásahový oděv byly použity modely: rukáv,

společnost

DEVA

F-M.

s.r.o.,

- funkční triko šedé [5], společnost LUING PYREX, s.r.o., Havířov-Město. Od uvedených výrobců byly nakoupeny příslušné textilie a trika, ze kterých byly nastřihány kruhové vzorky o průměru 170 mm. Materiálové složení testovaných textilií zde neuvádím, jelikož odborné veřejnosti je toto všeobecně známé a lze jej najít na citovaných webech dodavatelů [3, 4 a 5]. Laboratorní metody testování Laboratorní testování proběhlo v laboratoři modelování na Fakultě bezpečnostního inženýrství VŠB - Technické univerzity Ostrava. Zaznamenaná teplota vzduchu v laboratoři se při testech pohybovala na hodnotě 22 ± 1 ° C a relativní vlhkost vzduchu byla 34 ± 6 %. Zkušební vzorky byly v tomto prostředí skladovány, připravovány a klimatizovány po celou dobu testování. Měření probíhala ve dnech od 31. ledna 2013 do 4. března 2013. Jako zdroj tepelné energie byl použit stejný sálavý panel s deklarovaným teoretickým výkonem 96 kW.m-2 hustoty tepelného toku a maximálně dosažitelnou teplotou 981 °C. K měření povrchových teplot textilií byly použity termočlánkové dráty typ K (NiCr-Ni) o průměru 1 mm. Data z termočlánků byla vyhodnocována a zaznamenávána měřící ústřednou Almemo 2890-4S. Zatímco měření v roce 2012 byla založena na sálání v horizontální rovině, při současných experimentech byl sálavý panel upevněn na přenosném kovovém stojanu nad vzorkem s možností jeho výškového posouvání. Rozmezí vzdáleností mezi činnou plochou sálavého panelu a povrchem vzorku bylo navrženo na hodnoty od 200 do 1400 mm. Zkušební vzorky byly uloženy horizontálně v nosné izolační desce z polystyrénu Synthos XPS PRIME 50/S50 o tloušťce 100 mm aby se zabránilo ochlazování vzorků. V této izolační desce byl zahlouben válcový otvor pro uložení výměníku tepla, který byl vytvořen ze silikonové hadičky 81


o vnějším průměru 6 mm a vnitřním průměru 4 mm zatočené do spirály (viz obr. 2). Spirála byla na vstupu zásobována vodou o teplotě 37 ± 1 °C s objemovým průtokem 0,185 l.min-1 z kanystru o objemu 10 litrů, který byl zaizolován v polystyrénovém boxu. Tento izolovaný výměník nám měl svojí teplotou simulovat povrch lidského těla. Celá sestava výměníku a zkušebních vzorků byla před vlastním experimentem ještě překryta ochranným panelem ze dvou vrstev protipožárního sádrokartonu celkové tloušťky 25 mm. Ilustrační foto sestavy je na obr. 2 vpravo.

Výsledky Z těchto měření byly získány poměrné obsáhlé soubory primárních dat. Jejichž podstatná část je prezentována ve formě grafů v bakalářské [6] a diplomové [7] práci obou spoluautorů. V tomto příspěvku nelze s ohledem na jeho požadovaný rozsah vše publikovat. Proto budou zde uvedeny jen první dílčí výsledky měření teplot, které představují maximální naměřené hodnoty. Na obr. 3 až 5 jsou uvedeny výsledky 1 etapy, na obr. 6 až 8 jsou výsledky 2. etapy měření. 80

GoodPRO a triko Grey

60

c

50

Teplota [°C]

70

GoodPRO a triko Luing Pyrex Tiger Plus a Grey Tiger Plus a triko Luing Pyrex

40

30 1400

1300

1200 1100

1000

900

800

700

600

500

Vzdálenost [mm]

Obr. 3 Maximální teploty na vnitřní straně suchého trika 170 150


110

Obr. 2 Detail výměníku, rozmístění teplotních čidel a experimentální sestava

90

Teplota [°C]

130

70

GoodPRO a triko Luing Pyrex Tiger Plus a Grey Tiger Plus a triko Luing Pyrex

50 30 1400 1300 1200 1100 1000

900

800

700

600

500

Vzdálenost [mm]

- na výměníku (vrstva mezi výměníkem a vnitřním povrchem trika, které se dotýká těla uživatele), viz obr. 2 vlevo nahoře,

Obr. 4 Maximální teploty ve vrstvě suché triko - oděv

- na vnější straně trika (vrstva mezi vnějším povrchem trika a vnitřní textilií zásahového oděvu), viz obr. 2 vlevo dole,

230 210

- na vnější textilií zásahového oděvu (strana vystavena sálavému teplu).

190

150

Metody testování byly rozvrženy do dvou etap:

130 110

1. etapa Zkoušení textilií oděvu a trika za sucha.

GoodPRO a triko Luing Pyrex Tiger Plus a Grey

90

2. etapa Zkoušení textilií oděvu a vlhčeného trika. V každé etapě byly provedeny 4 série zkoušek, při kterých se testovaly vlastnosti vzájemných kombinací textilie oděvu a trika, tedy:


170

Teplota [°C]

Teplotní termočlánková čidla byla umístěna v jednotlivých vrstvách vždy po 3 kusech následně:

Tiger Plus a triko Luing Pyrex

70 50 30 1400 1300 1200

1100 1000

900

800

700

600

500

Vzdálenost [mm]

Zkouška č. 1 TIGER plus + triko Grey.

Obr. 5 Maximální teploty na vnější straně suchého oděvu

Zkouška č. 2 TIGER plus + triko LUING PYREX. Zkouška č. 3 GoodPRO FR3 FireHouse + triko Grey.

70

Zkouška č. 4 GoodPRO FR3 FireHouse + triko LUING PYREX.

65

První etapa byla zaměřena na měření teplot na jednotlivých vrstvách zkušebních vzorků, které byly suché.

82

50 45

Teplota [°C]

55

Druhá etapa byla zaměřena na měření teplot na jednotlivých vrstvách zkušebních vzorků ve stavu, kdy triko bylo před experimentem navlhčeno. Vzorek trika byl vlhčen roztokem 9 g chloridu sodného na 1 litr vody v množství 11,3 g na vzorek. Oděvní textilie byly použity suché. Cílem bylo vždy měřit teploty, které může hasič pociťovat při požáru pod trikem, případně pod kabátem v případě užití trika s krátkým rukávem. Měření bylo prováděno od vzdálenosti 1400 mm s krokem mínus 100 mm.


60


40 35 30 1400

1300

1200

1100

1000

900

800

700

600


400

Vzdálenost [mm]

Obr. 6 Maximální teploty na vnitřní straně vlhkého trika



170 150


Teplota [°C]

130 110 90 70



50 30 1400

1300

1200

1100

1000

900

800

700

600

400

Vzdálenost [mm]

Obr. 7 Maximální teploty ve vrstvě vlhké triko - oděv

naměřených maximálních teplot v etapě testování s vlhkým trikem nejlépe dopadla kombinace textilií GoodPRO FR3 FireHouse a triko Grey. Ve variante se suchým trikem byly naměřeny nejnižší teploty u oděvu Tiger Plus a triko Grey. Vazba na projekt Tento příspěvek vznikl za podpory grantu SGS č. SP2013/187 „Experimentální výzkum chování textilií a celých materiálových sestav zásahového oděvu v různých podmínkách tepelné zátěže a dalších parametrů prostředí a stanovení limitů použití zásahových oděvů jak z hlediska použitých materiálů, tak i komfortu hasiče“. Seznam literatury [1]

Jánošík, L.; Prokeš, O.; Bernatíková, Š.; Dudáček, A.: Testování textilií zásahového oděvu pro hasiče na tepelnou zátěž. In Požární ochrana 2012. Sborník příspěvků z mezinárodní konference. Ostrava: Sdružení požárního a bezpečnostního inženýrství, 2012, s. 88-91. ISBN 978-807385-115-6. ISSN 1803-1803

[2]

Königová, R.: Komplexní léčba popálenin. 1. vydání. Praha: Grada Publishing, 2001, 253 s. ISBN 80-95824-46-9.

[3]

VOCHOC s.r.o. Produkty. [online]. 2011 [cit. 2012-02-26]. Dostupný z WWW: .

[4]

DEVA F-M s.r.o. Sortiment. [online]. 2010 [cit. 2012-02-25]. Dostupný z WWW: .

[5]

LUING PYREX s.r.o. Funkční prádlo šedé. [online]. 2012 [cit. 2012-10-25]. Dostupný z WWW: .

[6]

Němčák, J.: Zkoumání tepelně-izolačních vlastností tkanin vybraného zásahového oděvu. Bakalářská práce. Ostrava: VŠB - TU Ostrava, Fakulta bezpečnostního inženýrství, 2013. 34 s. Vedoucí práce Ing. Ladislav Jánošík.

[7]

Sarga, A.: Analýza účinků tepelného toku na organizmus hasiče. Diplomová práce. Ostrava: VŠB - TU Ostrava, Fakulta bezpečnostního inženýrství, 2013. 51 s. Vedoucí práce Ing. Ladislav Jánošík.

210 190


170

130 110 90

Teplota [°C]

150

70 50



30 1400

1300

1200

1100

1000

900

800

700

600

400

Vzdálenost [mm]

Obr. 8 Maximální teploty na vnější straně oděvu Závěr Uvedené hodnoty maximálních naměřených teplot představují základní vstupní data, která by se mohla použít k validaci a případně návrhu nových bezpečnostních expozičních limitů pro výcvikové postupy hasičů např. ve flashover kontejnerech. V další fázi tohoto projektu budou naměřené teploty ještě podrobně analyzovány, odstraněna odlehlá pozorování a chyby měření, případně budeme muset opakovat některá měření za účelem zpřesnění naměřených výsledků. Proto se zde autoři nebudou pouštět do ukvapených závěrů, který oděv a triko z testovaných vzorků je lepší. Podle


32.


ZDENċK VOJTA EMIL RUCKÝ

OSOBNÍ OCHRANNÉ PRACOVNÍ PROSTěEDKY

Osobní ochranné pracovní prostředky Zdeněk Vojta, Emil Rucký Publikace je určena pracovníkům, kteří zajišťují BOZP, což jsou jak bezpečnostní technici, kteří se touto problematikou zabývají profesně, tak i všichni ostatní, kteří se potřebují blíže seznámit jak s právními aspekty problému, tak i technickými hledisky. Publikace se v úvodní části zabývá právními předpisy týkající se pracovně právních vztahů při používání OOPP a uvádění těchto výrobků na trh. Popisuje jednotlivé OOPP, které slouží k ochraně hlavy, očí, obličeje, dýchacích orgánů, sluchu, těla, rukou, nohou a k ochraně proti pádům z výšky či do hloubky. Každá část je vždy rozdělena na kapitoly, ve kterých jsou popsány obecné vlastnosti OOPP, používané termíny a názvy, rizika přicházející v úvahu, ochranné vlastnosti, údržba. V závěru každé části je uveden seznam českých technických norem.

ISBN 80-86634-19-1. Rok vydání 2006.

cena 170 Kč

Knihu lze objednat na www.spbi.cz nebo na tel.: 597 322 970 2. vydání


83


Sádrokartonové protipožární bezpečnostní konstrukce Plasterboard Fire Safety Construction Ing. Radek Janoušek

Bezpečnostní příčky W118 (W115) s požární odolností jsou od EI 60 do EI 180 min.

KNAUF Praha, spol. s r.o. Mladoboleslavská 949/2, 197 00 Praha [email protected] Abstrakt V článku jsou představeny sádrokartonové bezpečnostní konstrukce. Základem bezpečnostních konstrukcí je kombinace sádrokartonové desky s vloženým plátem ocelového plechu. Požární odolnost konstrukcí je závislá na typu a tloušťce sádrokartonových desek.

Základem celé bezpečnostní příčky je kombinace sádrokartonové desky s vloženým plátem ocelového plechu. Princip této konstrukce tak připomíná stěnu moderního tanku či trezoru, kdy je energie zloděje „odčerpávána“ různými vrstvami ve vhodně zvolené kombinaci spojovacích prostředků a profilů. Požární odolnost je závislá na typu a tloušťce sádrokartonových desek a také na vložené tepelné izolaci.

Klíčová slova Sádrokartonové konstrukce.

desky,

požární

odolnost,

bezpečnostní

Abstract The article presents plasterboard construction safety. The basis of safety structures is a combination of plasterboard with embedded steel sheets. Fire resistance is dependent on the type and thickness of the gypsum boards. Key words Drywall, fire protection, security construction. Jednou z mála oblastí suché výstavby, která je mezi veřejností známa, jsou bezpečnostní konstrukce. Jedná se o konstrukce ze sádrokartonových desek, které odolávají vloupání do prostoru takto chráněného. Mnoho lidí může mít pocit, že sádrokarton nic takového nezvládne a jediným bezpečnostním prvkem je zděná či betonová stěna, ale tak tomu vůbec není, právě naopak. Tyto bezpečnostní konstrukce se používají nejen v bankách, ale i například pro výstavbu kojí na bankomaty v obchodních centrech, nebo také jako mezibytové příčky v bytových domech. Prostě se použijí tam, kde je třeba chránit nějaký majetek či peníze proti případným zlodějům. Kvalitu či jinak řečeno odolnost proti průniku zloděje lze odstupňovat do šesti tříd bezpečnosti (RC 1 až RC 6). Rozdíl mezi nimi je v čase, po který musí konstrukce odolávat, a také v prostředcích, které zloděj použije. Sádrokartonové konstrukce jsou zařazeny do třídy bezpečnosti RC 3.

Na základě již prověřených vlastnosti bezpečnostní příčky W118 byly vytvořeny další sádrokartonové konstrukce. Bezpečnostní předstěny Typ W623 (kotvena předsazena stěna z CD profilů). Konstrukce bezpečnostní předsazené stěny W623se skládá ze zdvojené konstrukce typu W623 a kombinací sádrokartonové desky s vloženým plátem ocelového plechu.

Obr. 2 Kotvená předsazená stěna W626 Konstrukce bezpečnostní předsazené stěny W626 se skládá ze zdvojené konstrukce typu W626 a W623 s kombinací sádrokartonové desky s vloženým plátem ocelového plechu.

Obr. 3 Samostatně stojící předsazená stěna W626 Obr. 1 Bezpečnostní příčka W118

84



Požární odolnost předsazených stěn je závislá na typu a tloušťce sádrokartonových desek a také na vložené tepelné izolaci. Samonosné podhledy D131 (s montážní dostupnosti z obou stran i s možností montáže pouze zdola).

Obr. 6 Zkoušení konstrukce na tvrdý ráz tělesem o hmotnosti 50 kg z 1 m Po splnění mechanické odolnosti se přistupuje k průlomové zkoušce, kdy se zkušebník s použitím ručního nářadí (velký a malý šroubovák, páčidlo rovné a zahnuté, kladivo, ruční vrtačka, důlčíky, plastové kliny) prolamuje skrz konstrukci. Časový limit, kdy musí konstrukce obstát, činí 5 minut celkového času. Během zkoušky se čas zastavuje při výměně nástrojů, při obhlídce vhodného postupu a samozřejmě při chvilkách odpočinku, protože zdolat takovouto konstrukci dá hodně práce. Takže 5 minut zkouškového času je složeno z 20 či 30 sekundových záběrů, kdy je konstrukce podrobena poměrně brutální destrukci pomoci ručního nářadí.

Obr. 4 Podhled D131 montovaný pouze zespod

Obr. 5 Podhled D131 montovaný z obou stran Požární odolnost podhledů je závislá na typu a tloušťce sádrokartonových desek a také na vložené tepelné izolaci. Obr. 7 Po pěti minutách….konstrukce vydržela…. Výše jmenované bezpečnostní prvky jsou tvořeny kombinací sádrokartonových desek Knauf White tloušťky 12,5 mm a vkládaným ocelovým plechem tloušťky pouhých 0,6 mm. V případě potřeby je možné sádrokartonové desky Knauf White 12,5 mm nahradit jakoukoliv jinou sádrokartonovou či sádrovlaknitou deskou Knauf stejné nebo větší tloušťky, a tak libovolně přizpůsobovat akustické či požárně ochranné výkony. Je třeba připomenout, že montovat systém ochranných konstrukcí podléhá zvláštnímu proškolení montážní firmy. Zkoušení

Zdroj použitých obrázků: Knauf Praha.

Zkušební postup zahrnuje zkoušky mechanických parametrů konstrukce a dále průlomovou zkoušku. Díky této zkoušce (podle ČSN EN 1630) bylo prokázáno, že bezpečnostní předstěna i strop snesou ráz 50 kg ze vzdálenosti 1 m, a to bez jakéhokoliv poškozeni.


85


Vliv proudění na maximální výbuchové parametry The Influence of Flow on Maximum Explosion Parameters -1

(dp/pt)max [MPa.s ]

Ing. Miloslava Jánská Ing. Petr Lepík Ing. Jiří Serafín Ing. Miroslav Mynarz

1,0 0,8 vliv turbulence 0,6 0,4

VŠB - TU Ostrava, Fakulta bezpečnostního inženýrství Lumírova 13, 700 30 Ostrava - Výškovice [email protected], [email protected], [email protected], [email protected]

0,2 0 0

10

5

15

množství metanu ve vzduchu [obj. %]

Abstrakt

Obr. 1 Vliv turbulence na výbuchovou charakteristiku metanu [1]

Článek se zabývá zkoumáním vlivem proudění vzdušin na maximální výbuchové parametry hořlavé kapaliny (technického lihu). Je zde uveden postup experimentu a vyhodnocení naměřených dat. Klíčová slova Hořlavá kapalina; proudění; technický líh; výbuchové parametry; výbuchový autokláv. Abstract The article examines the influence of air mass flow to the maximum explosion parameters flammable liquids (technical alcohol). Is listed here progress of the experiment and data evaluation. Key words

Technický líh Pro experimentální měření byl použit technický líh od výrobce Severochema Liberec. Technický líh je bezbarvá kapalina s charakteristickou alkoholovou vůní. Jedná se o hořlavinu 1. Třídy. Teplota vznícení je 415 °C (čistý etanol), bod vzplanutí 14 °C (čistý etanol), meze výbušnosti 3,9 - 20,5 obj. %. Látka je neomezeně rozpustná ve vodě s tenzí par 5,6 kPa při 20 °C. Složení technického lihu uvádí tab. 1 [3]. Tab. 1 Složení technického lihu [3] Chemický název

Klasifikace, výstražné symboly, H a R-věty

Obsah [%]

CAS

ES

58 - 90

64-17-5

200-578-6

Flam. Liq 2, H225, F, R11

Explosion autoclave; explosion parameters; flammable liquid; flow; technical alcohol.

ethanol

Úvod

propan-2-ol

5.10

67-63-0

200-661-7

Flam. Liq 2, Eye Irrit 2, STOT SE 3, H225, H319, H336, F, Xi, R11-36-67

butanon

> 1,0

78-93-3

201-159-0

F, Xi, R11-3666-67

< 0,00001

3734-33-6

223-095-2

Xn, Xi, R2236/37/38

Vliv proudění (turbulence) na průběh výbuchu a na jeho maximální výbuchové parametry je obvykle zkoumán především ve vztahu k výbuchům hořlavých prachů nebo pracho-plynových (hybridních) směsí. Vliv proudění u výbuchu hořlavých plynů a par hořlavých kapalin je však také nezanedbatelný. V průmyslových provozech, kde se pracuje s hořlavými plyny a kapalinami ovšem může proudění podstatně ovlivnit výbuchové parametry těchto látek. Cílem tohoto článku je prozkoumat vliv proudění na výbuchové parametry hořlavé kapaliny a to technického lihu. Vliv turbulence směsi na výbuchové parametry

pmax [MPa]

S rostoucí turbulencí směsi v okamžiku iniciace se zvyšují maximální výbuchové parametry, zejména maximální rychlost narůstání výbuchového tlaku. Nárůst parametrů je větší u plynů a par s nízkou hodnotou kubické konstanty v klidovém stavu. Například u metanovzduchové směsi činí nárůst o cca 700 %. Vliv turbulence na výbuchovou charakteristiku metanu je znázorněn na obrázku č. 1. [1] 1,0

0,8 vliv turbulence 0,6 0,4 0,2 0 0

5

10

15

množství metanu ve vzduchu [obj. %]

86

denatonium benzoate

Výbuchový autokláv VA - 250 Experimentální měření vlivu proudění na výbuchové parametry technického lihu bylo prováděno na výbuchovém autoklávu VA - 250, který má objem 250 l a je určen pro měření maximálních výbuchových parametrů hořlavých plynů, par hořlavých kapalin, hořlavých prachů a jejich kombinací. Dále je možné využít toto zařízení k měření mezí výbušnosti a limitního obsahu kyslíku. Schéma výbuchového autoklávu je uvedeno na obr. 2. Postup měření Měření probíhalo za atmosférického tlaku a teploty uvnitř zařízení 30 °C. Postup měření byl následující. K elektrodám se upevnil chemický iniciátor (mžikový elektrický palník) o iniciační energii 86 J. Po té se na plotýnku umístila odpařovací miska s požadovaným množstvím vzorku. Po těchto krocích se výbuchový autokláv uzavřel a zapnula se plotýnka, která byla nastavena na teplotu 150 °C a pustilo se míchadlo, které zajišťuje homogenizaci směsi. Po uplynutí potřebné doby odpařování, kterou bylo potřeba stanovit před samotným měřením, se v případě měření výbuchových parametrů bez proudění míchadlo vypnulo a čekalo se 2 minuty, než se směs ustálí a po té bylo možné připravenou směs iniciovat. V případě měření výbuchových parametrů Ostrava 4. - 5. září 2013


s vlivem proudění se míchadlo ponechalo puštěné s nastavenými požadovanými otáčkami a směs se iniciovala. Průběh výbuchu byl zaznamenán tlakovým čidlem a uložen na počítači.

8

pmax [bar]

7 6 5 4 3

3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 Koncentrace [obj. %]

Obr. 3 Závislost výbuchového tlaku na koncentraci - bez proudění

(dp/dt)max [bar.s-1]

260 210 160 110

Obr. 2 Schéma výbuchového autoklávu VA - 250 [2] 15. 16. 17. 18. 19. 20. 21. 22. 23. 24. 25. 26. 27.

Krycí síto Míchadlo Nastavitelný rozviĜovací kužel Pneumatický ventil rozviĜovaní Zásobník rozviĜovaného vzorku Manometr Elektromagnetický ventil Elektromagnetický ventil PLYN 1 Elektromagnetický ventil PLYN 2 Elektromagnetický ventil odtlakování Elektronika autoklávu Motor vývČvy PĜevodník elektrického signál

Výsledky experimentálního měření Měření maximálních výbuchových parametrů technického lihu bylo provedeno celkem pro 3 situace. Byly měřeny hodnoty bez proudění (otáčky 0/min) a pro dvě hodnoty proudění a to při otáčkách ventilátoru 850/min a 1720/min. Výsledky experimentálního měření jsou uvedeny v tab. 2 a obr. 3 a 4 pro stav bez proudění (otáčky 0/min), v tabulce č. 3 a obr. 5 a 6 pro otáčky ventilátoru 850/min a v tab. 4 a na obr. 7 a 8 pro otáčky ventilátoru 1720. V tab. 5 a 6 jsou uvedeny hodnoty výbuchových tlaků a rychlosti nárůstu výbuchových tlaků pro jednotlivé měřené případy s uvedením procentuálního nárůstu výbuchových parametrů. Obr. 9 a 10 znázorňují průběhy výbuchových tlaků a nárůstu výbuchových tlaků pro jednotlivá měření s prouděním a bez proudění. Tab. 2 Výbuchové parametry technického lihu bez proudění

10

3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 Koncentrace [obj. %]

Obr. 4 Závislost rychlosti nárůstu výbuchového tlaku na koncentraci - bez proudění Tab. 3 Výbuchové parametry technického lihu otáčky 850/min Koncentrace [obj. %]

Maximální výbuchový tlak pmax [bar]

Maximální rychlost nárůstu výbuchového tlaku (dp/dt)max [bar.s-1]

Kubická konstanta KG [bar.m.s-1]

5

5,22

64,80

40,82

7

6,64

134,10

84,48

9

7,03

178,20

112,26

11

7,31

235,30

148,23

12

7,60

258,40

162,78

13

7,81

310,10

195,35

15

7,47

191,20

120,45

17

7,12

158,70

99,97

19

6,87

124,20

78,24

8

pmax [bar]

Horní polokoule Dolní polokoule Spodní rámová konstrukce Pohyblivá rámová konstrukce Hydraulický píst na otvírání komory Uzavírací kameny - 12 ks. (zámky) Hydraulický píst pro uzavírací kameny Hydraulická jednotka Motor hydraulické jednotky Tlakové þidlo Kontakty pro iniciaci palníku Elektrody vysokého napČtí Vyjímatelná topná plotýnka Pneumatický ventil vývČvy

7




3,9

3,19

17,10

10,77

5

4,11

23,40

14,74

7

5,07

39,20

24,69

9

5,85

90,90

57,26

11

6,89

158,50

99,85

12

7,23

230,10

144,95

13

7,66

261,30

164,61

15

7,26

113,90

71,75

100

17

6,68

87,90

55,37

50

19

6,04

35,30

22,24

Koncentrace [obj. %]

6

5

3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 Koncentrace [obj. %]

Obr. 5 Závislost výbuchového tlaku na koncentraci - otáčky 850/min 300


1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. 8. 9. 10. 11. 12. 13. 14.

60

250 200 150

3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 Koncentrace [obj. %]

Obr. 6 Závislost rychlosti nárůstu výbuchového tlaku na koncentraci - otáčky 850/min Ostrava 4. - 5. září 2013

87


5

5,41

97,80

61,61

7

6,75

215,00

135,44

9

7,30

263,00

165,68

11

7,65

292,50

184,26

12

7,90

323,40

203,73

Nárůst rychlosti nárůstu výbuchového tlaku z otáček 0/min na otáčky 850/min [%]

Maximální rychlost nárůstu výbuchového tlaku (dp/dt)max [bar.s-1] otáčky 1720/min

13

8,06

361,30

227,60

3,9

17,1

-

23,4

64,8

177

97,8

318


Nárůst rychlosti nárůstu výbuchového tlaku z otáček 0/min na otáčky 1720/min [%]





Tab. 6 Maximální rychlost nárůstu výbuchového tlaku technického lihu



Tab. 4 Výbuchové parametry technického lihu otáčky 1720/min

-

15

7,89

293,90

185,15

5

17

7,79

275,90

173,81

7

39,2

134,1

242

215,0

448

19

7,53

253,00

159,38

9

90,9

178,2

96

263,0

189

11

158,5

235,3

48

292,5

85

12

230,1

258,4

12

323,4

41

13

261,3

310,1

19

361,3

38

15

113,9

191,2

68

293,9

158

17

87,9

158,7

81

275,9

214

19

35,3

124,2

252

253,0

617

pmax [bar]

8

7

6

5

8

3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 Koncentrace [obj. %] pmax [bar]

7

Obr. 7 Závislost výbuchového tlaku na koncentraci - otáčky 1720/min

6 5 4


330

3

3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 Koncentrace [obj. %]

280 230

OTÁKY0

180

OTÁKY850

OTÁKY1720

Obr. 9 Maximální výbuchový tlak technického lihu

130 360

80


3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 Koncentrace [obj. %]

Obr. 8 Závislost rychlosti nárůstu výbuchového tlaku na koncentraci - otáčky 1720/min

310 260 210 160 110 60 10

Nárůst maximálního výbuchového tlaku z otáček 0/min na otáčky 1720/min [%]

3,9

3,19

-

-

-

-

5

4,11

5,22

27

5,41

32

7

5,07

6,64

31

6,75

33

9

5,85

7,03

20

7,30

25

11

6,89

7,31

6

7,65

11

12

7,23

7,60

5

7,90

9

13

7,66

7,81

2

8,06

5

15

7,26

7,47

3

7,89

9

17

6,68

7,12

7

7,79

17

19

6,04

6,87

14

7,53

25

88

Maximální výbuchový tlak pmax [bar] otáčky 1720/min

Maximální výbuchový tlak pmax [bar] otáčky 0/min

Nárůst maximálního výbuchového tlaku z otáček 0/min na otáčky 850/min [%]

3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 Koncentrace [obj. %]


Maximální výbuchový tlak pmax [bar] otáčky 850/ min

Tab. 5 Maximální výbuchový tlak technického lihu

OTÁKY0

OTÁKY850

OTÁKY1720

Obr. 10 Maximální rychlost nárůstu výbuchového tlaku technického lihu

Závěr Cílem tohoto článku bylo prozkoumání vlivu proudění na maximální výbuchové parametry technického lihu. Experimentálně byly naměřeny hodnoty maximálního výbuchového tlaku pmax a rychlosti nárůstu výbuchového tlaku (dp/dt)max pro nulové otáčky (bez proudění) a pro otáčky ventilátoru 850/min a 1720/ min. Jak je z obr. 9 a 10 patrné s rostoucími otáčkami ventilátoru (rostoucím prouděním) roste jak výbuchový tlak, tak i rychlost nárůstu výbuchového tlaku. Výraznější nárůst je u rychlosti nárůstu výbuchového tlaku. Nárůst výbuchového tlaku pro otáčky 850/min vůči výbuchovému tlaku bez proudění se pohybuje od 2 % do 31 % a pro otáčky 1720/min se pohybuje od 5 % do 33 %. U rychlosti nárůstu výbuchového tlaku je nárůst rychlosti pro otáčky 850/min vůči rychlosti bez proudění od 12 % do 252 % a pro otáčky 1720/min je nárůst od 38 % do 617 %. Ostrava 4. - 5. září 2013


Použitá literatura [1] Damec, J: Protivýbuchová prevence. Edice SPBI SPEKTRUM 8. Ostrava: Sdružení požárního a bezpečnostního inženýrství. Dotisk 1. vydání. 2005. 1ŘŘ s. ISBN 80-86111-21-0. [2] Lepík, P.: Vliv turbulence na výbuchové parametry. Ostrava, 2011. 82 s. Diplomová práce. VŠB - TU Ostrava, Fakulta bezpečnostního inženýrství. [3] Liberec, Severochema. Bezpečnostní list. [online]. 2011 [cit. 2013-07-10]. Dostupné z: http://www.severochema. cz/sqlcache/23%20BL%20Lih%20technicky%20(novela_ REACH)_2.pdf.

Publikace z edice SPBI SPEKTRUM Prevence technologických zařízení EDICE SPBI SPEKTRUM

30.


IVANA BARTLOVÁ JAROSLAV DAMEC

PREVENCE TECHNOLOGICKÝCH ZAěÍZENÍ

Ivana Bartlová, Jaroslav Damec Publikace je rozdělena do tří částí. V první části vysvětluje podstatu mimořádných událostí. Je zdůrazněn význam prevence závažných havárií, systematického provádění analýz rizik techno-logických procesů ve světě i v ČR a řízení rizik. Stručně jsou rozebrány i některé metody identifikace nebezpečí. Obsahem části dvě je objasnění pojmů a veličin používaných pro vyjádření nebezpečných vlastností jednotlivých látkových souborů a jejich ovlivnění pracovními podmínkami. Velká pozornost je věnována aktivním i pasivním preventivním opatřením. Jejich důsledné dodržení je zárukou bezpečné práce výrobních zařízení. Ve třetí části jsou uvedeny příklady vybraných technologií.

ISBN 80-86634-10-8. Rok vydání 2002.

EDICE SPBI SPEKTRUM

XIII.

cena 170 Kč

Prevence a připravenost na závažné havárie Ivana Bartlová

Od vydání Analýzy nebezpečí a prevence průmyslových havárií II - Analýza rizik a připravenost na průmyslové havárie došlo k podstatným změnám v legislativě, především v oblasti prevence závažných havárií. Byl vydán IVANA BARTLOVÁ zákon č. 59/2006 Sb., o prevenci závažných havárií, který je aplikací novelizované směrnice Rady 96/92/EC, tzv. SEVESO II direktivy (směrnice Rady 2003/105/EC). Z tohoto důvodu je vysvětlen vývoj v legislativě pro oblast PREVENCE A PěIPRAVENOST prevence a připravenosti na závažné havárie v Evropské unii i České republice a hlavní pozornost je zaměřena na NA ZÁVAŽNÉ HAVÁRIE požadavky zákona č. 59/2006 Sb., o prevenci závažných havárií a jeho prováděcích předpisů. SDRUŽENÍ POŽÁRNÍHO A BEZPEýNOSTNÍHO INŽENÝRSTVÍ

ISBN 978-80-7385-049-4. Rok vydání 2008.

cena 45 Kč



89


Study of Minimum Ignition Temperature in Layer and Cloud of Dusts Obtained from Different of Wooden Waldemar Jaskółowski, Ph.D.1 Paweł Ogrodnik, Ph.D.

1

Szymon Ptak, Ms.C ing.1 Damian Foks, Ms.C.2 The Main School of Fire Service, Faculty of Fire Safety Engineering 52/54 Słowackiego St., 01-629 Warsaw, Poland 2 County Headquarters of the State Fire Service in Zgierz [email protected] 1

Abstract This paper presents the results of the experiments on the minimum ignition temperature of a dust layer and of a dust cloud. The tests have been performed for selected dusts obtained from European and exotic wood species. Tests have been performed in accordance with EN 50281-2-1. Method A involves determining the minimum temperature at which the ignition of dust and/or its decomposition on a hot plate at constant temperature occurs. Presented study was conducted to identify the threats connected with various equipment and constructions in the industry, at which accumulation of dust is expected, as well as increased temperature of the surfaces during its operation. Method B is complementary to the method A. It is used in relation to industrial equipment, inside which dust may exist in the form of cloud during short periods of time. Key words Wood, dust layer, dust, dust cloud, minimum ignition temperature. Introduction Wood, due to its profitable characteristics of durability, aesthetic appearance and the ease of acquisition and processing has gained immense popularity. The modern world is still using wood in various forms in a great extent. Recently in Poland the only wood used for the industry was the one of Polish and European origin. However, in last few years a rising interest in exotic wood was observed [1 - 3], as aesthetic values make them competitive to the ones of European origin. Wood made of exotic species, present on polish market since several years, gradually earns the trust of rising group of supporters. Growing demand for floors, veneers and slabs made of exotic wood is observed. Despite considerable differences in their external appearance, different physical properties of exotic wood should be emphasized. During wood production, scrap material like dust should be expected. It poses considerable danger for employees’ life and health (occupational safety and health) and fire and/or explosion danger. Accidental dust explosions are a major concern in many industries handling combustible dusts. Calculating the probability of the failure event associated with dangers in particular industry (e.g. fire, explosion) and its potential impact is an essential element of the risk assessment process. A fair dust explosion risk assessment is a thorough process involving the identification of all hazards, their probability of occurrence and the severity of potential consequences [4]. The next step should be the determination of possible solutions that are expected to reduce calculated risk, after implementation.

Physical properties of the dust which is present in particular work environment determines the character of the danger. The analysis of available literature [5 - 7] shows that most of it concerns mainly the danger made the airborne dust (aerosol). Moreover it concerns only the wood dust of European origin. However, dust deposition is as dangerous as the airborne dust. The presence of solid particles is mainly connected with the danger for smoldering but this process may cause an explosion, when started in the dust layer. To ensure acceptable level of risk in the industry, explosion characteristics of particular dust should be determined. Among other parameters, these consists of e.g. ignition temperature of a 5 mm layer of dust (T5mm) and ignition temperature of the dust cloud (TCL). According to ATEX directive, hot surfaces of electrical devices should not exceed the value of 2/3 of minimal ignition temperature of dust cloud, and its temperature should be at least 75 K lower than the ignition temperature of a 5 mm layer of dust (if dust deposits does not exceed 5 mm in hight). According to experimental tests, the dependence between flammability and values of ignition temperatures of hot surfaces can be determined and one can prevent and/or minimize the risk of fire and/or explosion of dusts. Experimental data Wood samples (pine, beech, oak, lapacho, teak and eucalyptus) were planed into a dust, crumbled inside a vibratory disk mill. Vibrating screen was later used to separate different sized particles. Screening deck of 200 μm was used, what means, that all test samples consisted of the particles of less than 200 μm in diameter. Ignition temperature of dust was determined with the use of the methodologies described in PN EN 50281-2-1:2002 [8]. The determination of ignition temperature of layer was carried out using a test stand as shown in fig 1. 5 mm high metal ring was placed on a furnace’s hotplate, filled with dust and heated. According to the test method, ignition of dust layer occurs if: a) smoldering fire or flames are observed, or b) dust temperature reached 450 °C and transforms to smoldering fire or flames are observed, or c) dust temperature is 250 K higher than the temperature of the hotplate and transforms to smoldering fire or flames are observed. thermocouple measuring hotplate’s temperature

hotplate

thermocouple measuring dust layer temperature

ring forming dust layer heater

Fig. 1 The test stand for the determination of the ignition temperature of 5 mm layer of dust 90



The determination of ignition temperature of dust cloud was carried out using the test stand shown in fig. 2. When the temperature of the furnace reaches required value, compressed air is used to form a dust cloud inside the vessel. The temperature is being decreased until the explosion does not occur. The minimal ignition temperature (MIT) is the lowest furnace temperature at which dust ignition is obtained (fig. 2), decreased by 20 K, if the procedure is followed.

Fire and/or explosion of examined dusts should be expected in the wood industry. As shown in the tables, determined temperatures are in the range 300 °C - 350 °C. Dusts of European origin are characterized by ignition temperatures similar to eucalyptus dust. Other dusts of exotic origin (lapacho, teak) ignited in lower temperatures. Despite different origins of examined dusts, all of them ignited after approximately 3 4 minutes after 5 mm layers were put on the hotplate. Generally, it should be noticed, that wood dusts of European origin are characterized by ignition temperatures approximately 20 - 30 K higher than in case of the ones of exotic origin. Conclusions In all industries, where dusts are present, either as a scrap material or raw material, fire and explosion hazard should be considered. Generally the statement might be made, that depending on the form in which the dust is present in particular industry, different hazard should be expected. If dust clouds are formed, the greatest hazard is connected with its explosion. On the other hand dust deposition poses fire hazard. However, these two phenomena are inseparable, as every dust layer may form a dust cloud and every dust cloud eventually deposits on a surface. Ones should also remember that fire may cause an explosion, as well as the explosion may subsequently cause a fire.

Fig. 2 The test stand for the determination of minimal ignition temperature of cloud of dust Results and discussion The results are shown in Tab. 1 - 2. In fig. 3 the ignition of a dust cloud and dust layer are presented.

Despite the fact that small quantity of dust was used during the experiments, considerable flame was observed, as a result of ignition, as shown in the fig. 3. If related to macro - scale, it is easy to imagine the extent of the danger posed by dust explosions in the industry. To prevent the ignition of dust in wood industry, ones should obey the law concerning fire and explosion safety, control potential ignition sources, and also ensure, if all occupational safety and health regulation are followed. It is vital to control maximal temperature of electric devices in the industry. The temperature of hot surfaces should not exceed 2/3 of minimal ignition temperature of dust cloud and should be at least 75 K lower than minimal ignition temperature of 5 mm dust layer. References

a)

[1]

Wesselink, A.; Ravenshorst, G.J.P: Application and quality requirements for (tropical) hardwoods. Conference COST E53, 29-30 October 2008, Delft, the Netherlands; 31-39.

[2]

Kozakiewicz, P.; Szkarałat, D.: Tik (Tectona grandis Linn.f.) - drewno egzotyczne z południowo-wschodniej Azji, Przemysł Drzewny (2004) nr 2: 27-30.

[3]

Kozakiewicz, P.: Jatoba (Hymenaea courbaril Linn.) - drewno egzotyczne z Ameryki Południowej. Przemysł Drzewny (2005) nr 9-10: 25-28.

[4]

Davis, S.D.; Hinze, P.C.; Hansen, O.R.; Wingerden, K.: Does your facility have a dust problem: Methods for evaluating dust explosion hazards, Journal of Loss Prevention in the Process Industries 24 (2011) 837- 846.

[5]

El-Sayed, S.A.; Abdel-Latif, A.M.: Smoldering combustion of dust layer on hot surface, Journal of Loss Prevention in the Process Industries 13 (2000); 509-517.

[6]

Lebecki, K.; Dyduch, Z.; Fibich, A.; Śliż, J.: Ignition of a dust layer by a constant a heat flux, Journal of Loss Prevention in the Process Industries 16 (2003); 243-248.

[7]

Dyduch, Z.; Majcher, B.: Ignition of a dust layer by a constant a heat flux-heat transport in the layer, Journal of Loss Prevention in the Process Industries 19 (2006); 233-237.

[8]

PN-EN 50281-2-1:2002 Electrical apparatus for use in the presence of combustible dust - Part 2-1: Test methods Methods for determining minimum ignition temperatures of dust (Urządzenia elektryczne do stosowania w obecności pyłów palnych - Część 2-1: Metody badania - Metody oznaczania minimalnej temperatury zapłonu pyłu).

b)

Fig. 3 Ignition of dust cloud (a) and dust layer (b) Tab. 1 Minimal ignition temperature of a dust cloud No.

Type of dust

Ignition temperature of cloud of dust

1.

Oak

460 °C

2.

Pine

450 °C

3.

Beech

450 °C

4.

Teak

430 °C

5.

Lapacho

430 °C

6.

Eucalyptus

430 °C

Tab. 2 Minimal ignition temperature of 5 mm dust layer No.

Type of dust

Ignition temperature of layer of dust

7.

Oak

340 °C

8.

Pine

350 °C

9.

Beech

340 °C

10.

Teak

320 °C

11.

Lapacho

300 °C

12.

Eucalyptus

340 °C


91


Taktické řízení mimořádné události interaktivní mapou s napojením na výjezdová vozidla Tactical Management of Crisis by Interactive Map Integrated with Emergency Vehicles Ing. David Jirouš1 Boris Procházka

2

Hasičský záchranný sbor Jihomoravského kraje Zubatého 1, 614 00 Brno 2 GINA Software, s.r.o. U Vodárny 3032/2a, 616 00 Brno [email protected], [email protected]

1

Abstrakt Článek se zabývá moderními způsoby řízení a koordinace jednotek HZS v rámci zásahu u mimořádné události. Popisuje problémy a nedostatky v koordinaci v rámci historicky jednoho z největších lesních požárů v ČR, který zasáhl území obce Bzenec, a definuje požadavky na možné řešení. V rámci článku je představen systém GINA, taktický koordinační systém do terénu, který byl v rámci následné spolupráce integrován s KOPIS HZS JmK. Článek se zabývá i vybavením výjezdových vozů v podobě tabletů a možnosti jejich využití v rámci rutinních zásahů. Následují praktické zkušenosti s provozem v rámci HZS JmK a výsledky nasazení systému v rámci povodní 2013. Klíčová slova Taktický GIS, Koordinační systém do terénu, HZS tablet pro výjezdová vozidla, Bzenec 2013. Abstract This thesis aims on modern approaches in management and coordination of Czech firefighting task forces during crisis. It identifies problems in coordination on the example of one of the historically biggest wildfire in Czech Republic, which stroke a region of Bzenec. It also defines the requirements of possible solution. This is followed by introduction of a system GINA which is a mobile tactical coordination system for usage in the field. Thanks to following cooperation with firefighting units the system was integrated with dispatching center (KOPIS) of firefighters of South-Moravian Region. The document covers also equipment of emergency vehicles by tablet computers and possibilities of their application for everyday tasks. The last part focuses on practical experience with the system during its operation within tasks of firefighting units of South-Moravian Region and the results of its deployment during the flooding in 2013. Keywords Tactical GIS, Mobile coordination system, Tablet computers for emergency vehicles, Bzenec 2013. 1. Úvod Rychlé a přesné rozhodování je klíčem k úspěchu při nenadálých událostech, kdy jsou ohroženy lidské životy a zdraví nebo majetek velkého rozsahu. Každé rozhodnutí je založeno na aktuální množině informací a faktů, které má štáb, resp. velitel zásahu v danou chvíli k dispozici. Efektivní výměna informací je v tomto případě velmi důležitá, neboť v některých případech může chybné rozhodnutí znamenat rozdíl mezi životem a smrtí. 2. Požár u Bzence Před více než rokem zpozorovali lidé projíždějící kolem 92

Bzenecké Doubravy nad korunami stromů hustý kouř. Právě tehdy začal největší požár v České republice za posledních patnáct let. Celková způsobená škoda se vyšplhala na 27 milionů korun. Popelem lehlo sto sedmdesát čtyři hektarů lesa. Hašení požáru se zúčastnilo přes 360 zásahových vozidel a 1500 hasičů, kteří zasahovali v celkově 5-ti úsecích. Zdolávání požáru bylo pro velké sucho a značný vítr od začátku velmi komplikované a způsobilo rychlou eskalaci události na zvláštní stupeň poplachu. Zdolávání takto rozsáhlého požáru v neznámem místě, kde se situace díky silnému větru velmi často měnila z minuty na minutu, bylo velmi náročné. Tradiční postupy taktického řízení, kdy byly informace vkládány do papírové mapy (byla k dispozici pouze jediná - porostní mapa spol. Lesy ČR), selhávaly, neboť nebylo možné informace v mapě snadno aktualizovat, natož pak rychle předávat dalším jednotkám (bylo nutné si vždy zkopírovat aktuální obsah mapy). Zároveň, koordinace jednotek v místě zásahu byla v drtivé většině vedena přes fónickou komunikaci, kde více než 70% veškerého radioprovozu bylo „spáleno“ právě na lokalizaci a popis místa, kde se jednotky nachází (nehledě na to, že pokrytí signálem bylo v místě velmi slabé a zásah probíhal ve velmi homogenním terénu, lesním porostu, kde pro vzájemnou orientaci, resp. koordinaci nebylo možné použít žádných záchytných bodů). Za účelem rychlé rekognoskace terénu byl nasazen i vrtulník, záznam získaný za letu však bylo možné analyzovat až po přistání a jeho následném zpracování, tedy s několikahodinovým zpožděním. Požár u Bzence ukázal nutnost zabývat se pokročilými prvky taktické komunikace a koordinace založených na moderních technologiích. Za tímto účelem došlo k formálnímu navázání spolupráce mezi Hasičským záchranným sborem Jihomoravského kraje a společností GINA Software, s.r.o., která se taktickou komunikací a koordinací zabývá. 3. Taktická koordinace v terénu Během Bzeneckého požáru byly identifikovány čtyři klíčové problémy, které bylo při tak rozsáhlé události nutné řešit: • Sběr „živých“ (aktuálních) informací přímo v terénu, • Efektivní koordinace zasahujících jednotek, • Bezpečnost zasahujících, • Okamžitá výměna informací. Zároveň bylo nutné najít řešení, jak rozšířit aktuálně jediný, při rozsáhlých akcích velmi přetížený, fónický komunikační kanál. Jako řešení se ukazuje zavedení jednotné interaktivní mapy, která umožňuje přenášet informace, které jsou po vysílačce jen těžko sdělitelné nebo jejichž přenos hlasem je velmi neefektivní (př. hlášení polohy, popis místa zásahu, …). Dochází tak k rozšíření komunikačního kanálu o další informace, jako je přesná geografická lokace, prostorový tvar, piktogram, text, obrázek nebo krátké video spojené s místem zásahu. Tyto požadavky vedly k počátku testování systému GINA, který je řeší. Systém GINA lze charakterizovat jako sytém typu taktický GIS. Jedná se tedy o systém určený především do terénu, který umožňuje společně sdílet živý aktuální obraz situace za pomoci interaktivní mapy. Systém se skládá z odolných mobilních terminálů, tabletových počítačů, malých lokalizačních zařízení a PC software pro štáb. Systém je otevřený i pro vstup dat z komponent třetích stran, mezi které patří např. autonomní snímkovací letadlo nebo dobrá Ostrava 4. - 5. září 2013


propojitelnost s již existujícími systémy. Všechny komponenty jsou propojeny do jednoho celku, které poskytují informační podporu jednotkám zasahujících v terénu. V rámci mobilních terminálů, tabletů a operačního software je možné mapovat aktuální situaci přímo v terénu, posílat jednotky do míst jejich pouhým tažením v mapě (tzv. drag&drop), přiřazovat jednotkám úkoly a sledovat jejich plnění. Vše živě a v reálném čase s možností pozdějšího přehrání celého zásahu.

Obr. 2b Řešení pro tablety pro výjezdové vozy 4. Nasazení systému GINA v rámci HZS ČR Obr. 1 Schéma systému GINA V rámci intenzivní roční spolupráce mezi Hasičským záchranným sborem Jihomoravského kraje a společností GINA Software, s.r.o., došlo k postupné adaptaci systému GINA do prostředí hasičského záchranného sboru, kde mezi dva klíčové prvky patří: • Propojení systému GINA s aplikací SPOJAŘ a současně s GISovým systémem, který běží na krajském operačním a informačním středisku HZS JmK, • Vytvoření řešení pro tablety využívané na výjezdové technice. Řešení pro tablety bylo vytvořeno na míru požadavkům HZS JmK především za účelem využívání výhod taktické komunikace i během rutinních operací. Obsahuje informace o příkazu k výjezdu s možností okamžitého otevření příslušné dokumentace zdolávání požáru, navigaci k místu zásahu se zobrazením polohy a pohybu ostatních jednotek, či možnost zkoumat místo zásahu (poloha hydrantů, katastrální mapa, satelitní pohled…). To vše v jedné jednoduché aplikaci sloužící pro řešení každodenních zásahů s možností zapojení i do rozsáhlých akcí. Podporuje také zobrazování kreseb v mapě přímo z krizového štábu, popř. štábu velitele zásahu, či real-time snímků pořízených např. z vrtulníku.

V rámci vzájemné spolupráce byl systém GINA inkrementálně testován a integrován se stávající infrastrukturou Hasičského záchranného sboru ČR. Mezi hlavní milníky vzájemné spolupráce lze považovat účast na následujících cvičeních a akcích s níže popsanými poznatky. Období

Událost Bzenecký požár

Nutnost koordinace stovek jednotek na jednom místě.

Červen 2012

Analýza požáru

Požadavky na lokalizaci jednotek s možností zákresů místa zásahu - rozhodnutí o potřebě taktického systému.

Říjen 2012

Tablet pro výjezdová vozidla

Definice požadavků na tablet - použití pro rutinní i rozsáhlé akce

Listopad 2012

Cvičení pátrací akce HZS/PČR

Využití systému při taktickém cvičení hledání pohřešované osoby v lesním porostu (parašutista ve stromech). Využití kapesních lokalizačních jednotek v rojnici. Mobilní terminály využity pro vymezení pátracích koridorů jednotlivých týmů a pro zákresy významných bodů (studna / chata / neprohledaná oblast). Byla také využita možnost vykreslení prohledaných / neprohledaných oblastí na operačním středisku i ve štábu velitele zásahu.

Leden 2013


Nasazení první verze tabletů na velitelský automobil.

Únor 2013

Integrace s KOPIS HZS JmK

Propojení systému GINA s KOPIS HZS JmK. Možnost předávání statusů, příkazů k výjezdů a poloh.

Květen 2013

Cvičení - Březina (HZS JmK)

Využití systému v rámci cvičení požár lesa. Mapování místa zásahu (zpevněné cesty pro cisterny, směry pohybu cisteren, rozmístění požární techniky), lokalizace cisteren včetně analytických výpočtů (čas potřebný cisterny pro naplnění vyprázdnění), využití čtyřkolek a motocyklů s lokalizačním přístrojem umožňující stiskem tlačítka označit epicentrum požářiště či mapovat sílu signálu (Matra/GSM). Byl testován i bezpilotní letoun (spolupráce s VÚT - ústav letectví).

Květen 2013

Cvičení Rejvíz (HZS OLK)

Využití systému v rámci cvičení Olomouckého kraje, požár lesa v nepřístupném terénu - Rejvíz Jeseníky. Využití systému v rámci štábu velitele zásahu pro přenos informací štáb - místo zásahu. Značení evakuovaných oblastí, rozmístění jednotek a směr postupu požáru. Využití systému pro přenos real-time fotografií z vrtulníku.

Červen 2013

Povodně 2013

Kapitola 5

Obr. 2a Řešení pro tablety pro výjezdové vozy


Poznatky

Květen 2012

93


Období

Událost

Srpen 2013 (odhad)


Rozšíření tabletů na další požární techniku, včetně techniky JSDHo.

Poznatky

Září 2013 (odhad)

Nasazení bezpilotního letounu

Standardizace nasazení bezpilotního letounu s možností zisku aktuální satelitní mapy země o rozloze 80-200 hA do všech připojených jednotek do 60 minut od vzletu bezpilotního letounu.

Přenos živých informací z vrtulníku 6. Závěr Po více než roce od požáru v Bzenci lze konstatovat, že v rámci HZS JmK došlo k výraznému posunu v oblasti operačního a taktického řízení v místě zásahu včetně možnosti živého přenosu informací z místa zásahu do štábu. Této schopnosti bylo hojně využito při zásahu na povodních v středních Čechách. V rámci technologické inovace byl také nasazen tablet určený pro výjezdová vozidla, který slouží jako mobilní informační podpora velitelům během přesunu i v rámci místa zásahu.

Orientační schéma typického využití systému GINA v prostředí HZS 5. Povodně 2013 Systém GINA byl úspěšně použit při povodních v oblasti Mělníka a oblasti Terezína, kde byl použit pro přenos dynamických informací z místa zásahu na provizorní operační středisko v Mělníku a také na operační středisko Jihomoravského kraje. Systém byl použit pro lokalizaci odřadů směřujících do oblasti včetně nasazené techniky (bagry / UNC). Mapovací terminály byly použity pro zaznačení situace v oblasti Terezína (místa rozlivů a zasažení obcí) a následně pro zmapování oblasti kolem Mělníka. Do systému byly zaneseny sektory s volacími značkami a kontakty na příslušné velitele včetně možnosti zobrazení jejich polohy. Byly značeny čerpané laguny včetně rozmístění čerpadel či nedostupná místa a uzavírky silnic. V rámci řešení události byl nasazen i policejní vrtulník, z kterého byla pořizována „živá“ fotodokumentace přenášená v reálném čase do všech připojených štábů i velitelům zasahujících v terénu.

V blízké době by mělo následovat nasazení tabletů na většinu prvosledové techniky HZS JmK, standardizace nasazení bezpilotního letounu za účelem vytvoření rychlé ortofotomapy dle vyznačené oblasti a prohlubování spolupráce s European Space Agency (za účelem možnosti zisku satelitních snímků zasažené oblasti velkého rozsahu). Předpokládá se také rozvoj diskuze o standardizaci nasazení a použití podobných technologií v rámci dalších krajů (aktuálně kraje Vysočina, Olomoucký, Pardubický, Karlovarský, Královohradecký a Středočeský) včetně diskuze nad možností propojení systému s plánovaným Národním Informačním Systémem IZS. Reference [1] Hasičský záchranný sbor Jihomoravského kraje, Hasiči cvičili ve vojenském prostoru [online], [cit. 2013-07-15]. . [2] Český rozhlas, Hasiči na cvičení ve vojenském újezdu Březina vyzkoušeli bezpilotní letoun [online], [cit. 2013-07-15]. .

Operační pohled na oblast Mělníka v době zásahu

94



Investigations for Fire Protective Requirements on Multi-Storey Timber Buildings prof. Dr.-Ing. Björn Kampmeier Hochschule Magdeburg-Stendal, Department of Civil Engineering Breitscheidstraße 2, 39114 Magdeburg, Germany [email protected]

that the insulation is made from renewable primary products such as flax, wood fiber or regenerated cellulose instead of the prescribed non-combustible mineral wool.

Introduction The application of timber is limited by the building code because of its combustibility. Until a few years ago buildings with bearing parts made of timber were restricted to a maximum height of 7 meters. The application of timber in higher buildings was not allowed because of unnoticed glowing combustion inside the construction that could lead to a delayed collapse. Furthermore it had not been verified, that timber constructions have the same smoke tightness compared to monolithic constructions made of concrete or brickwork. With a new version of the general building code in the year 2002 [1] it is possible to construct buildings out of timber up to a height of 13 m and compartments with a maximum size of 400 m2. This is equivalent to building class 4 in fig. 1.

Fig. 2 Fire protective requirements REI60 K60 Over the last 15 years the behavior of fire in timber constructions has been researched extensively by the “Institute of Building Materials, Concrete Construction and Fire Protection at the Technical University of Braunschweig”.The aim of the projects was the use of different types of timber constructions for multi-storey buildings without reducing the level of fire safety [3]. Application of combustible insulation

Fig. 1 Building classes according to the german model building code 2002 [1] The essential additional fire risks by using timber frame constructions are the additional fire load of the construction, the higher risk of fire spread because of combustible surfaces and the risk of fire inside the hollows of the construction. Especially these are very difficult to be extinguished by fire fighters. Regarding all these aspects the building code demands for houses of the building class 4 which are designed with timber frame constructions that the load bearing elements are covered by a non-combustible cladding. The cladding has to protect the timber construction against ignition over the required fire-resistance class of 60 minutes in a fully developed fire. This is achieved for example by a cladding made of two layers of gypsum-board, each with a thickness of 18 mm. The ignition temperature of timber is 270 °C. Furthermore it is claimed that the hollows of the timber-frame construction have to be filled with a non-combustible insulation with a melting-point higher than 1000 °C (See fig. 2).

The M-HFHHolzR demands that the hollows of the timber frame construction are filled with a non-combustible insulation to avoid the appearance and spread of fire inside the construction. The construction has a significantly higher fire-risk if the hollows are filled with a combustible insulation which tends to smolder. Furthermore one must consider that a combustible insulation produces pyrolysis gases already below the temperature of ignition. These gases could accumulate inside the hollows of the construction and can pose a risk for the fire fighters who have to open the construction to extinguish the fire. These pyrolysis gases can ignite suddenly when supplied with oxygen [4]. The objective of the fire protection cladding has to be implemented in such a way that the cladding also prevents the development of pyrolysis gases. In addition holes in the fire protection cladding are completely forbidden. By using a non-combustible insulation holes inside the cladding are allowed for example the installation of electricity if the distance to the next wood beam is more than 15 cm. From this it follows that by using a combustible insulation the transfer of cables has to be arranged completely outside of the fire protection cladding [4].

The constructive requirements are describeld in detail in the “model guideline for fire protective requirements on multi-storey buildings made of timber (M-HFHHolzR)” published in 2004 [2]. The guideline shows how to build houses in timber frame construction with the fire safety description REI60 K60. Solid timber elements are not part of the guideline. Based on the M-HFHHolzR a lot of timber frame constructions with four or five storeys have been erected, but very often with deviations from the model guideline. In the majority of cases the deviation consists of a reduction of the cladding against ignition up to the complete absence of the cladding when using solid timber elements. This is often done for both financial and aesthetic reasons when the house owner or the architect wishes to show wood surfaces. Furthermore, the house owner may want to have an environmentally-friendly method of construction and would like Ostrava 4. - 5. září 2013

Fig. 3 Test specimen in the Cone-Calorimeter 95


To identify the critical temperature of different combustible insulation materials, experimental investigations were conducted with the Cone-Calorimeter (ISO 5660). The critical temperature is defined as that temperature where thermal damage has not yet occurred. Heat tinting is an easily verifiable indicator. The experimental setup is shown in fig. 3. During the experiment the insulation lies behind a gypsum-board. The surface of the gypsum-board is heated by an electric cone-shaped heater whereupon the temperature of the surface of the insulation is measured. The experiment stops when a certain temperature between 150 °C and 250 °C is reached. The highest temperature where no heat tinting occurs is the critical temperature of the insulation which has to be ensured by the fire protection cladding. The critical temperature of the tested insulation in fig. 4 is 200 °C [4].

The second requirement which has to be fulfilled is the smoke tightness of the solid timber elements. This could not be proofed in real scale because of fabrication and installation inaccuracies. Therefore it is necessary that the elements have a smoke tight cladding on both sides or alternative a cladding with the requirement K60 on one side.

Fig. 6 Temperature development without attempt to extinguish the fire Fig. 4 Surface of the insulating material after reaching 275 °C, 250 °C, 225 °C and 200 °C in the Cone-Calorimeter To transfer the results to real constructions several fire tests with the standard temperature time curve have to be done. Fig. 5 shows the surface of the insulating material protected with a fire protected cladding after exposure to the standard temperature time curve for 60 minutes.

Fig. 7 Temperature development with following attempt to extinguish the fire

Development of alternativ fire safety concepts Fig. 5 Surface of the insulating material after exposure to the standard temperature time curve for 60 minutes Fire behavior of solid timber construction To use solid timber elements in multi-storey buildings the behavior during the firefighting operation has to be investigated. After 60 minutes fully developed fire the timber elements have a coal layer with a thickness of about 50 mm. The coal layer has a low thermal conductivity, which is the reason for the low burning rate of wood. For the firefighting operations this can turn into a disadvantage. It has to be shown that the cooling effect of the firefighting water nevertheless reaches the pyrolysis front in the depth of 50 mm. Fire tests in small and real scale could show that after 60 minutes fully developed fire the fire fighters can extinguish the smouldering without a mechanical removal of the coal layer by using a full jet instead of fog. Fig. 6 and 7 show the temperature development inside a solid timber element during 60 minutes temperature time curve and the following cooling-off period without and with attempt to extinguish the fire [5]. 96

Beyond that, the possibility of a reduction of the covering was considered as well. The higher fire risk due to the decreased covering has to be compensated by other appropriate preventive measures in order to avoid a reduction of the present accepted safety level. On basis of the experimental investigations five fire safety concepts have been developed [6]. 1st concept (is equivalent to the requirements of the model building code): The non-combustible cladding protects all load bearing elements against ignition for more than 60 minutes. The burning of the construction is avoided during the required fire resistance class. The non-combustible cladding prevents although a fast fire spread over the surfaces. All additional fire risks are solved with the fire protection cladding. 2nd concept: The load bearing elements are protected by a fire protection cladding with a reduced protection time of 30 minutes against ignition. The risk of a fast fire spread does not exist because of non-combustible surfaces. The risk that the load bearing Ostrava 4. - 5. září 2013


construction can ignite after 30 minutes of fully developed fire has to be compensated with an automatic fire detection system.

Tab. 1 Results of the comparative risk analysis [6] Fire safety concepts

The fire safety concepts 3 to 5 are only possible in combination with solid timber elements where the risk of fires inside the hollows of the construction does not exist. 3rd concept: All load bearing elements can be designed without any fire protection cladding. The burning of the construction has to be prohibited with a fire-extinguishing system. 4th concept: All load bearing elements can be designed without a cladding. Figure 8 shows that the overall fire load of the solid timber construction and of the use is four times higher than the overall fire load of a non-combustible concrete or brick construction [7]. From this it follows that the maximum size of the compartment has to be scaled down from 400 m2 to 100 m2 to reduce the fire load to the maximum which is accepted by the German building authorities. To compensate the fire spread over the combustible surfaces an automatic fire protection system has to be installed in combination with fire doors to the individual units. As an alternative to the fire doors it is also possible to build a second emergency route, for example as an external staircase. 5th concept: The building praxis shows that very often the architects want the bottom view of the solid celling without a cladding. Therefore in concept 5 maximum 50 % of the load bearing elements are designed without a fire protection cladding, the rest is protected with a K30-cladding.

1 (building code)

2

3

4

5

Fire resistance class

REI 60 K260

REI 60 K230

REI 60 without a cladding

REI 60 wihout a cladding

REI 60 K30/K0

Maximum size of the compartments

< 400 m2

< 400 m2

< 400 m2

< 100 m2

< 200 m2

automatic fire detection system

-/-

Ja

-/-

Ja

Ja

Fire doors

-/-

-/-

-/-

Ja

Ja

fireextinguishing system

-/-

-/-

Ja

-/-

-/-

3,27

2,70

2,85

2,83

2,72

Fire safety index

References [1]

Musterbauordnung - MBO- , Fassung November 2002.

[2]

Richtlinie über brandschutztechnische Anforderungen an hochfeuerhemmende Bauteile in Holzbauweise (MusterHolzbaurichtlinie - M-HFHHolzR), Fassung Juli 2004.

[3]

Hosser, D.; Kampmeier, B.: Entwicklungen beim Brandschutz im mehrgeschossigen Holzbau; Bauen mit Holz; Heft 2/2009 und 3/2009.

[4]

Hosser, D.; Kampmeier, B.: Untersuchungen zur Optimierung und Standardisierung von Dämmstoffen aus nachwachsenden Rohstoffen; Teilprojekt 3b: Brandtechnische Untersuchungen zur Optimierung der Flammschutzmittelzusammensetzung und des Brandverhaltens auf Bauteilebene. Schlussbericht eines vom BMELV geförderten und der FNR betreuten Forschungsvorhaben, FKZ:22008905, 2007.

[5]

Hosser, D.; Kampmeier, B.: Bewertung des Brandverhaltens unbekleideter flächiger massiver Holzbauteile im Hinblick auf die Einsatzmöglichkeiten im mehrgeschossigen Holzbau unter Berücksichtigung des geltenden nationalen Sicherheitsniveaus sowie der DIN EN 1995-1-2; Forschungsauftrag der deutschen Gesellschaft für Holzforschung; Abschlussbericht Juli 2008.

[6]

Kampmeier, B.: Risikogerechte Brandschutzlösungen für den mehrgeschossigen Holzbau; Dissertation an der TU Braunschweig; Institut für Baustoffe, Massivbau und Brandschutz; Heft 206; 2008.

[7]

Becker, J; Tichelmann, K; Hosser, D; Wesche, J: Theoretische und experimentelle Grundlagenuntersuchungen zum Brandschutz mehrgeschossiger Gebäude in Holzbauweise; Forschungsauftrag der deutschen Gesellschaft für Holzforschung; Untersuchungsbericht Teil 1 Juli 1997.

In this case the compartment size has to be reduced to a maximum of 200 m2. The compensatory measures to improve the emergency route are the same as in concept four. 900000 fire load of the use

800000 fire load of the construction

fire load Q [kWh]

700000 600000 500000 400000 300000 200000 100000 0

solid timber construction

concrete or brick construction

Fig. 8 Comparison of the fire load between unprotected solid timber constructions and concrete or brick constructions An index method was used with the aim to evaluate the level of fire safety of the different fire safety concepts. Tab. 1 shows the results of the risk analysis. The smaller the fire safety index is, the higher the safety level. This risk analysis provided in comparison to concept one (represents the requirements of the building guideline) the evidence of the concepts with a smaller protection against ignition [6].


97


Zásahová činnosť pri lesnom požiari v lokalite Nižná Boca Hit forest fire operation in localition Nižná Boca Ing. Jaroslav Kapusniak1 doc. Ing. Mikuláš Monoši, PhD.2 Krajské riaditeľstvo HaZZ v Žiline Námestie požiarnikov 1, 010 01 Žilina, Slovenská republika 2 Žilinská univerzita v Žiline, Fakulta špeciálneho inžinierstva Ul. 1. Mája 32, 010 26 Žilina, Slovenská republika [email protected], [email protected]

1

Abstrakt Príspevok je zameraný na poznatky zo zásahovej činnosti hasičských jednotiek pri likvidácii lesného požiaru, ktorý vznikol v obci Nižná Boca. Tento požiar patril medzi najväčšie požiare na území Slovenskej republiky v roku 2012. Príspevok stručne pojednáva o priebehu zdolávania tohto lesného požiaru, vynaložených silách a prostriedkoch. Pojednáva o spôsoboch dopravy hasiacich látok a taktiky hasenia požiaru v sťažených terénnych podmienkach. Klíčové slova Lesný požiar, sily a prostriedky HaZZ, hasičská technika, jednoduché hasiace prostriedky. Abstract The contribution is aimed to conguitions from hit operation of the fire groups extinguishing forest fire in the cadaster Nižná Boca. This fire belonged among the largest fires in Slovak republic in 2012. The contribution briefly deals with process of wood fire liquidation, the amount of strength and means. This work solves means of transport of fire substances and tactics od extinguishing of fire in complicated terrene conditions. Key words Forest fire, strength and means HaZZ, fire technique, simple means of extinguishing. Úvod Lesný požiar v Nižnej Boci bol jeden z najväčších lesných požiarov v roku 2012. Požiarom bol poškodený lesný porast, prevažne vyťažené plochy so zvyškami po ťažbe, kmene, haluzina, vrcholce stromov a starší lesný porast väčšinou napadnutý kôrovcom. Na hrebeni bol požiarom poškodený porast kosodreviny a horských lúk. Celková plocha požiarom zasiahnutého územia bola 120 ha. Celková priama škoda bola predbežne vyčíslená na cca 80 000,- €. 1. Priebeh zdolávania lesného požiaru v Nižnej Boci Dňa 28.04.2012 o 12:25 hod. bol na operačné stredisko Okresného riaditeľstva Hasičského a záchranného zboru v Liptovskom Mikuláši ( ďalej len „OS OR HaZZ“) ohlásený požiar lesného porastu na ploche cca 50x50 metrov v katastri obce Nižná Boca, lokalita Salašky. Po prebratí a overení správy bol o 12:27 hod. vyhlásený poplach na HS Liptovský Hrádok a HS Liptovský Mikuláš. Na miesto udalosti boli vyslané SaP: CAS 32 T148 1+2 a CAS 32 T815 1+3. O 12:43 hod. boli vyslané posilové jednotky z HS Liptovského Mikuláša CAS 32 T148 1+1 a vzhľadom na nedostupný terén boli o 13:30 hod. povolané CAS 6 PV3S 1+0 a MB G 1+0. Cez KOS HaZZ bol vyžiadaný MB Unimog 1+1, vrtuľník MV SR a príslušník z modulu leteckého hasenia na zameranie GPS pozície pre potreby hasenia pomocou vrtuľníka.

98

Obr. 1 Miesto lesného požiaru v Nižnej Boci [autor] Pri jazde zásahovou technikou v obci Nižná Boca bolo zistené, že voda z topiaceho snehu spôsobila masívne rozbahnenie nespevnených lesných ciest, a z tohto dôvodu boli pre hasičskú techniku nezjazdné. Jazda hasičskou technikou trvala približne 53 minút. Doba jazdy sa taktiež prdlžila z dôvodu hľadania prístupovej cesty na miesto požiaru, keďže sa lesná cesta rozdeľovala na viac ciest. Po odstavení hasičskej techniky príslušníci museli ísť pešo cca 1,5 kilometra strmým terénom po rozbahnenej lesnej ceste a cez rúbanisko k požiaru vybavení genfo vakmi, motorovou pílou a jednoduchými hasiacimi prostriedkami. Povolaná technika CAS 6 PV3S, MB G a MB Unimog bola schopná dostať sa bližšie cca 300 metrov od požiariska. Po dohode s lesným pracovníkom bola CAS 6 PV3S za pomoci lesného traktora LKT 81 vytiahnutá na lane až na požiarisko. Šírenie požiaru bolo spôsobené predovšetkým veľkým množstvom vysušeného ľahko horľavého dreveného odpadu (navrstvené haluziny na kopách). Na mieste udalosti sa nenachádzal žiadny zdroj vody. Pomocou terénneho automobilu MB G a štvorkolky boli vykonané prieskumy lesných ciest za účelom možnosti prístupu pozemnej hasičskej techniky k požiaru. V ďalších dňoch opätovne dochádzalo ku nekontrolovanému šíreniu požiaru najmä smerom na východ a severovýchod. Po vykonanom prieskume VZ nariadil vykonať hasiace práce v spolupráci s členmi urbariátu pomocou jednoduchých hasiacich prostriedkov a genfovakmi v snahe požiar aspoň čiastočne lokalizovať a zabrániť šíreniu po navŕšených kopách suchej haluziny. Po príchode ďalších SaP boli príslušníci rozdelení na dve strany. Po vytiahnutí CAS 6 PV3S boli vytvorené dva „D“ prúdy, ktoré boli nasadené operatívne na miesta, kde dochádzalo k horeniu kopy haluziny plameňom. Po príchode riadiaceho dôstojníka bolo nariadená kyvadlová doprava vody pomocou MB Unimog, ktorý načerpal vodu na skládke dreva a bol po rozbahnenej lesnej ceste až na požiarisko ťahaný na lane za LKT. Takýmto spôsobom bolo približne každých 40 minút dopravených na požiarisko 2000 litrov vody a príslušníci boli schopní udržiavať požiar tak, aby sa nešíril. Taktiež výrazne pomáhal privolaný vrtuľník s hasiacim vakom, pričom plnenie vaku bolo na hornej nádrži „Čierny Váh“. Vzhľadom na zlý stav lesnej cesty a ostré hrany pňov a koreňov vyvrátených stromov došlo vo večerných hodinách k poškodeniu obidvoch zadných pneumatík MB Unimog a tým aj k zastaveniu Ostrava 4. - 5. září 2013


dodávky vody na požiarisko. Tým sa hasiace práce ukončili a na požiarisku bola ponechaná PV3S s plnou nádržou vody do ďalšieho dňa.

• ZÚ č. 3 - čerpacie stanovište pre plnenie veľkokapacitnej nádrže „fireflex“ pre vrtuľníky vykonávajúce hasenie pomocou vakov v podvese,

Vplyvom tmy, zadymenia, ťažkej priechodnosti rúbaniska a silného nárazového vetra by boli príslušníci vystavení veľkému riziku zranenia, preto VZ rozhodol o ukončení hasiacich prác a cez operačné stredisko dohodol povolanie SaP na nasledujúci deň.

• ZÚ č. 4 - modul „západ“, ktorý vykonával hasiace práce od križovatky „Y“ po vrstevnici pomocou MB Unimog.

Komunikácia medzi príslušníkmi prebiehala pomocou prenosných RDST, komunikácia medzi miestom zásahu a operačným strediskom iba prostredníctvom mobilného telefónu. Dňa 29.04.2012 po vykonaní prieskumu a zhodnotení aktuálnej situácie VZ rozhodol vytvorení dvoch čerpacích stanovíšť pre vrtuľníky (jedno pre plnenie OTO vakov na lyžiarskej zjazdovke, a druhé pre plnenie veľkokapacitnej nádrže „fireflex“ pre vrtuľníky s vakmi v podvese) a nasadení modulu leteckého hasenia „Stred“ na požiarisko. Velenie zásahu prevzal riaditeľ KR HaZZ v Žiline a zriadil riadiaci štáb s miestom pôsobenia vo Vyšnej Boci, Penzion - lyžiarske stredisko. Na požiarisko na vykonávanie hasiacich prác boli taktiež povolaní členovia urbariátu. Pokiaľ dovoľovali poveternostné podmienky, bola na požiarisko zabezpečená takmer nepretržitá dodávka vody pomocou OTO vakov a taktiež vrtuľník s VSU vakom pravidelne nalietaval na najviac exponované ohniská požiaru. Požiar sa darilo udržať tak, aby sa v nerozširoval na kopy haluziny a hasili sa lokálne ohniská požiaru.

Obr. 2a Hasenie požiaru lesného porastu v Nižnej Boci [autor]

Avšak v priebehu niekoľkých minút sa výrazne zhoršili klimatické a poveternostné podmienky, preto vrtuľníky neboli schopné nalietavať. Vplyvom silného nárazového vetra došlo k znovurozhoreniu a rozfúkaniu ohnísk požiaru a nekontrolovanému rozšíreniu požiaru aj cez prirodzené prekážky (lesná cesta, súvislá vrstva snehu v lese). Všetky vedenia od OTO vakov boli zbalené, PV3S bola odtiahnutá do bezpečného priestoru. Vzhľadom na smer rozšírenia požiaru bolo najvhodnejším riešením pre trvalé zabezpečenie dodávky vody vytvoriť diaľkové vedenie vody pomocou ďalších 2x CAS 32 T148 a T815. Týmto sa opätovne zabezpečila nepretržitá doprava vody, ktorú však občas komplikovali výpadky spôsobené poruchami na hasičskej technike a pretrhnutím hadíc vplyvom vysokých tlakov vo vedení. Celková dĺžka dopravného hadicového vedenia „B“ bola 1,4 kilometra a celková dĺžka útočných vedení „D“ bola 300 metrov. Prevýšenie zo skládky dreva po CAS 6 PV3S bolo cca 300 metrov. Vzhľadom na veľké dĺžkové a výškové straty čerpadlá vozidiel museli pracovať zvýšeným prevádzkovým tlakom až do 1,2 1,3 MPa.

Obr. 2b Hasenie požiaru lesného porastu v Nižnej Boci [autor]

Súbežne s budovaním hadicového vedenia sa modul „stred“ preskupil pod požiarisko s tým, že bude budovať jazierkový systém, aby dostal vodu do spodnej časti požiaru. Jazierkový systém však vybudovaný nebol. Na vybudovanie hadicového vedenia a na ich zásobovanie vodou boli povolané ďalšie SaP z Ružomberka, Martina a záchrannej brigády zo Žiliny a Humenného. O 20.00 hod. došlo k výmene príslušníkov modulu „stred“ za modul „západ“. Počas kyvadlovej dopravy vody ku skládke došlo k vážnejšej technickej poruche na CAS 32 T148, čo spôsobilo dlhodobé prerušenie dopravy vody na požiarisko, a to malo za následok opätovné nekontrolované šírenie požiaru. Z tohto dôvodu a taktiež pre silné zadymenie a tmu VZ rozhodol o ukončení hasiacich prác a okamžité stiahnutnie síl a prostriedkov. Dňa 30.04.2012 po vykonaní prieskumu a zhodnotení aktuálnej situácie VZ rozhodol o vytvorení zásahových úsekov nasledujúco: • ZÚ č. 1 - čerpacie stanovište „Salašky“ na horskom potoku pre zásobovanie CAS vykonávajúcej kyvadlovú dopravu vody za ZÚ č. 2 a 4, • ZÚ č. 2 - CAS zabezpečujúce dopravu vody na požiarisko hadicovým vedením zo skládky dreva po obvode požiaru, a na križovatke v tvare „Y“ od CAS hadicovým vedením zásobovalo úsek č. 4, Ostrava 4. - 5. září 2013

Obr. 3 Plniace miesto pre vrtulníky [autor] Opätovne sa pokračovalo v hasiacich prácach, pričom pre silný nárazový vietor stále dochádzalo k rozširovaniu požiaru a na niektorých miestach požiar preskočil lesné cesty (dochádzalo k opätovnému prehoreniu niekoľkých desiatok metrov hadicového vedenia) a k tvorbe korunového požiaru. Operatívne bola technika aj zasahujúci príslušníci premiestňovaní na miesta s najrýchlejším šírením ohňa. Pre silné zadymenie príslušníci mohli vykonávať hasiace práce iba s použitím ADP. Požiar sa neustále rozširoval hlavne východným smerom nadol ku skládke dreva. Preto sa SaP preskupili a od skládky po vrstevnici južným smerom za pomoci 3x 99


CAS T148 sa vytvorilo hadicové vedenie a útočné prúdy a hasilo sa čelo požiaru. Občas bolo nutné použiť lafetový prúd na ochranu hadicového vedenia a samotnej hasičskej techniky. Počas hasiacich prác došlo k prevráteniu terénneho vozidla MB G. Taktiež došlo k zraneniu príslušníka padajúcimi skalami, ktorý bol vrtuľníkom MV SR prevezený k vozidlu ZZS.

Tab. 1 Nasadené sily pri lesnom požiari v Nižnej Boci Dátum zásahu 28.4.2012

29.4.2012

30.4.2012

1.5.2012

HS L. Mikuláš

8

11

9

9

2.5.2012

8

HS L. Hrádok

4

5

5

5

4 2

Cez operačné stredisko boli povolané okolité obecné hasičské zbory (ďalje len „OHZ“). Hasiace práce boli ukončené o 20:30 hod.

ZB Žilina

4

6

5

ZB Humenné

2

2

2

Dňa 01.05.2012 bolo opätovne pre zložitosť situácie nutné vykonať prieskum. Po získaní potrebných informácií VZ rozhodol o vytvorení rovnakých ZÚ ako v predchádzajúci deň a pridelil na jednotlivé ZÚ hasičskú techniku a príslušníkov. Jednotliví velitelia ZÚ si potom rozčlenili pridelených členov OHZ. Poveternostné podmienky sa výrazne zlepšili a požiar sa prestal šíriť a darilo sa ho postupne lokalizovať. O 19:45 hod. VZ oznámil likvidáciu požiaru a všetky jednotky sa postupne vrátili na svoje základne. Taktiež bola ukončená činnosť riadiaceho štábu o 20:30 hod.

Prezídium HaZZ

1

1 1

1

1

HAZU Bratislava modul

10

10

10

10

HS Pezinok modul

10

10

10

10

HS Martin

2

Dňa 02.05.2012 boli na požiarisko vyslaní príslušníci HS Lipt. Hrádok a Lipt. Mikuláš za účelom vykonania monitoringu požiariska a zbalenia všetkých vecných prostriedkov použitých na jednotlivých zásahových úsekoch a stiahnutiu odstavenej hasičskej techniky. Celé požiarisko bolo prekontrolované a nájdené tlejúce ohniská požiaru boli dohášané. Súčasne pri kontrolovaní požiariska bola postupne sťahovaná hasičská technika (CAS 32 T148, PV3S) a balené vecné prostriedky.

HS Poprad - modul

2

2

OR HaZZ BB modul

5

20

V popoludňajších hodinách sa zmenili poveternostné podmienky a začal fúkať silný nárazový vietor, ktorý spôsobil opätovné rozhorenie požiaru v mladom poraste. Predtým bolo miesto niekoľkokrát skontrolované a žiadne príznaky horenia neboli nájdené. Aby nedošlo k rozšíreniu požiaru do živého lesného porastu, VZ nariadil vybudovať dopravné a útočné vedenia a povolal cez operačné stredisko vrtuľník s bambi vakom (bol v pohotovosti na letisku Poprad) a okolité OHZ. Bolo vytvorené čerpacie stanovište s veľkokapacitnou nádržou „fireflex“ a na rýchlejšie presuny príslušníkov a členov OHZ bol vyžiadaný terénny automobil z HZS Nízke Tatry. Požiar sa podarilo postupne lokalizovať a následne zlikvidovať. Vozidlo PV3S bolo ponechané na požiarisku. VZ poučil členov urbariátu o spôsobe vykonávania dohľadu nad požiariskom. V následujúcich dňoch 3.5. - 5.5.2012 po príchode na miesto udalosti boli opätovne vykonávaný monitoring celého požiariska. Špecifikom pri opätovnom kontrolovaní požiariska v skalách nájdená delostrelecká munícia pravdepodobne ešte z II. svetovej vojny. Nebezpečná munícia bola následne zlikvidovaná pyrotechnikom. 2. Sily a prostriedky nasadené pri zdolávaní lesného požiaru v Nižnej Boci Pre hasenie lesného požiaru boli povolaní hasiči z Liptovského Mikuláša, z Liptovského Hrádku, zo Záchrannej brigády HaZZ Malacky, zo Záchrannej brigády HaZZ Žilina, zo Záchrannej brigády Humenné a z modulov leteckého hasenia Západ (HaZÚ Bratislava a Pezinok), Stred (Banská Bystrica), Východ (Popradu a Prešova), vrátane letky MV SR a letky MO SR. Na mieste požiaru v Nižnej Boci sa vystriedalo cez 330 hasičov a takmer 110 zásahových automobilov. Celkové počty nasadených síl sú názorne zaznamenané za jednotlivé dni hasenia požiaru v tab. 1. Hasičská technika nasadená na zásahovú činnosť bola veľmi rozmanitá. Najviac boli využívané vozidlá vhodné do terénu ako sú: CAS 24 MB Unimog, CAS 32 T148 a CAS 16 PV3S. Pre účinné hasenie v ťažko dostupnom teréne bolo využitých 5 vrtuľníkov z OS SR a MV SR. Celkové počty nasadenej techniky názorne ukazuje po jednotlivých dňoch zásahu tab. 2.

100

KR HaZZ v Žiline

2

2

2

2

4

4

8

6

6

6

1

9

9

9

9

9

HS Dolný Kubín

HS Ružomberok

1

2

Letka MV SR

6

2

Letka OS SR OHZ Liptovská Porúbka OHZ Malužiná

3

3

OHZ Liptovký Peter

9

9

6

OHZ Hybe

9

HZS Nízke Tatry SPOLU

1 25

92

88

90

46

Tab. 2 Nasadená technika pri lesnom požiari v Nižnej Boci TECHNIKA/DNI

1.

2.

3.

4.

5.

CAS 32 - T 148

2

2

3

3

2

2

2

2

1

CAS 32 - T 815

1

1

2

2

2

AHZS 3B - Nissan Navara

1

5

5

6

6

AHZS 3B - MB G

1

1

1

1

1

CAS 16 - Praga V3S

1

1

1

1

1

AHZS 2A - MB Sprinter

1

1

1

1

CAS 24 - MB Unimog

2

2

2

2

Scot Trac 2000R

1

1

1

1

VW Transporter

1

1

1

Štvorkolka

1

1

1

1

2

2

2

CAS 30 - Iveco Trakker

VW Crafter MB Sprinter - sanitka

1

1

1

TA Land Rover

1

1

1

1

1

1

AHZS 6B - KIA Sportage

1

AHZS 6B - Opel Frontera AHZS 6A - Škoda Fabia

1

AHZS 6B - Nissan X-trail

1

AHZS 6A – Peugeot

1

Letka OS SR - vrtuľník

1

Letka MV SR - vrtuľník SPOLU

7

1

1

1

1

1

1

1

1

1

1

1

2

3

3

1

2

2

24

33

35

27



3. Poznatky a odporúčania z lesného požiaru Nižná Boca Počas vykonávania zásahu sa vyskytli tieto nedostatky: - zlá orientácia vzhľadom na chýbajúce mapové podklady a navigačný systém, - zložité podmienky pre jazdu automobilov k zásahu - voda z topiaceho snehu spôsobovalarozbahnennie nespevnených lesných ciest, - trvalo niekoľko hodín vybudovať diaľkovú dopravu vody hadicovými vedením po rozbahnenej lesnej zvážnici a následné časté prerušovanie dodávky vody spôsobené poruchami staršej hasičskej techniky a trhaním hadicového vedenia, - pre veľké prevýšenie 300 metrov a celkovú dĺžku hadicového vedenia 1,7 kilometra čerpadlá vo vozidlách museli pracovať so zvýšeným prevádzkovým tlakom až 1,2 - 1,3 MPa, - pri rýchlo meniacich sa poveternostných podmienkach a rýchlom šírení požiaru nebolo možné operatívne meniť a premiestňovať vybudované hadicové vedenia, - vzdialené vodné zdroje, - z dôvodu silného zadymenia na niektorých úsekoch mohli byť hasiace práce vykonávané iba s ADP, zvýšené nároky na kontrolu objemu vzduchu vo fľašiach a na vyčerpanie príslušníkova a s tým spojené rýchlejšie vystriedanie, - nepretržitú dodávku vody na požiarisko pomocou OTO vakov a Bambi vakov podvese vrtuľníka je možné iba za ideálnych podmienok; na požiarisku sa veľmi často menili poveternostné a termické podmienky a vrtuľníky nemohli nalietavať, - absencia pojazdnej dielne na urýchlené odtránenie porúch na hasičskej technike. Odporúčania: - požiar sa nachádzal v oblasti so zlým spojením s operačným strediskom, zvážiť riešenie mobilnou retranslačnou stanicou, - malo byť zvážené rozdelenie komunikácie pomocou rádiostaníc na viac kanálov, dochádzalo k zahlcovaniu komunikácie a oneskorenému posunu dôležitých správ, pri takejto hustej komunikácii mohlo dochádzať ľahko k prepočutiu správ, - spojenie jednotlivých zásahových úsekov s riadiacim štábom a veliteľom zásahu bolo iba prenosnými rádiostanicami, ktorých dosah bol obmedzený, a nie všetky správy sa dostali k adresátovi, - zabezpečiť dostatočný počet SaP na vybudovanie a prevádzku diaľkovej dopravy vody pri takejto dĺžke hadicového vedenia, zabezpečiť záložné čerpadlá a dostatočný počet náhradných hadíc pre prípad poruchy alebo roztrhnutia hadíc, - rozhodnutie o budovaní diaľkovej dopravy vody hadicovým vedením na takto dlhé vzdialenosti vykonať s dostatočným časovým predstihom,

- po skončení zásahu a skontrolovaní poškodenia veľkého počtu vecných prostriedkov sa zistilo, že zásahové vozidlá nie sú dostatočne vybavené na ďalšie hasiace zásahy - zabezpečiť bez zbytočného odkladu nákup a doplnenie vecných prostriedkov, - vybaviť prvé zasahujúce jednotky prístrojmi GPS na správnu lokalizáciu miesta požiaru, - zvážiť vystrojenie zasahujúcich príslušníkov ľahkými zásahovými odevmi, ľahkými ochrannými prilbami a ochranou očí proti zvírenému popolu, prachu a kamienkov od vetra a rotora vrtuľníka, - do budúcna je nutné zlepšiť spoluprácu s miestnymi urbariátmi pri hľadaní dostupných lesných ciest, vodných zdrojov, atď. Zistené poznatky počas požiaru sú predmetom odbornej prípravy. Pri zásahu postupovali zúčastnené jednotky v súlade s metodikou zapracovanou v metodických listoch. Osobitosťou bolo, že aj napriek dlhodobejšiemu teplému a suchému počasiu sa ešte v horných oblastiach Nízkych Tatier vyskytujú miesta so súvislou vrstvou snehu. Voda z topiaceho sa snehu stekala po vybudovaných lesných nespevnených zvážniciach a spôsobovala ich masívne rozbahnenie. Taktiež rozsiahlosť zasiahnutého územia a veľký počet zúčastnených zložiek kládol zvýšený nárok na organizáciu a koordináciu a logistické zabezpečenie všetkých síl a prostriedkov. Osvedčilo sa ihneď privolať príslušníka z modulu leteckého hasenia z dôvodu zamerania súradníc GPS a navigovania vrtuľníka. Záver Lesný požiar v Nižnej Boci bol z hľadiska zásahovej činnosti hasičských jednotiek veľmi náročný. Pretože neboli hneď od začiatku nasadené maximálne možnosti, oheň sa značne rozšíril na veľkú plochu. Pri hodnotení celkového zásahu je možné konštatovať, že na lokalizáciu a likvidáciu požiaru bolo vynaložené veľké úsilie. Pri tomto požiari sa využili aj netradičné techniky hasenia, ktoré sa osvedčili - pomocou jazierkového systému a Genfo vaky. Tento ale aj všetky ostatné lesné požiare nám stále kladú otázku, či sme na takéto ničivé situácie pripravený. Z toho dôvodu je dôležité monitorovanie lesov, správne technické vybavenie a teoretické a praktické skúsenosti hasičov. Literatúra [1] Správy zo zásahu, Lesný požiar Vyšná Boca, Krajské riaditeľstvo HaZZ v Žiline, 28.4.2012 - 5.5.2012. [2] Monoši, M.; Lanďák, M.; Kapusniak, J.: Fighting forest fire by unconventional technical means [Zdolávanie lesných požiarov pomocou netradičných technických prostriedkov]. In Fire engineering: the 3rd international scientific conference, 5th-6th Oct. 2010, Technical University in Zvolen, 2010, page 275279, ISBN 978-80-89241-38-5.

- vykonávanie prieskumu pomocou ťažkej hasičskej techniky bolo nemožné, osvedčili sa ľahké terénne vozidlá a štvorkolky s výbornou svahovou dostupnosťou a manévrovateľnosťou pri prieskume lesných ciest,


101


Stanovení velikosti částic aerosolových hasiv ve vznosu a jejich distribuce podle velikosti Determination of the Particle Size of the Airborne Condensed Aerosol Extinguishing Agents their Distribution by Size Jan Karl Ing. Otto Dvořák, Ph.D. MV - GŘ HZS ČR, Technický ústav požární ochrany Písková 42, 143 01 Praha 4 - Modřany [email protected], [email protected] Abstrakt Aerosolová hasiva se začínaje frekventovaně prosazovat jako účinná objemová hasiva pro třídy požárů A (požáry pevných hořlavých látek), třídy B (požáry hořlavých kapalin) a třídy C (požáry plynů) a to díky rychlému uvolnění/emisi pevných jemně dispergovaných aerosolových částic hasiva, které rychle zaplňují chráněný prostor a to i v těžce přístupných prostorách. Článek stručně uvádí mechanismus hasebního účinku aerosolového hasiva ve vznosu a jeho charakteristiku včetně velikosti částic a jejich distribuce podle velikosti ve vznosu. Stručně popisuje metodiku TÚPO a zkušební zařízení pořízené k tomuto účelu v rámci řešení DVÚ č. 7 [1]. Klíčová slova Aerosolové hasivo, velikost aerosolových částic ve vznosu, distribuce aerosolových částic podle velikosti, vzorkování, analýzy, hašení. Abstract Condensed fire extinguishing aerosol is beginning frequently assed as an effective volume extinguishing agent thanks to the quick release/emission of condensed finely scattered fire extinguishing aerosol particles, which quickly fill the protected area and even in heavily accessed areas. The article presents a mechanism of the airborne fire extinguishing aerosol effect fluidization and its characteristic including the particle size and their distribution by size. It describes briefly TÚPO´s test methodology and test apparatus acquired for this purpose in the framework of the PRT (Partiasl Research Task) No. 7 [1]. Key words Condensed fire extinguishing aerosol, size of airborne particles, distribution of the airborne particles by size, sampling, analyses, fire-fighting. Úvod Aerosolová hasiva jsou uznávána jako efektivní prostředky pro hašení požárů třídy A (požáry pevných látek), požáry třídy B a třídy C podle EN 2. Generátor aerosolu je prostředek pro objemové hašení a je primárně určen pro lokalizaci a hašení požárů hořlavých kapalin (např. benzinu), pevných hořlavých materiálů (např. plastů), a hořlavých plynů (např. metanu). Podstata působení hasiva je založená na inhibice chemických procesů hoření pomocí vysoce disperzních částic solí alkalických kovů, které se vylučují při hoření nálože aerosolového hasiva. Potlačuje základní řetězové reakce hoření (předávání aktivních volných radikálů ve směsi paliva s okysličovadlem). Částice aerosolu jsou schopné se po určitou dobu udržovat ve vznosu. Velikost částic aerosolu se pohybuje v řádech jednotek mikrometru.

102

Hasební koncentrace použitého aerosolu se pohybuje mezí (50 až 100) g.m-3 v závislosti na těsnosti, geometrických rozměrech, konfiguraci a zaplnění prostoru překážkami a v neposlední řádě i na druhu hořlavých materiálů. Vliv na účinnost hašení aerosolem může mít teplota a tlak okolního prostředí. Teorie distribuce aerosolového hasiva ve vznosu a podrobnější popis hasebního účinku je nad rámec tohoto příspěvku. Terminologie a zkratky - Generátor hasicího aerosolu (generátor) beztlakové zařízení, které po aktivaci vyvíjí aerosol. Skládá se z pláště, ve kterém je umístěna směs generující aerosol, spouštěče a konzoly sloužící pro instalaci generátoru v chráněném prostoru. Ve víku pláště jsou výstupní otvory, přes které proudí hasební aerosol. - Aerosolové hasivo je hasivo sestávající z pevných částic a plynné látky, která vzniká při procesu pevné látky tvořící aerosol. Částice mají rozměry (10 až 100) násobně menší, než prášková hasiva, mají větší absorpci tepla (v plamenné zóně), což podstatně ovlivňuje teplotu plamene. - Iniciační zařízení určené k zapálení pevné látky tvořící aerosol. - Hasicí koncentrace je minimální hmotnost aerosolových částic v g.m-3 uzavřeného chráněného prostoru potřebná pro uhašení konkrétního typu hořlavé látky/materiálu. Popis zkušebního zařízení Sestava zařízení, pořízená na stanovení velikosti částic aerosolových hasiv ve vznosu je složena tří částí: • osobního kaskádového impaktoru Sioutas: odděluje a zachytává částice v pěti rozsazích: > 2,5 μm, (1,0 až 2,5) μm, (0,50 až 1,0) μm, (0,25 až 0,50) μm a < 0,25 μm. V kombinaci s PTFE (Teflon) filtrem účinně zachytává částice bez nutnosti použití záchytného maziva. Odebraný vzorek je možný použít i pro následnou chemickou analýzu (obr. 1), • odběrového čerpadla Leland Legacy: s nastavitelným průtokem (5 - 15) l.min-1. Nabíjecí lithium-ion (Li-Ion) baterie umožňují až 24 - hodinový provoz s impaktory nebo jinými odběrovými hlavicemi s nízkým odporem. Leland Legacy vyhovuje pro studie vnitřního prostředí. Odběrové čerpadlo má pouzdro snižující hlučnost až na 52 dBA @ 3 m při průtoku 10 l.min-1 a podtlaku 12" vodního sloupce. Patentovaná (U.S. patent č. 6,227,031 a 6,363,769) funkce CalChek umožňuje přímou komunikaci s primárním kalibrátorem DC-Lite (Defender) a tím tak jednoduše a rychle provádět kalibraci čerpadla (obr. 2), • průtokoměru Defender Model 520: průtok (300 - 30 000) ml.min-1 je výhradně určený pro průmyslovou hygienu (analýza pracovní, komunálního a životního prostředí). Přístroj využívá další generaci technologie DryCal®. Prltokoměr má možnost nastavení tří měřících rozsahů 5 až 500 ml.min-1, 50 ml až 5 l.min-1 a 300 ml až 30 l.min-1, (obr. 3).



Teploty ovzduší v °C byly snímány pomocí 3 ks plášťovaných termočlánků (TC) typu K umístěných na: - „termopilu“ ve výškách 0,27 m (TČ3), 0,51 m (TČ5) nad podlahou zkušební komory v těsné blízkosti předmětu zkoušky - stěně zkušební komory ve výšce 1,37 m (TČ9) nad podlahou zkušební komory, viz obr. 4. Termočlánky s vysílačkou byly napojeny na PC v sousední místnosti. m 4, Zkuš. komora

Obr. 1 Osobní kaskádový impaktor Sioutas TČ9

0

Velín PZ I TČ3 TČ5

F

Pl

Pr

Č

2,9

8,8 m

Obr. 4 Schéma pozic předmětu zkoušky, termočlánků, odběrové hlavice Sioutas a vzorkovacího vedení s čerpadlem a průtokoměrem

Obr. 2 Odběrové čerpadlo Leland Legacy

Vysvětlivka: I kaskádový impaktor TČ3 termočlánek č. 3 TČ5 termočlánek č. 5 TČ9 termočlánek č. 9 F Hepafiltr Pl Plynoměr memrán. Pr Průtokoměr Č Čerpadlo

souřadnice (x, y, z) (1.4, 1.9, 1.8) m, (1.4, 1.9, 0,27) m, (1.4, 1.9, 0,51) m, (0.02, 1.8, 1,5) m, (4.2, 1.9, 0.8) m, (4.7, 1.9, 0.8) m, (5, 1.9, 0.8) m, (5.5, 1.9, 0.8) m.

Výsledky zkoušek s aerosolovým hasivem GABAR (obr. 5)

Vzorekē.1ͲGABAR

Obr. 5 Vzorek č. 1 Obr. 3 Průtokoměr Defender Model 520

Výsledky měření teploty ovzduší v průběhu experimentu ve zkušební komoře jsou znázorněny na obr. 6.

Stanovení velikosti částic aerosolového hasiva GABAR ve vznosu a jejich distribuce podle velikosti Zkouška byla provedena podle interní metodiky TÚPO. Aerosol vytvořený spálením pevného aerosolového hasiva známé hmotnosti v ovzduší zkušební komory byl ve vznosu vzorkován personální odběrovou hlavicí Sioutas upevněné na stativu ve výšce 1,8 m nad podlahou expertní komory a ve vzdálenosti 0,9 m od stěny, kterým procházelo vzorkovací vedení do sousední místnosti. Toto vedení bylo osazeno hepafiltrem, průtokoměrem a čerpadlem, viz schema zapojení na obr. 4. Čerpadlo Leland Legacy kompenzuje změny podtlaku při usazování aerosolových částic na koncovém filtru. Bylo kalibrováno pomocí kalibrátoru DC-Lite. Doba odběru kaskádovým impaktorem byla 18,5 minuty. Jednotlivé frakce byly analyzovány vážením se záznamem jednotlivých navážek. Obr. 6 Průběh teplot ovzduší v průběhu experimentu ve zkušební komoře Ostrava 4. - 5. září 2013

103


Distribuce aerosolových částic hasiva podle velikosti rozdělených podle nárůstu hmotnosti na jednotlivých velikostních stupních, viz. obr. 7 a tab. 3.

Celkový součet hmotnostní koncentrace ze všech stupňů kaskádního impaktoru je 3,83 g.m-3. Závěr Velikost částic aerosolového hasiva ve vznosu a distribuce podle jejich velikosti jsou důležitou charakteristikou tohoto typu hasiva. Technický ústav připravuje návrh interní metodiky k validaci pro AZL 1011.2 pro potřebu státního zkušebnictví v ČR. Literatura [1]

Dvořák, O. a kol.: Dílčí výzkumná zpráva s výsledky řešení v roce 2012 výzkumného projektu č. VF20112015021, DVÚ č. 7.

Obr. 7 Graf rozdělení hmotnostní koncentrace hasiva v ovzduší podle velikosti aerosolových částic Tab. 3 Hmotnostní koncentrace hasiva v ovzduší podle velikosti aerosol. částic Velikostní třída [μm]

Hmotnostní koncentrace [g.m-3]

> 2,5

1,57

1 - 2,5

1,92

2,5 - 1

0,23

0,25 - 0,5

0,10

< 0,25

0,01


77.


PAVEL RYBÁě

SPRINKLEROVÁ ZAěÍZENÍ

Sprinklerová zařízení Pavel Rybář Publikace má za účel vysvětlit principy moderní sprinklerové ochrany jako nejúčinnějšího opatření v ochraně majetku a osob. Zachycuje historický vývoj, seznamuje s komponentní skladbou sprinklerových zařízení, principy jejich návrhu a s některými aplikačními oblastmi, kde nachází sprinklerová ochrana uplatnění nejen v současnosti, ale z důvodu ekologické nekonfliktnosti i v delším časovém horizontu. Zvláštní pozornost je věnovaná problematice trvalé provozuschopnosti a účinnosti, která zásadním způsobem ovlivňuje přínosy a očekávání od sprinklerové ochrany. S tím souvisí i systémy kvality, které jsou implementované v EU a jsou příkladem pro jejich zavedení v ČR. Publikace přináší množství informací o významu sprinklerové ochrany pro požární prevenci a jejím celosvětovém vzestupném trendu rozšiřování. ISBN 978-80-7385-106-4. Rok vydání 2011.

cena 140 Kč


104



Zkušební stanovení koncentračních mezí výbušnosti, maximálního výbuchového tlaku, brizance a KGmax za technologických podmínek The Test Determination of Flammability Limits, the Maximum Explosion Pressure, the Rate of Maximum Explosion Pressure Rise, and the Maximum Deflagration Index (KGmax) under Technological Conditions Jan Karl Ing. Libor Ševčík Ing. Otto Dvořák, Ph.D. MV - GŘ HZS ČR, Technický ústav požární ochrany Písková 42, 143 01 Praha 4 - Modřany [email protected], [email protected] [email protected] Abstrakt Zkušební stanovení KMV, pmax, brizance (dp/dt)max a maximálního deflagračního indexu (KGmax) hořlavých plynů a hořlavých kapalin za procesních podmínek je předmětem řešení DVÚ č. 2 výzkumného projektu TÚPO č. VF20112015020 ,,Výzkum a vývoj progresivních metod stanovení PTCH hořlavých látek a materiálů za specifických technologických podmínek“. Článek stručně popisuje zkušební zařízení a zkušební metodu ke stanovení uvedených výbuchových charakteristik za specifických podmínek, které byly vymezeny na základě průzkumu požadavků vybraných českých chemických výrobců a HZS ČR. Klíčová slova Koncentrační meze výbušnosti, maximální výbuchový tlak, brizance, hořlavé plyny a páry hořlavých kapalin, technologické podmínky. Abstract Test determination of flammability limits (FL), the maximum explosion pressure (pmax), the maximum rate of explosion pressure rise (dp/dt)max and the maximum deflagration index (KGmax) of flammable gases and flammable/combustible liquids under technological conditions is a subject of solution of the TÚPO´s partial research project DVÚ No. 2 VF20112015020 „Research and development of advanced methods for the determining the fire technical characteristics of flammable substances and materials under specific technological conditions.“ This article describes briefly the test apparatus and the test method for determining the above mentioned explosion characteristics under technological conditions that have been defined on the basis of the Czech chemical manufacturers demands and the Fire Riscue Service of the Czech Republic demands. Key words Concentration flammable limits, maximum explosion pressure, maximum rate of explosion pressure rise, flammable gases and vapors of flammable liquids, technological conditions. Úvod V současné době je provozováno mnoho chemických výrobních aparátů a procesů, které zpracovávají hořlavé kapaliny nebo plyny či jejich směsi se vzduchem, kyslíkem nebo jiným plynným oxidantem za zvýšených teplot a tlaků. K zabránění potenciálního výbuchu a jeho nebezpečí pro reaktor, provoz,


stavbu, skladovací/přepravní nádobu je znalost přesných hodnot DMV, HMV, pmax, brizance a KGmax nezbytná. Nejsou fyzikálními materiálovými konstantami, jako např. hustota, bod tání, atd. Závisí na řadě faktorů: - látkovém složení a koncentraci hořlavé látky, druhu oxidantu a inertu, - počátečním tlaku a teplotě, - velikosti, tvaru a materiálu nádoby, - velikosti iniciační energie, turbulenci testované směsi, a rychlosti zahřívání. Z tohoto důvodu nelze aplikovat výsledky jejich zkušebního stanovení za atmosférického tlaku a teplotě okolí ve vzduchu podle platných zkušebních norem ISO/IEC,EN na technologické/procesní podmínky pro potřebu požární bezpečnosti a/nebo posuzování požárního rizika a požárně technických expertíz [1]. Technický ústav PO Praha v rámci řešení výzkumného projektu č. VF20112015020 ,,Výzkum a vývoj progresivních metod stanovení PTCH hořlavých látek a materiálů za specifických technologických podmínek“ (poskytovatelem je MV ČR) vyvinul a nechal vyrobit zkušební zařízení a vypracoval interní metodiku pro stanovení výše uvedených PTCH. Terminologie a zkratky - brizance (maximální rychlost nárůstu výbuchového tlaku (dp/dt)max = maximální hodnota (dp/dt)výb naměřená na různých koncentracích hořlavé látky ve výbušné směsi, - dolní mez výbušnosti (DMV) je minimální koncentrace hořlavé látky, která je již schopná šířit plamen v homogenní směsi s plynným oxidantem za podmínek zkoušky, - horní mez výbušnosti (HMV) je maximální koncentrace hořlavé látky, která je ještě schopná šířit plamen v homogenní směsi s plynným oxidantem za podmínek zkoušky, - kritérium šíření plamene výbušnou směsí (výbuchu) je nárůst počátečního tlaku výbušné směsi (po) po iniciaci hořením na hodnotu výbuchového tlaku (pex) ve výši pex/po ≥ 1,07, - maximální deflagrační index (KGmax) je definován tzv. kubickým zákonem KGmax = (dp/dt)max·V1/3, kde V je objem zkušební nádoby, - maximální výbuchový tlak (pmax) je nejvyšší hodnota výbuchového tlaku (pex) naměřená ve zkušební nádobě při různých koncentracích hořlavé látky ve směsi s plynným oxidantem, - PTCH - požárně technické charakteristiky. Podstata zkušební metody stanovení Zkušební směs se za nastavených počátečních zkušebních podmínek, tj. počátečním tlaku do 5 MPa, počáteční teplotě do 200 °C, známého složení plynné směsi v klidovém stavu v uzavřené nádobě (autoklávu) iniciuje zdrojem zapálení, tavnou spirálkou. Hořením/výbuchem vznikající přetlak a nárůst teploty jsou měřeny v čase. Postupně jsou krokově měněny koncentrace zkoušené látky ve zkušební směsi, až jsou stanoveny hodnoty DMV, HMV, pmax a (dp/dt)max.

105


Popis zkušebního zařízení Jedná se o kulovou tlustostěnnou tlakovou nádobu/autokláv ze speciální nerez oceli o vnitřním objemu 10 l, průměru  270 mm, minimální tloušťce stěny 35 mm a celkové délce ve smontovaném stavu 587 mm. Autokláv je ve středové části vybaven dvojitým pláštěm - duplikátorem, který je temperován horkým olejem z vnější samostatné topné cirkulační olejové jednotky po připojení na vstupní a výstupní hrdlo. Je dále vybaven: - zápalnou elektrodou s výměnou tavnou pojistkou/smyčkou o energii cca 30 J a napájecím zdrojem stejnosměrného proudu k iniciaci výbušné směsi, - ventilem pro dávkování plynů, - ventilem pro dávkování testované kapaliny, - termojímkou pro termočlánek, - snímačem výbuchového tlaku, - snímačem počátečního tlaku uvnitř nádoby, - armaturou s průtržnou membránou, - systémem sběru, ukládání dat a SW pro jejich vyhodnocování. Autokláv je spolu s HPLC čerpadlem umístěn na pevném ocelovém rámu, viz obr. 1 a obr. 2.

Technické parametry autoklávu: - konstrukční přetlak:

470 bar,

- konstrukční teplota:

200 °C,

- zkušební tlak:

672 bar,

- nejvyšší dovolený tlak:

445 bar,

- nejvyšší dovolená teplota:

200 °C,

- výrobce: VSK Pardubice s.r.o. podle techn. specifikace TÚPO jako objednavatele. Charakteristika zkušební metody Technický ústav vypracoval podrobné pracovní postupy pro: Stanovení koncentračních mezí výbušnosti a) pomocí dálkově řízených pneumatických ventilů jsou do zkušební nádoby nadávkovány jednotlivé složky (nejprve hořlavý plyn) vždy podle předem vypočteného přírůstku tlaku odečítaného na příslušném tlakoměru metodou parciálního tlaku, b) po teplotní a koncentrační homogenizaci směsi v autoklávu se provede iniciace (zapálení) zkušební směsi s časovým záznamem průběhu tlaku a teploty při výbuchu, c) výše uvedené kroky se opakují podle potřeby se změněným složením směsi s cílem nalézt pro určení DMV minimální koncentraci D1, která šíří plamen (vede k deflagraci) a nejbližší nižší koncentraci D2a, která již plamen/výbuch nešíří. Kritériem výbuchu je poměr Pex/Ppoč ≥ 1,07. Koncentrace D2a se ověří opakovanou zkouškou. Hodnoty D1, D2a a koncentrace kyslíku, stanovená chemickou analýzou se zaznamenají, d) obdobně se opakují výše uvedené kroky s cílem nalézt pro určení HMV maximální koncentraci H1, která ještě šíří plamen (vede k deflagraci) a nejbližší vyšší koncentraci D2, která již plamen/ výbuch nešíří. Kritériem výbuchu je opět poměr Pex/Ppoč ≥ 1,07. Koncentrace D2 se ověří opakovanou zkouškou. Hodnoty H1, H2 a koncentrace kyslíku, stanovená chemickou analýzou se zaznamenají,

Obr. 1 Foto 10 l zkušební nádoby na stojanu

e) pro urychlení stanovení DMV a HMV za zvýšených tlaků a teplot je vhodné stanovit nejprve koncentrační meze výbušnosti za atmosférického tlaku a jejich hodnoty korigované s ohledem na zadaný počáteční tlak a teplotu použít pro vlastní stanovení, f) stanovení se opakuje 5x za podmínek opakovatelnosti, g) DMV a HMV se uvádí v jednotkách (% obj.) za zkušebních podmínek. Zaokrouhlují se dolů na nejbližší 0,1 % obj. Stanovení maximálního výbuchového tlaku a brizance Stanovení maximálního výbuchového tlaku pmax a brizance (dp/dτ)max spočívá v naměření 3 až 5 výbuchových tlaků v okolí stechiometrické koncentrace hořlavé složky a nalezení koncentrace, která dává výbuchový tlak a tím i brizanci nejvyšší hodnoty za zadaných počátečních zkušebních podmínek (tlaku, teploty, plynný oxidant, hořlavá látka). Postup stanovení je obdobný jako při stanovení KMV. Nejvyšší výbuchový tlak je možné určit takto: - matematicky se proloží naměřenými pěti body (Pexi, ci) parabola a matematicky se vypočte souřadnice jejího vrcholu s hledanou hodnotou (Pmax, cmax), - dalšími experimenty se určí koncentrace, při které je výbuchový tlak maximální. Uvádí se v jednotkách bar a určená hodnota pmax se zaokrouhluje na nejbližší násobek 0,1 bar. Postup stanovení brizance

Obr. 2 Schématický řez 10 l zkušební nádobou na stojanu [3] 1 - těleso 10 l autoklávu, 2 - víko, 11 - těsnící manžeta 106

S koncentrací hořlavé látky, při které je dosažen pmax se realizuje experiment. V naměřené křivce pex versus doba výbuchu se vede jejím inflexním bodem sečna, jejíž směrnice je hledanou hodnotou brizance. Uvádí se v jednotkách bar.s-1. Zaokrouhluje se nahoru na nejbližší celé číslo. Ostrava 4. - 5. září 2013


Stanovení KGmax

Literatura

Maximální deflagrační index KGmax se vypočte ze stanovených hodnot pmax a (dp/dt)max podle rovnice (1):

[1]

Dvořák, O. a kol.: Výzkum a vývoj metod zkušebního stanovení a výpočetního odhadu DMV, HMV, pmax, brizance a KGmax hořlavých plynů a par hořlavých kapalin za podtlaku nebo přetlaku ve vzduchu, kyslíku nebo jiném plynném oxidantu, Dílčí výzkumná zpráva výzkumného projektu č. VF20112015020 Výzkum a vývoj progresivních metod stanovení PTCH hořlavých látek a materiálů za specifických technologických podmínek, Praha: Technický ústav PO, 2013, 106.s.

[2]

Stanovení koncentračních mezí výbušnosti, maximálního výbuchového tlaku, brizance a KGmax hořlavých plynů a par za technologických podmínek, Návrh metodiky TÚPO č. 33 -13, Praha, 2013.

[3]

Zpráva zkušební 10 l nádoba. Etapa 1: Výpočet pevnosti, Pardubice: VSK Pardubice s.r.o., 2012.

1

KGMax kde V

 dp    V 3  dt  Max

(1)

objem zkušební nádoby (10 l).

Uvádí se v jednotkách (bar.m.s-1). Zaokrouhluje se na nejbližší vyšší celé číslo. Závěr V následujícím období bude kompletně dovybavena laboratoř potřebným vnitřním vybavením a přístroji. Po ověření vlivu zkušebních podmínek bude zkušební metoda validována. Následně budou realizovány testy látek za technologických podmínek podle zadání firem v ČR, které měly o tato stanovení velký zájem. Předpokládáme akreditaci zkušební metody pro potřebu státního zkušebnictví v ČR.


II.

SEVESO II Ivana Bartlová Směrnice rady EU 96/82/EC o řízení nebezpečí závažných havárií s nebezpečnými látkami - tzv. SEVESO II.

ISBN 8086111-20-2

cena 40 Kč

SEVESO II

EDICE SPBI SPEKTRUM

VIII.

SEVESO VIII Ivana Bartlová Novelizace Směrnice rady EU 96/82/EC o řízení nebezpečí závažných havárií s nebezpečnými látkami - tzv. SEVESO II.

SEVESO III

ISBN 80-86634-00-0

cena 40 Kč Knihy lze objednat na www.spbi.cz nebo na tel.: 597 322 970


107


Projekty podporované Evropskou unií v oblasti ochrany obyvatelstva a krizového řízení Projects Supported by the European Union in the Area of Civil Protection and Crisis Management (Emergency) Mgr. Ing. Vladimír Klaban AKADEMIE, o. p. s. Břenkova 174/3, 613 00 Brno, Hudcova 78 c, 612 00 Brno [email protected] Abstrakt Evropská unie podporuje prostřednictvím Evropského regionálního rozvojového fondu (ERDF) i projekty v oblasti krizového řízení a ochrany obyvatelstva. Konkrétně se jedná o program Cíl 3/Ziel 3 v jehož rámci získaly finanční podporu projekt Ústeckého kraje „Portál pro informační podporu rozhodování za krizových situací“ a projekt Libereckého kraje s názvem „Přeshraniční integrace informací, nástrojů, přístupů a opatření při předcházení a řešení povodní a katastrof.“ Příspěvek informuje o řešení těchto projektů v rámci regionální spolupráce mezi Českou republikou a Svobodným státem Sasko. Klíčová slova Ochrana obyvatelstva, krizové řízení, projekty podporované EU. Abstract The European Union supported by the European Regional Development Fund (ERDF) also projects in the field of crisis management and civil protection. It is the program Cíl 3/Ziel 3. „Ústí Region“ received support for project „Portal for information support of decision making in crisis situations“ and the Liberec Region received support for project „Cross-border integration of information, tools, approaches and measures for the prevention and resolution of floods and disasters.“ The paper informs about solving these projects under the regional cooperation between the Czech Republic and the Free State of Saxony. Key words Civil protection, crisis management, projects supported by EU. Několik slov na úvod o programu Cíl 3/Ziel 3 Programový dokument Programu Cíle 3/Ziel 3 na podporu přeshraniční spolupráce 2007 - 2013 mezi Českou republikou a Svobodným státem Sasko byl vypracovaný a odsouhlasený mezi Českou republikou a Saskem. Dne 20. prosince 2007 byl schválen Evropskou komisí. Lze předpokládat, že po roce 2013 bude program opět pokračovat v rámci Evropského regionálního rozvojového fondu (ERDF).

Evropský regionální rozvojový fond vznikl v roce 1974 jako základní nástroj regionální politiky, je určen k tomu, aby pomáhal odstraňovat zásadní regionální rozdíly v rámci Společenství. V současné době patří mezi nejvýznamnější strukturální fondy.

108

Cílem programu Cíl 3/Ziel 3 na podporu přeshraniční spolupráce 2007 - 2013 mezi Českou republikou a Svobodným státem Sasko je udržitelný územní rozvoj prostřednictvím realizace společných hospodářských, sociálních a kulturních aktivit. Program Cíl 3/Ziel 3 má celkem 3 prioritní osy a v jejich rámci pak 8 jednotlivých oblastí podpory. V rámci 1. prioritní osy s názvem „Rozvoj rámcových společenských podmínek v dotačním území“ je 3. oblastí podpory „Kooperace v oblasti bezpečnosti, záchranných služeb, ochraně před katastrofami a protipožární ochraně.“ V rámci 3. prioritní osy s názvem „Zlepšení situace přírody a životního prostředí“ je 2. oblastí podpory „Protipovodňová ochrana, vodní hospodářství, vodní stavby.“ Obě tyto oblasti úzce souvisejí s problematikou ochrany obyvatelstva a krizového řízení. Jednou z podmínek pro podání projektové žádosti je účast minimálně jednoho českého a jednoho německého partnera, kteří budou řešit navrhovaný projekt společně. Jeden z těchto partnerů pak jako „lead partner“ přebírá hlavní odpovědnost za realizaci projektu. Při podání projektové žádosti a následné realizaci projektu musí být splněny nejméně dvě z následujících čtyř kritérií: společná příprava, společná realizace, společný personál, společné financování. Informace potřebné ke zpracování návrhu projektu a podání projektové žádosti lze získat na webu programu - http://www.ziel3-cil3.eu. Projekt „Portál pro informační podporu rozhodování za krizových situací“ Projekt probíhal v období 2008 - 2013 v rámci projektové osy „Kooperace v oblasti bezpečnosti, záchranných služeb, ochraně před katastrofami a protipožární ochraně.“ Společné zpracování myšlenky projektu a vypracování projektové žádosti probíhalo od počátku roku 2008 za úzké součinnosti českých a německých partnerů. K odsouhlasení jednotlivých cílů a obsahu pracovních celků proběhlo více než 10 pracovních porad a jednání. Lead partnerem projektu byl Ústecký kraj a projektovými partnery byli AKADEMIE, o. p. s., KŘ PČR (MV ČR), Zdravotnická záchranná služba Ústeckého kraje na české straně a Landkreis Sächsische Schweiz-Osterzgebirge Landratsamt a Fraunhofer Gesellschaft zur Förderung angewandter Forschung e. V., na německé straně. Projekt byl zaměřen na zvýšení bezpečnosti obyvatel v příhraničním území, rychlejšímu a efektivnějšímu řešení mimořádných a krizových situací s přeshraničními dopady. Cílem projektu bylo vytvoření systému podpory s přeshraniční působností, pro potřeby společného řešení nebezpečných, nebo krizových situací. Tento systém poskytuje úřadům a zásahovým silám jednotný a aktuální přehled situace a prostředky ke koordinaci zásahů, podporuje dorozumění zásahových sil a vypracování scénářů předpokládaného vývoje mimořádných událostí. Dále výsledky projektu umožňují lepší informování veřejnosti o mimořádných událostech a správné reakci na ně. Informační systém má totiž jak neveřejnou, tak i veřejnou část. Celkem projekt zahrnoval 22 odborných pracovních celků. V rámci projektu proběhlo proškolení pracovníků KŘ a společné cvičení. Byly získány cenné zkušenosti při realizaci a řízení projektu v různém jazykovém a právním prostředí při spolupráci subjektů veřejného a soukromého práva.



Zobrazení situace v sytému „Portál“

Görlitz. Příprava projektu a projektové žádosti probíhala za úzké součinnosti partnerů po celý rok 2011. Impulsem pro tento projekt se staly katastrofální záplavy, které si v srpnu 2010 vyžádaly lidské oběti a způsobily rozsáhlé škody na majetku. Tyto povodně ukázaly, že je potřeba zlepšit přeshraniční součinnost, úroveň informovanosti odpovědných osob, koordinaci zásahových složek a systém varování obyvatelstva. Byly uplatněny i zkušenosti, získané při realizaci projektu „Portál“: Výstupem projektu bude společný přeshraniční informační a koordinační systém s funkcemi pro plánování, předcházení a řešení povodní, ale i jiných mimořádných a krizových situací. Předpokládá se využití a rozšíření technologických rámců z přeshraničního regionu Ústecký kraj, Saské Švýcarsko - Východní Krušknohoří. V dalším období se předpokládá rozšíření projektových řešení i na zbývající územní samosprávné celky. Projekt se skládá z celkem 25 odborných pracovních celků.

Projekt „Přeshraniční integrace informací, nástrojů, přístupů a opatření při předcházení a řešení povodní a katastrof“ Tento projekt probíhá od roku 2012 do roku 2014 v rámci projektové osy „Protipovodňová ochrana, vodní hospodářství, vodní stavby.“ Jeho lead partnerem je Liberecký kraj, projektovým partnerem AKADEMIE, o. p. s. na české straně. Na německé straně jsou projektovými partnery Landkreis Bautzen a Landkreis

Seznam literatury [1]

Projektová žádost pro projekt „Portál pro informační podporu rozhodování za krizových situací“.

[2]

Projektová žádost pro projekt „Přeshraniční integrace informací, nástrojů, přístupů a opatření při předcházení a řešení povodní a katastrof“.

[3]

Web programu Cíl 3/Ziel 3 http://www.ziel3-cil3.eu.


79.


MICHAIL ŠENOVSKÝ MILAN ORAVEC PAVEL ŠENOVSKÝ

TEORIE KRIZOVÉHO MANAGEMENTU

Teorie krizového managementu Michail Šenovský, Milan Oravec, Pavel Šenovský Tato kolektivní monografie se zabývá základními teoretickými předpoklady krizového managementu. Jsou zde rozebrány jednotlivé fáze rizika, metody jejich rozpoznání a možné způsoby omezení jejich působení. Publikace je členěna do kapitol, kdy každá kapitola popisuje a řeší konkrétní problematiku včetně zdůraznění ekonomické stránky práce s riziky. Publikace dále představuje analytické metody vhodné k identifikaci rizika a stanovení priorit při omezení jejich působení. V závěrečných kapitolách se autoři zabývají systémovým přístupem při hodnocení rizik, přechodem od konvenčních metod posuzování rizik ke klíčovým ukazatelům výkonnosti a jsou zde představeny i modely efektivity nákladů na bezpečnost. V příloze je zpracován výkladový slovník pojmů používaných v krizovém managementu. ISBN 978-80-7385-108-8. Rok vydání 2012.

cena 130 Kč



109


Příprava sendvičové látky PCL nanovlákno - dřevní prach - PCL nanovlákno a testování a její sorpční schopnosti Preparation of a Sandwich Material PCL Nano Fiber - Wood Dust PCL Nano Fiber and Testing of its Sorption Capacity doc. Ing. Karel Klouda, CSc., M.B.A., Ph.D.1 Ing. Hana Buřičová

2

brusného pásu 17 m.s-1, zrnitost pásu AA 100, charakteristický tvar prachu (viz obr. 1).

Ing. Markéta Weisheitlová3 Ing. Jiří Chvojka4 1 Státní úřad pro jadernou bezpečnost Senovážné náměstí 9, 110 00 Praha 1 2 MV - GŘ HZS ČR, Technický ústav požární ochrany Písková 42, 143 00 Praha 4 - Modřany 3 Státní ústav jaderné, chemické a biologické ochrany, v.v.i. Kamenná 71, 262 31 Milín 4 Technická univerzita v Liberci Studentská 2, 460 01 Liberec [email protected]

Abstrakt Příspěvek popisuje přípravu sendvičové látky, skládající se z netkané textilie z nanovláken a vrstvy tvořící nano a mikro prach. Tento materiál prokázal velmi dobré sorpční schopnosti vůči ropné skvrně na vodní hladině. Materiál byl podroben TGA a DSC analýze, byla provedena FT IR a SEM analýza. Klíčová slova Polymerní nanovlákno, dřevní prach, TGA, DSC, FT IR analýza. Abstract The contribution describes preparation of a sandwich material consisting of a nano fiber non-woven textile and a layer of nanoand micro- dust. The material has demonstrated very good sorption capacity in respect to oil spills on water surfaces. The material was analyzed by means of TGA, DSC, FT IR and SEM. Key words Polymer nano fiber, wood dust, TGA, DSC, FT IR analysis. Úvod Sorpce je schopnost látky, pomocí adsorpce nebo absorpce, na sebe navázat kontaminant. Adsorpce je chemický děj při kterém kontaminant přilne k povrchu sorbetu - povrchové pohlcování. Absorpce je fyzikální proces kdy kapalná látka proniká do sorpčního materiálu a ten kapalnou látku zadrží. Adsorbenty jsou často sloučeniny obsahující kyslík (křemíkový gel, zeolit), sloučeniny na bázi uhlíku (aktivní uhlí, grafit) a polymerní sloučeniny. Absorbenty lze rozdělit podle původu na přírodní (piliny, dřevěné uhlí), syntetické (polymery jako polyuretany, polypropylen apod.) a minerální (vermikulit, perlit). U připraveného materiálu nanonovlákno polymeru - dřevěný prach - nanovlákno polymeru (nPCL - prach garapa - nPCL) jsme provedli identifikaci pomocí FTIR, elektronovým mikroskopem, tepelnou stabilitu a provedli testování jeho sorpčních schopností. Výchozí látky Polymer - polykaprolakton (PCL) od firmy Sigma Aldrich o molekulové hmotnosti 45 000. Dřevní prach - prach získaný z broušení vysušeného dřeva garapa na pásové brusce typ Houdek, PBH 300 B Basset, rychlost

110

Obr. 1 Charakteristický tvar použitého prachu garapa Použitá měřící technika Foto snímky byly pořízeny na zařízení TWIST Flexible Digital Microscope, výrobce Learning Rescources, Inc., USA. Infračervená ATR spektra (FTIR) byla měřena spektrometrem Nicolet 7600 (Thermo Nicolet Instruments Co., Madison, USA) s detektorem DTGS, děličem paprsku KBr. Parametry měření: počet akumulací spektra 128, rozlišení 2 cm-1. Měření bylo provedeno s ATR kyvetou Smart Orbit (Thermo Scientific) vybavené diamantovým krystalem. Termická analýza TGA a DSC byla prováděna na STA i 1500 Instrument Specialists Incorporated-THASS, analytické váhy SUMMIT, SI 234-4, průtok vzduchu 20 ml.min-1 rychlost ohřevu 10 °C.min-1, keramický kelímek, průměr 5 mm a výška 8 mm, degradační médium vzduch. Technologický postup přípravy nPCL - prach garapy - nPCL Použitý polymer byl polykaprolakton (PCL) od firmy Sigma Aldrich o molekulové hmotnosti 45,000. Tento polymer byl rozpuštěn v rozpouštědlovém systému chloroform/etanol v poměru (8:2) na výslednou koncentraci 19 wt%. Pro zvlákňování polymerního roztoku byl použit strunový váleček (elektroda) dle patentu WO 2008028428. Na tuto elektrodu, která se otáčela rychlostí 25 ot.min-1 bylo přivedeno napětí +15 kV. Na pohyblivý pás (kolektor) vytvořený z materiálu spunbond bylo přivedeno napětí -38 kV. Nanovlákenná vrstva se ukládala na pohyblivý pás, kde po vytvoření nánosu nanovláken docházelo k naprašování částicového materiálu dřeva garapa. Naprašování bylo prováděno naprašovacím zařízením a homogenizováno ultrazvukem. Navážka pro naprašování byla stanovena 2,4 g materiálu. Poté byl opět materiál pokryt samotnou vrstvou nanovláken pro uzavření práškového materiálu uvnitř kompozitu. Nepodařilo se při naprašování prachu garapa na první vrstvu nanovláken docílit homogenitu nánosu. Připravený pás lze podélně rozdělit zhruba na třetiny podle intenzity prachu mezi vrstvami nanovláken PCL (viz obr. 2).



Vzorek číslo 1. s nejmenším obsahem částic dřeva (garapa). Vzorek číslo 2. se středním obsahem částic dřeva (garapa) nejhomogennější pokrytí vzorku částicemi dřeva tento druh vzorku byl použit na testování sorpce a desorpce. 3Vzorek číslo 3. s největším obsahem částic dřeva (garapa), na fotu 3a je zachycen shluk částic dřeva, foto 3b ze zbývající části vzorku. 3a 3b

Vzorek 1 Vzorek 2

Obr. 5 Pás se středním obsahem prachu (2)

Obr. 2 Pásy s rozdílným obsahem prachu garapy v materiálu nPCL - garapa - PCL Tento z počátku nedostatek nehomogenního pokrytí nám umožnil provést posouzení vlivu koncentrace dřevního prachu na sorpční chování materiálu a jeho strukturu. Vzorky těchto pásů byly podrobeny fotodokumentaci, FTIR analýze a elektronové mikroskopii. Zvětšené snímky (150x) z jednotlivých pásu jsou uvedeny na obr. 3 - 6. Shluky dřevěné hmoty jsou patrny na obr. 3 a 4.

Obr. 6 Pás s nejnižším obsahem prachu (1) Bílá úsečka u obr. 3 - 6 značí rozměr 1 mm. Identifikace připravené látky nPCL - prach garapy - nPCL (FT IR, TGA, DSC, SEM)

Obr. 3 Pás s největším obsahem prachu (3b)

Porovnáním IR- spekter z jednotlivých pásů mezi sebou (obr. 7 - 9) se spektrem prachu garapa (obr. 10) můžeme konstatovat, že IR spektra s min. obsahem a středním obsahem prachu jsou totožná se spektrem původního PCL [1], s hlavními a nejsilnějšími vibracemi 1722 cm-1 C=O a 1 165 cm-1 C-O-C.

Obr. 7 IR-spektrum s nejnižším obsahem prachu (vz. č. 1 - viz obr. 2) Obr. 4 Pás s největším obsahem prachu (3a) Ostrava 4. - 5. září 2013

111


Spektrum nPCL-garapa-nPCL s nejvyšším obsahem dřevního prachu (obr. 9) vykazuje poloviční absorbance, nové vibrace skupiny O-H 3 265 cm-1, posun vibrací C-H o 10 cm-1 a propojení deformačních vibrací éterických a glykosidických vazeb C-O-C s tím, že nejsilnější vibrace má hodnotu 1 045 cm-1 a multivibrace v rozsahu 702 - 412 cm-1 charakteristické pro spektrum dřeva.

Obr. 11 TGA a DSC křivka části pásu s nejnižším obsahem prachu (vz. č. 1 - viz obr. 2), navážka 8,9 mg

Obr. 8 IR-spektrum se středním obsahem prachu (vz. č. 2 - viz obr. 2)

Obr. 12 TGA a DSC křivka části pásu s nejvyšším obsahem prachu (vz. č. 3 - viz obr. 2), navážka 9,0 mg Obr. 9 IR-spektrum s nejvyšším obsahem prachu (vz. č. 3 - viz obr. 2)

Obr. 10 IR-spektrum výchozího prachu garapa Porovnali jsme termogramy ze vzorků nPCL-garapa-nPCL s nejmenším obsahem prachu (vzorek č. 1, obr. 2), s nejvyšším obsahem (vzorek č. 3, obr. 2) a samotným výchozím prachem dřeva garapa, viz obr. 11 - 13.

112

Obr. 13 TGA a DSC křivka u samotného výchozího prachu dřeva garapa, navážka 8,7 mg TGA křivky vzorků č. 1 a č. 3 lze rozdělit na několik úseků lišících se směrnicí, tj. rychlostí úbytku hmotnosti. Toto rozdělení s odpovídajícím rozmezím teplot a příslušným hmotnostním úbytkem je uvedeno v tab. 1. V tab. 2 jsou uvedeny parametry detekovaných tepelných dějů na DSC křivce. Tepelné zbarvení děje (ΔH) bylo zjištěno jako plocha píku odpovídajícího příslušnému Ostrava 4. - 5. září 2013


tepelnému ději, tj. jako plocha ohraničená DSC křivkou a spojnicí bodů označujících počátek a konec tepelného děje. Plocha píků je přímo úměrná teplu uvolněnému nebo spotřebovanému při reakci a výška píků (Hf1) je přímo úměrná rychlosti reakce. U vzorku č. 1 při teplotě 360,0 °C začíná docházet k výraznému exotermnímu ději s plochou píku na DSC křivce, což odpovídá hodnotě 1 151,4 kJ.kg-1. U vzorku č. 3 začíná při teplotě 197,1 °C docházet k výraznému exotermnímu ději s plochou píku na DSC křivce, což odpovídá hodnotě 4096,6 kJ.kg-1.

Z morfologie jednotlivých vzorků pořízených elektronovou mikroskopií (obr. 14), lze konstatovat, že ve vzorcích se vyskytují dva typy vláken, tenčí s maximem šířky do 500 nm a širší nad 500 nm. Zastoupení širších vláken se zvyšuje od vzorku č. 1 k vzorku č. 3. Ve vzorku č. 3 se projevovalo nerovnoměrné rozložení poměru obou typů vláken. V oblastech s převahou širších vláken docházelo k pulzaci obrazu, což naznačuje, že masivnější vlákna nejsou dostatečně vodivá. 1

50ȝm 2

3

1

20ȝm 2

3

1

10ȝm 2

3

1

5ȝm 2

3

U vzorku garapa při teplotě 233,2 °C začíná docházet k výraznému exotermnímu ději s plochou píku na DSC křivce, což odpovídá hodnotě 3 467,5 kJ.kg-1. Tab. 1 Rozdělení TGA křivky na teplotní intervaly podle TGA křivkyx Vzorek č.

Interval č.

1

3

garapa

Rozmezí teplot [°C]

Hmot. úbytek [%]

1

25,0 - 370,5

5,8

2

370,5 - 440,8

84,5

3

440,8 - 533,7

11,1

1

25,0 - 101,5

2,3

2

101,5 - 260,7

4,8

3

260,7 - 380,1

55,2

4

380,1 - 454,7

19,1

5

454,7 - 510,2

21,8

1

25,0 - 49,7

0,4

2

49,7 - 94,6

2,5

3

94,6 - 255,0

3,7

4

255,0 - 341,7

53,4

5

341,7 - 405,7

19,2

6

405,7 - 458,9

22,7

Vysvětlivka: X - vymezené průsečíky tečen vedených na příslušném oblouku TGA křivky. Obr. 14 Morfologie vláken (netkané textilie) u jednotlivých vzorků získanou za použití elektronové mikroskopie

Tab. 2 Parametry probíhajících tepelných dějů (DSC) Vzorek č.

Tepelný děj č.

Rozmezí teplot [°C]

ΔH [kJ.kg-1]

Hf1 [mW]

1

1

41,7 - 89,1

-118,1

10,9

2

298,4 - 323,7

14,1

3,2

3

360,0 - 440,3

1151,4

46,1

4

447,6 - 552,9

824,7

18,0

3

garapa

1

27,8 - 130,4

-255,4

6,6

2

197,1 - 428,5

4096,6

64,8

3

428,5 - 531,3

2222,4

62,4

1

25,0 - 144,1

-389,5

6,7

2

233,2 - 388,8

3467,5

78,2

3

388,8 - 483,7

2457,6

79,5

Sorpční schopnost (nasákavost) u materiálu nPCL - prach garapa - nPCL Experiment byl založený na gravimetrickém stanovení, který sledoval schopnost materiálu sorbovat olej a vodu. Vzorky materiálu nPCL - prach garapa - PCL o rozměrech cca 2,5 x 2,5 cm. Byly zváženy a postupně vloženy na hladinu oleje (Shell Helix 15W40), viz ilustrační foto obr. 15 a destilované vody. Doba kontaktu s kapalinou byly 4 min. Poté byly vzorky vyjmuty po odkapání zváženy a následně sušeny mezi filtračními papíry a opět zváženy. Vzorky, které byly nejdříve v kontaktu s vodou byly následně vloženy na hladinu oleje. Po jejich vyjmutí (4 min.) byly zváženy a následně sušeny. Zjištěné zprůměrované změny hmotnosti u jednotlivých vzorků a typů kapalin jsou uvedeny v tab. 3.

Vysvětlivka: ΔH = tepelné zbarvení děje podle DSC křivek (ΔH > 0 … exotermní děj, ΔH < 0 … endotermní děj) Hfl = výška píku tepelného děje na DSC křivce v absolutní hodnotě vztažená k bodu, který odpovídá počátku tepelného děje. Celkové tepelné zabarvení je nejnižší u vzorku č. 1 (1872,1 kJ.kg-1). Následuje samotný prach ze dřeva garapa (5535,6 kJ.kg-1) a nejvyšší tepelné zabarvení vykázal vzorek č. 3 (6063 kJ.kg-1), tj. s nejvyšším obsahem dřevního prachu. Zajímavé je pořadí počátku tepelného rozkladu. Nejnižší počátek tepelného rozkladu byl změřen u vzorku č. 3. Rozdíl mezi vzorkem č. 1 a č. 3 je 163 °C, vzorek č. 3 se začíná rozkládat o 30 - 40 °C dříve, než původní dřevo garapa. Ostrava 4. - 5. září 2013

a)

b)

Obr. 15 Průběh testování na sorbci: a) olej v petriho misce; b) testovaný vzorek na povrchu oleje 113


Tab. 3 Zprůměrovaná nasákavost materiálu pro vodu, olej a voda + olej Vzorek 1 Kontaktní médium

Přírůstek hmotnosti [g]

voda

Vzorek 2

Nasákavost [%]

Přírůstek hmotnosti [g]

Nasákavost [%]

0,04754

336,9

0,05744

olej

0,05328

397,9

voda + olej

0,07127

505,0

hmotnosti [g]

[%]

303,9

0,06087

299,9

0,07259

419,1

0,08551

419,4

0,08630

456,5

Z hodnot vypočtené nasákavosti pro různé části pásu je patrno, že obsah prachu (dle vizuální kontroly) tuto hodnotu v podstatě neovlivnil. Tab. 4 Publikované sorpční schopnosti v praxi používaných sorbetů Sorbent

Hlavní složení sorbetu SiO2, Al2O3, CaO (perlit)

Vapex [2] ECO-DRY PLUS [3] LITEDRI [4]

Sorpční hodnota (nasákavost) našeho materiálu je vyšší pro olej. I po nasycení vodou došlo ještě i k další sorpci oleje. Námi zjištěné hodnoty převyšují údaje publikované Vzorek 3 pro vodu a olej u některých komerčně Přírůstek vyráběných sorbentů, viz tab. 4. Nasákavost

Sorpční kapacita 1 kg sorbetu [kg] max 1,43 (olej) max 2,0 (směs nafta benzín 6:4)

SiO2, Al2O3, Fe2O3

1,3 (olej) 1,3 (voda)

celuloza

3,2 (olej) 3,6 (voda)

Závěr

Příprava a následná dílčí identifikace sendvičové látky nPCL-garapa-nPCL byl pilotním experimentem. Toto uspořádání 0,10062 496,1 umožňuje řadu variant kombinací, a to jak typem dřeva, jeho koncentrací, druhem polymeru apod. Totéž platí i u případné aplikace, např. viz náš test na sorpci. Poděkování Autoři děkují za pomoc při měření FT IR spekter Ing. Evě Zemanové, Ph.D. Seznam literatury [1]

Koenig, J.L.: Spectroscopy of Polymer, 2nd ed. Elsevie: New York, USA 1999.

[2]

Sorbent vapex, Bezpečnostní list, (on-line) 2010, http://www. perlit.cz/protokoly/hl-vapex.pdf.

[3]

ECO-DRY-PLUS, technická dokumentácia REO AMOS, Slovakia, s.r.o.

[4]

Univerzálna drvina LITE-DRI ULD 010, Technická dokumentácia firmy REO AMOS Slovakia, s.r.o.

ISSN: 1211-6920 (Print) 1804-1639 (Online)

Recenzovaný časopis Sdružení Požárního a Bezpečnostního Inženýrství a Fakulty Bezpečnostního Inženýrství

Časopis SPEKTRUM

114

ročník číslo2/2008 2/2010 ročník 10, 8, číslo

SPEKTRUM cena: 120 Kč vychází 2x ročně Hodnocení požární odolnosti dodatečně vyztužených kleneb n b Posouzení Posouzen Pos P Poso oso os ze vlivu os v ivu vl iv nerovnom nerovno no om o měrného rnéh néh néh né ého rozmíst roz rozmí rozmís rozm zmíst místění n osob při návrhu návr vrh vr hu h u evakuace obchodních obchodní center nter te Management Managem Manag Ma M anage anag anagem an a nagemen n nagement na agement ageme age a agem ag ge gement geme g e eme em ment men me m e en nt bezpe nt be ezpe zzpe pe p ečnostních nostníc nostní n no nost nos ostn o stní projekt proj pr p rrojekt ojekt ek ekt e ktů - 1. kt 1. část ás stt Evakuace Evakuac vak vakuace ak akuace kuace kuace ku ua u ace ac ce obyvatelstva ob oby o byv vatelstv vatelst vat va vatelstva atelstva at a atelstv ttelstva te elstva e elstv elst lst lstva lstv stva s stv tv tva tv va a bez be bez podpory podpory odpo dpory pory p ory o orrry y dopravních dopr d dop do opr opravních avn a avníc v vních vníc ních níc ní íc ch h prost ost sttředk ed ed dk ků Výb Výb ý ěr optimálního optimá optimál opt optim opti o op ptim ptimál ptimá p ttiim im ního ho odb odběrního o rníh rn rníh nííh h místa míísta sta ta a k odb o od db d běru ru vody vod v o od d dy y na n vodovodní síti vodovo vodovod vodovodn vo v odovodní ovod ov vodní vod v od o odn odní dní d n níí sí s ti Ochrana před e expiracíí nanočástic při brusu vybraných exotických vybranýc ybr y ybran braných bra bra br ranýc ný ných ých ý ch he ex xotických otick o otickýc ttických tiických ick ických ic ický cký c kých kých ký ch dřev ev

Pracujete v oblasti bezpečnostního inženýrství? Zpracováváte projekt v rámci bezpečnostního výzkumu? Studujete vysokoškolský studijní obor v oblasti bezpečnosti?

 Pak si objednejte časopis SPEKTRUM. Najdete zde novinky z oblasti požární ochrany, bezpečnosti práce a průmyslu, ochrany obyvatel, krizového managementu, bezpečnostního plánování. V časopise publikují přední odborníci z ČR a SR v oblasti bezpečnosti. Tento odborný časopis byl Rada pro výzkum, vývoj a inovace zaregistrován v Seznamu recenzovaných neimpaktovaných periodik. Časopis vychází 2x ročně, předplatné stojí 240 Kč. Časopis lze objednat na www.spbi.cz nebo na tel.: +420 597 322 970.

9 771211 692001

12002


Požární ochrana 2013

Recommend Documents