Požární ochrana 2014

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 2014

Sborník přednášek XXIII. ročníku mezinárodní konference

Ostrava, VŠB - TU 3. - 4. září 2014

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 2014 Sborník přednášek XXIII. ročníku mezinárodní konference pod záštitou rektora Vysoké školy báňské - Technické univerzity Ostrava prof. Ing. Iva Vondráka, CSc. a generálního ředitele HZS ČR brig. gen. Ing. Drahoslava Ryby

Ostrava, VŠB - TU 3. - 4. září 2014

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 2014 Sborník přednášek XXIII. 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 978-80-7385-148-4 ISSN 1803-1803

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

Vědecký výbor konference Scientific Programe Committee brig. gen. 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 Dr. Júlia Hornyacsek, PhD. - National University of Public Service, Budapest prof. RNDr. Pavel Danihelka, CSc. - VŠB - TU Ostrava prof. Dr. rer. nat. Tammo Redeker - Institut für Sicherheitstechnik Freiberg 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. Lenka Černá - SPBI Ostrava Ing. Jaroslav Dufek - PAVUS, a.s. Praha doc. Dr. Ing. Miloš Kvarčák - VŠB - TU Ostrava Zdeněk Novák - Mark2 Corporation Czech a.s. plk. Ing. Zdeněk Ráž - TÚPO Praha doc. Ing. David Řehák, Ph.D. - VŠB - TU Ostrava doc. Ing. Marek Smetana, PhD. - 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 Asistent krizového řízení v krizovém štábu obce Adamec Vilém, Maléřová Lenka Vliv aplikace vodního proudu na tepelné podmínky ve FOK Zbiroh Balner Dalibor, Hora Jan, Strakošová Eva

1

Some Comments on Explosion Parameters and Inert Effect on the Explosion Limits of the Flammable Gases and Liquids 60 Flasińska Paulina

5

12

Investigation of the Influence of Nozzle Inclination Angle and Output on the Size of Sprinkling Area and Intensity of the Spray Gałaj Jerzy, Bąk Sławomir

Fire Resistance Testing of Glazed Building Elements 15 Borowy Andrzej

Komplexná metodika hodnotenia protipožiarnych zásahov v mestských sídliskách Gašpercová Stanislava, Polorecká Mária, Kozák Peter

70

74

18

Spôsoby a možnosti efektívnej prípravy krízových štábov Grega Matúš, Andrassy Vladimír

79

21

Dispersion Conditions of Combustible Dusts for Determination of Minimum Ignition Energy (MIE) Havelková Jana, Lepík Petr

26

Bezpečnost a ekonomika provozu stabilních hasicích zařízení 83 Hošek Zdeněk

Požární bezpečnost objektů věznic Česelská Tereza

29

Přístup EU, NATO k ochraně obyvatelstva Chalupa Jiří

Velkorozměrová požární zkouška v Rýmařově Česelská Tereza, Filipi Bohdan

31

Nové poznatky při odběru vzorků akcelerantů z požářiště Charvátová Vlasta, Růžička Milan

88

35

Využitie monitora Ambassador 1x6 (2x6) pri hasení veľkoobjemovej nádrže ropy Chromek Ivan

93

Odstupové vzdáleností a vliv jejich velikosti na ekonomiku investičního procesu stavby Bojda Tomáš, Thomitzek Adam, Ondruch Jan

Využití vysokotlaké diferenční snímací kalorimetrie (HP-DSC) při popisu chování pevných látek a materiálů při zahřívání Bursíková Petra, Buřičová Hana, Suchý Ondřej Požiarovosť v Ruskej federácii za obdobie 2012 - 2008 Coneva Iveta Posouzení šíření kouře v koridorech s využitím modelu požáru Cvejn Tomáš, Pokorný Jiří

Flash-Point Prediction for Binary Mixtures of Alcohols Dolníček Petr, Skřínský Jan, Lukešová Petra, Skřínská Mária, Marek Jan, Bartlová Ivana Study of Flow Characteristic of in-Line Foam Concentrate Inducers Used in Fire Protection Drzymała Tomasz, Gałaj Jerzy, Binio Joanna Nové poznatky v oblasti zkoušení dřevěných konstrukcí Dufková Magdaléna, Kuklík Petr, Rada Václav Modelovanie ekonomických škôd pri požiaroch v Žilinskom kraji Dvorský Ján, Klučka Jozef Statistické úvahy k normovaným metodám verifikace zkušebních aparatur pro stanovení PTCH Dvořák Otto Interakce elektrického pole s plameny Dvořák Otto, Staněk Jan, Koller Jan, Hrzina Pavel

39

Zhodnocení účinnosti NV č. 91/2010 Sb., o podmínkách požární bezpečnosti při provozu komínů, kouřovodů a spotřebičů paliv Chudová Dana, Mitrenga Karel

64

87

97

45

Modelování tepelné degradace pevných materiálů z hlediska reakční kinetiky Ira Jiří, Hasalová Lucie, Jahoda Milan

101

48

Hmotnostní úbytek těkavých kapalin při hoření experiment a modelování Jahoda Milan, Hasalová Lucie, Roučková Eva

105

52

55

Evaluation of Fire Appliances on Renault Midlum Chassis with Brigades of Fire and Rescue Service of the Zlin Region Jánošík Ladislav

108

Protipožární obklad sloupů sádrokartonem nebo nástřikem protipožární omítkou Knauf Vermiplaster 112 Janoušek Radek

POŽÁRNÍ OCHRANA 2014

Asistent krizového řízení v krizovém štábu obce Assistant for Crisis Management in Crisis Staff of Municipality doc. Ing. Vilém Adamec, Ph.D.

1 Krizový štáb obce

Ing. Lenka Maléřová, Ph.D.

Pokud se krizový štáb obce zřizuje, pak jako jako pracovní orgán starosty obce s úkolem podpořit jej při přípravě na krizové situace a při jejich řešení.1

VŠB - TU Ostrava, Fakulta bezpečnostního inženýrství Lumírova 13, 700 30 Ostrava-Výškovice [email protected], [email protected] Abstrakt Problematice fungování krizových štábů obcí není v současnosti věnována zvláštní pozornost. Přesto se v systému krizového řízení státu s obcemi počítá. Příspěvek upozorňuje na některé aspekty při utváření krizových štábů. Dále uvádí doporučení, která se týkají organizačního uspořádání a fungování krizových štábů obcí. Klíčová slova Krizové řízení, obec, krizový štáb obce. Abstract

Předsedou KŠ obce je starosta obce. Členy KŠ může starosta jmenovat z řad zaměstnanců obecního úřadu, členů rady obce, resp. zastupitelstva obce, zástupců složek IZS dislokovaných v obci a dalších osob, jejichž odbornost je možné při přípravě na řešení mimořádných událostí a krizových situací a při jejich řešení v obci využít. Jisté problémy jsou s vnitřním uspořádáním krizového štábu. Organizační uspořádání KŠ obce na platformě bezpečnostní rady a SPS KŠ není možné, protože bezpečnostní radu obce nezřizuje. Obce se rovněž často potýkají s nedostatkem vhodného personálu. Tato skutečnost byla předmětem zkoumání v rámci projektu „Zabezpečení přípravy lektorů dalšího vzdělávání v oblasti ochrany obyvatelstva při mimořádných událostech v Moravskoslezském kraji“ (dále jen „Projekt“) [4] - viz obr. 2.

Problems functioning crisis staffs municipality is not today devoted to special attention. Nevertheless in system crisis management of state with municipality calculate. Contribution highlighting some one aspects at configuration crisis staffs. Next features recommendation that the be related to organizational form and functioning crisis staffs of municipalitys. Keywords Crisis management, municipality, crisis staff of municipality. Úvod Představitelé územní veřejné správy využívají při zdolávání mimořádných událostí a řešení krizových situací pracovní orgán, kterým je krizový štáb (dále jen „KŠ“). Zatím, co hejtman kraje a starosta obce s rozšířenou působností (dále jen „ORP“) mají povinnost zřídit svůj krizový štáb, starosta obce krizový štáb zřídit může [7, 8]. Předsedou krizového štábu je jeho zřizovatel. Krizové štáby kraje a krizové štáby ORP tvoří členové příslušné územní bezpečnostní rady a další osoby zařazené do stálé pracovní skupiny krizového štábu (dále jen „SPS KŠ“) [3, 5, 8] - viz obr. 1. PĜedseda krizového štábu

Obr. 2 Vztah mezi počtem zaměstnanců obecního úřadu a počtem obyvatel závislost - zdroj: [4] Prezentovaný výsledek v podstatě potvrzuje to, že čím je obec menší, tím méně stálých zaměstnanců obecního úřadu má, a tím méně je možné jich do řešení krizových situací zapojit. Personál tedy nutno hledat jinde. 1.1 Organizační uspořádání krizového štábu obce Jak již bylo uvedeno v předchozím, KŠ obce je pracovním orgánem starosty jak pro přípravu na krizové situace, tak i pro jejich řešení - viz obr. 3.

ýlenové bezpeþnostní rady

ýlenové stálé pracovní skupiny

PracovištČ krizového štábu

Obr. 1 Struktura územního krizového štábu veřejné správy Vnitřní organizační uspořádání krizových štábů obcí přímo stanoveno není. Starostovi obce je uloženo, v případě, že se rozhodne krizový štáb zřídit, přihlédnout k požadavkům stanovenými právními a metodickými doporučeními a místním podmínkám [3, 5]. Ostrava 3. - 4. září 2014

Důvodem ke zřízení krizového štábu obce je podpora starosty obce při plnění úkolů svěřených mu v dané oblasti právním řádem [9]. Starosta obce: - zajišťuje připravenost obce na mimořádné události a na řešení krizových situací, - plní úkoly stanovené starostou obce s rozšířenou působností, - plní úkoly stanovené dalšími orgány krizového řízení, - plní úkoly a opatření uvedené v krizovém plánu obce s rozšířenou působností, - odpovídá za využívání informačních a komunikačních prostředků určených ministerstvem vnitra, - odpovídá za využívání pomůcek krizového řízení určených MV. 1

§ 21 odst. 2 písm. a) zákona č. 240/2000 Sb. 1


Operační pracoviště ýinnost krizového štábu obce

Operační pracoviště zajišťuje stálou podporu KŠ po stránce procesní, tj. hodnocení situace, přípravu návrhu rozhodnutí předsedy KŠ, zabezpečení jejich realizace a kontrolu plnění uložených opatření. Operační pracoviště zejména: - sleduje vývoj situace, analyzuje její změny a tyto textově a graficky dokumentuje,

PĜíprava na krizové situace

ěešení krizových situací

Obr. 3 Činnost krizového štábu obce K dalším požadavkům patří to, že krizový štáb je předurčen k řešení všech druhů krizových situací, a že po dobu jejich řešení má fungovat nepřetržitě, byť ne v plném obsazení. Tedy, že krizový štáb obce se bude k plenárnímu zasedání scházet jako celek, ale mezi těmito zasedáním bude jeho stálá funkce zabezpečena cestou stálé pracovní skupiny. S přihlédnutím k výsledkům Projektu [4] lze pro zřízení krizového štábu obce navrhnout jeho organizační strukturu následovně. Aktivity krizového štábu obce lze roztřídit podle jejich charakteru na činnosti řídící (výkonné), administrativní (podpůrné) a poradní. K jejich plnění lze vytvořit v rámci krizového štábu pracoviště (funkce):

- vede přehledy o nasazených a disponibilních silách a prostředcích k řešení situace, - připravuje návrh reakce na změnu situace ve formě návrhu rozhodnutí předsedy KŠ, - zabezpečuje, po přijetí příslušného rozhodnutí, jeho realizaci, - vede protokol o postupu řešení mimořádné situace a situační mapu. Tyto úkoly pro předsedu krizového štábu plní asistent krizového řízení. Sekretariát krizového štábu Sekretariát podporuje administrativně, organizačně a mediálně předsedu krizového štábu, resp. krizový štáb jako celek. Sekretariát KŠ zejména: - zabezpečuje komunikaci KŠ s okolím,

- operační pracoviště,

- vede základní přehled o obsahu komunikace krizového štábu (Deník doručených a odeslaných zpráv),

- sekretariát krizového štábu,

- plní funkci podatelny,

- expertní skupina.

- připravuje zasedání KŠ a zabezpečuje jeho řádný průběh,

Vnitřní členění krizového štábu obce s jednotlivými funkcemi je zachyceno na obr. 4.

- vede přehled o vynakládání finančních prostředků.

Počet osob zařazených na jednotlivá pracoviště je dán místními možnostmi. Za nejmenší, ještě smysluplné obsazení, je možné považovat složení:

- pořizuje zápisy ze zasedání krizového štábu,

- Předseda krizového štábu (starosta obce, místostarosta obce),

Sekretariát krizového štábu rovněž zabezpečuje zprovoznění a chod pracoviště krizového štábu. Do sekretariátu KŠ jsou zařazení zapisovatel, tiskový mluvčí, a další pracovníci, např. právník, kteří mohou být potřební při řešení nastalé krizové situace.

- Asistent krizového řízení (operační pracoviště),

Expertní skupina

- Zapisovatel krizového štábu (Sekretariát KŠ). Nutno připomenout, že s ohledem vysokou úroveň informatizace ve veřejné správě, je potřeba rovněž počítat s technickým personálem pro obsluhu pracoviště krizového štábu. PĜedseda krizového štábu

Toto pracoviště připravuje odborné podklady pro přípravu a realizaci rozhodnutí předsedy KŠ a zabezpečuje plnění přijatých opatření u svých mateřských organizací. Skupina je složená z představitelů složek bezpečnostního systému obce a zástupců dalších organizací, resp. samostatných expertů, v závislosti na druhu řešené mimořádné situace. 1.2 Využití krizového štábu obce

Operaþní skupina

Sekretariát KŠ

Expertní skupina

Asistent krizového Ĝízení

Zapisovatel krizového štábu

PĜedstavitelé Poradci

PracovištČ krizového štábu

Starosta obce může ke své podpoře využít krizový štáb obce jak při řešení krizové situace, tak i v rámci přípravy na krizové situace. Krizový štáb obce při přípravě na krizové situace Při přípravě na řešení mimořádných událostí a krizových situací vykonává KŠ obce přiměřeně činnosti bezpečnostní rady obce s rozšířenou působností [5]. Mohl by projednávat a posuzovat:

Obr. 4 Vnitřní členění krizového štábu obce s funkčním obsazením

- možné zdroje rizik v obci a jejím okolí a výsledky analýzy ohrožení,

Činnosti jednotlivých funkcionářů, resp. pracovních skupin, je možné charakterizovat následovně.

- krizová opatření, která se týkají obce a vyplývají pro ni z krizového plánu obce s rozšířenou působností,

Předseda krizového štábu

- havarijní opatření, která se týkají obce a vyplývají pro obec z vnějšího havarijního plánu, pokud se tato nachází v zóně havarijního plánování,

Předseda krizového štábu řídí a organizuje činnost krizového štábu. Využívá přitom sekretariát krizového štábu. Předseda krizového štábu zejména: - rozhoduje o opatřeních k řešení nastalé situace, o obsahu informací pro veřejnost a způsobu jejich poskytování, - komunikuje s představiteli spolupracujících orgánů, krizových štábů a s médií,

- finanční zabezpečení připravenosti obce na mimořádné události nebo krizové situace a jejich řešení, - závěrečné zprávy o hodnocení krizových situací řešených obci, - stav připravenosti složek IZS dislokovaných v obci, - způsob seznámení právnických a fyzických osob:

- zabezpečuje další úkoly nezbytné pro řešení nastalé situace. Ostrava 3. - 4. září 2014

2


• s charakterem možného ohrožení v obci,

2 Asistent krizového řízení

• s připravenými krizovými opatřeními,

Obec nemá povinnost zřídit pracoviště krizového řízení, jak je tomu na vyšších stupních územní veřejné správy. Zpravidla proto nemá ani zaměstnance, který získal zvláštní odbornou způsobilost z oblasti krizového řízení a ochrany obyvatelstva.

• se způsobem jejich provedení. KŠ obce by mohl projednávat a posuzovat i další záležitosti a dokumenty související s připraveností obce na mimořádné události a krizové situace a jejich řešení [3]. 1.3 Krizový štáb obce při řešení krizových situací Při zdolávání následků mimořádných události, resp. řešení krizových situací, vykonává krizový štáb obce přiměřeně činnosti jako krizový štáb obce s rozšířenou působností [5]. Úkoly KŠ lze členit na činnosti spojené s přípravou a průběhem zasedání krizového štábu a činnosti představující stálou podporu krizového štábu - viz obr. 5. ýinnost stálé pracovní skupiny krizového štábu

Sledování situace PĜíprava rozhodnutí Dokumentování þinností

Vydání rozhodnutí Kontrola rozhodnutí Ostatní aktivity

Připočteme-li k tomu ještě u menších obcí výše avízovanou personální nedostatečnost, je nutno pro řešení krizových situací hledat doplňkové personální zdroje. Ty může poskytnout místní sbor dobrovolných hasičů a navrhnout své odborně způsobilé členy např. na funkce asistentů krizového řízení. Před zařazením členů dobrovolných hasičů, ale i dalších osob, do funkcí, je žádoucí jejich speciální odborná příprava. Řešením může být využití výsledků již zmíněného Projektu. Pro funkci asistenta krizového řízení je nabízeno vzdělávání v odbornosti specialista ochrany obyvatelstva. Odborná příprava je přímo zaměřena na činnost v krizovém štábu obce. Samotný kurz je 16-ti hodinový a zahrnuje následující odborná témata: - úvod do ochrany obyvatelstva, - organizace a řízení bezpečnosti v obci, - ochrana zaměstnanců v podniku při mimořádných situacích, - bezpečnostní situace v obci, - připravenost obce na mimořádné události a krizové situace, - postavení obce v systému záchranných prací, - opatření ochrany obyvatelstva v obci,

Komunikace

Obr. 5 Struktura činnosti krizového štábu Zasedání krizového štábu V závislosti na časovém průběhu řešení krizové situace rozlišujeme úvodní, průběžné a závěrečné zasedání krizového štábu. Jednotlivé druhy zasedání se od sebe liší zejména tím, co se v rámci nich projednává [1, 2]. Ze zasedání krizového štábu se pořizuje zápis a přikládá se k němu prezenční listina účastníků zasedání. V závislosti na místních podmínkách se může pořizovat též zvukový záznam, který se ukládá společně s projednávanými dokumenty. Činnost stálé pracovní skupiny krizového štábu Úkoly, které jsou nutné k zachování nepřetržité činnosti krizového štábu plnit, je možné rozčlenit následovně: - udržování spojení krizového štábu s okolím, - vedení dokumentace o činnosti krizového štábu, - příprava podkladů pro rozhodnutí předsedy krizového štábu, - distribuce přijatých opatření a kontrola jejich plnění, - ostatní aktivity. Dokumentaci o činnosti krizového štábu tvoří písemnosti zpracovávané po dobu aktivace krizového štábu při řešení krizové situace. O činnosti krizového štábu obce je vhodné vést následující dokumenty: - deník doručených a odeslaných zpráv, - protokol o postupu řešení situace,

- obnova území postiženého mimořádnou událostí, - krizový štáb obce. Časový prostor vymezený pro odbornou přípravu je rozdělen přibližně v poměru 60 % teorie, 40 % praxe. V praktické části kurzu se jeho absolventi účastní cvičení krizového štábu obce. Vzděláváním specialistů ochrany obyvatelstva se zabývá Ústřední hasičská škola v Jánských koupelích. Závěr Krizový štáb obce je pracovním orgánem starosty obce pro přípravu na krizové situace a jejich řešení. Tvoří jej starosta obce a další členové krizového štábu. Za nejmenší, smysluplné obsazení krizového štábu obce, je možné považovat složení předseda krizového štábu, asistent krizového řízení a referent (zapisovatel) sekretariátu KŠ. Pro činnost krizového štábu obce je vhodné vést následující dokumenty - Deník doručených a odeslaných zpráv, Protokol o řešení mimořádné situace, Situační mapu a Zápisy ze zasedání krizového štábu. Pro zajištění odborné přípravy osob zařazovaných do funkcí v krizových štábech obcí je možné využít výsledků Projektu. Tento příspěvek je zpracován s podporou projektu CZ.1.07/3.2.07/03.0050 „Zabezpečení přípravy lektorů dalšího vzdělávání v oblasti ochrany obyvatelstva při mimořádných událostech v Moravskoslezském kraji“. Použitá literatura [1]

Adamec, V.: Metodický manuál pro přípravu specialistů ochrany obyvatelstva. 1. vyd. Ostrava: Sdružení požárního a bezpečnostního inženýrství, 2013. 127 s. ISBN 978-807385-129-3.

[2]

Adamec, V.; Maléřová, L.: Krizový štáb obce, In: Sborník příspěvků mezinárodní konference Metody a postupy ke zkvalitnění výuky krizového řízení a přípravy obyvatelstva na řešení krizových situací, Univerzita Tomáše Bati ve Zlíně, Fakulta logistiky a krizového řízení, Uherské Hradiště. 12. 13. září 2013, str. 10-20, 400 stran, ISBN 978-80-7454-282-4.

- situační mapu, - zápisy ze zasedání krizového štábu. [1, 5] Mezi ostatní aktivity řadíme především zpracovávání různých zpráv a hlášení, které jsou zasílány nadřízeným orgánů, příprava a realizace mediální.

Ostrava 3. - 4. září 2014

3


[3]

Nařízení vlády č. 462/2000 Sb., k provedení § 27 odst. 8 a § 28 odst. 5 zákona č. 240/2000 Sb., o krizovém řízení a o změně některých zákonů (krizový zákon), ve znění pozdějších předpisů.

[4]

Pracovní dokumentace projektu „Zabezpečení přípravy lektorů dalšího vzdělávání v oblasti ochrany obyvatelstva při mimořádných událostech v Moravskoslezském kraji“. Identifikační kód CZ.1.07/3.2.07/03.0050.

[5]

Ministerstvo vnitra ČR. Jednotná pravidla organizačního uspořádání krizového štábu kraje, krizového štábu obce s rozšířenou působností a krizového štábu obce. In Věstník


vlády pro orgány krajů a orgány obcí, Ročník 9, částka 6, Směrnice Ministerstva vnitra č.j. MV-117572-2/POOKR-2011, ze dne 24. listopadu 2011. [6]

Zákon č. 128/2000 Sb., o obcích (obecní zřízení), ve znění pozdějších předpisů.

[7]

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

[8]

Zákon č. 240/2000 Sb., o krizovém řízení a o změně některých zákonů (krizový zákon), ve znění pozdějších předpisů.

4


Vliv aplikace vodního proudu na tepelné podmínky ve FOK Zbiroh Effect in the Application of Fire Stream on the Thermal Conditions in the Flashover Container Zbiroh Ing. Dalibor Balner Ing. Jan Hora Ing. Eva Strakošová VŠB - TU Ostrava, Fakulta bezpečnostního inženýrství Lumírova 13, 700 30 Ostrava-Výškovice [email protected], [email protected] [email protected] Abstrakt Při hašení v uzavřeném prostoru je činnost hasičů zaměřená na ochlazení vrstvy kouře a následně ochlazení horkých povrchů. Posoudit vliv aplikace vodního proudu v uzavřeném prostředí je složité. Jedním ze způsobů jak tuto problematiku exaktně zkoumat, je experimentální výzkum založený na sledování změn tepelných podmínek při aplikaci roztříštěného vodního proudu, resp. vodní mlhy ve vrstvě horkého kouře. Využití FOK umožňuje reprodukovatelně tyto podmínky simulovat v různých prostorech s odlišnou geometrií a dispozicí. Určující je optimální distribuce vodních kapek v takových prostorech, podmíněná správnou technikou použití vodního proudu. Cílem je odebrání energie z vrstvy kouře při minimálním ovlivnění výměny plynů. Výzkum byl založen zejména na sledování hustoty tepelného toku a teploty v prostoru. Klíčová slova Požár ve vnitřním prostoru, sdílení tepla, radiace, dynamika požáru, hustota tepelného toku, hašení vodní mlhou. Abstract Firefighters activity in case of confined space fighting is focused on cooling the smoke layer and subsequently cooling down hot surfaces. Assess the effect of fire stream in a confined space is difficult. One way to examine this issue scientifically is an experimental research based on tracking changes in the thermal conditions in the application of diffuse jet or water mist in a layer of hot smoke. Use of flashover container allows reproducibly simulate these conditions in different areas with different geometry and layout. Determining is the optimal distribution of water droplets in such areas, conditionally correct technique using the fire stream. The aim is to remove energy from the smoke layer with minimal influence of gas exchange. The research was based mainly on monitoring the heat flux and temperature in the space. Key words Fire in Confined Space, Heat Transfer, Radiation, Fire Dynamics, Heat Flux, Water Mist Firefighting.

výcvikového prostoru č. 1 ve FOK, která při zkoumání hustoty tepelného toku má velký význam, protože ve velkém prostoru se inertizační účinek vznikající vodní páry neprojeví bezprostředně, ale se zpožděním a měřené hodnoty ovlivňuje proto jen v omezené míře. V neposlední řadě lze ve FOK ovlivnit proudění plynů. Před provedením experimentu proběhla diskuze, která blíže specifikovala cíle výzkumu. Při zkoumání dynamiky požáru ve vnitřním prostoru lze považovat za obecně přijímaný fakt, že optimálního hasebního účinku při hašení požáru ve vnitřním prostoru lze dosáhnout, pokud v polydisperzní směsi převládá velikostní frakce vodních kapek v kritickém intervalu 0,3 - 0,5 mm a je-li voda v této formě dopravena do větší části prostoru. Celkové množství vody závisí na řadě faktorů, mimo jiné na velikosti, dispozici a geometrii prostoru a směru a intenzitě proudění. Výše uvedené má vztah k požáru ve vnitřním prostoru v celé jeho extenzi, tj. týká se celého dynamického komplexu vzájemných vztahů mezi hořením, okolním prostředím a hasivem. V tomto ohledu byla provedena v druhé polovině 20. století řada experimentů. Na základě zpracované rešerše k problému bylo zřejmé, že je třeba se zaměřit na nějakou specifickou oblast, aby zkouška ve Zbirohu nebyla pouhým opakováním předchozích měření. Proto bylo cílem zkoušek ověřit vliv míry otevření proudnice při nastaveném průtoku a tlaku na odstínění tepelného toku. Výše uvedené parametry jsou určující pro velikost, kinetiku a trajektorii vodní kapky vznikající na proudnici. V konečném důsledku tak bylo záměrem popsat vliv zmíněných veličin na změnu podmínek sdílení tepla radiací ve FOK a porovnat je s podmínkami, v situaci, kdy voda není do prostoru dodávána. Popis měření Experiment byl rozdělen na následující etapy: 1. ověření techniky a technologie měření a nastavení parametrů v zařízení, 2. změření parametrů proudnice ve "studeném" režimu pro průtok 100 a 250 l.min-1 pro tlaky v hodnotách 0,4, 0,45, 0,55, 0,65 a 0,75 MPa, 3. provedení referenčního měření hustot tepelného toku teplot v zařízení bez dodávky vody, 4. provedení měření hustot tepelného toku a teplot v zařízení pro definovanou míru vodního kužele, pro průtok 100 a 250 l.min-1 a pro tlaky v hodnotách 0,4, 0,45, 0,55, 0,65 a 0,75 MPa, Samotné provedení experimentu bylo provedeno následujícím způsobem. Od stroje CAS 32 - T 815 bylo vytvořeno dopravní vedení s rozdělovačem doplněné o průtokoměr a tlakoměr v následujícím pořadí ve směru od CAS: 2 x B, rozdělovač, C (20 m), průtokoměr (PR), C (20 m), tlakoměr (TL), C (10 m), proudnice. Dané vedení je zobrazeno na následujícím obr. 1:

Úvod Měření poklesu hustoty tepelného toku a teploty přes různě definovaný vodní proud v podmínkách zařízení simulující reálné podmínky požáru ve Zbirohu (dále jen „FOK“) proběhlo 24. 6. 2014. Na experimentu se podílely následující subjekty: FBI VŠB TU Ostrava, HZS Plzeňského a Středočeského kraje, ZÚ HZS ČR. Zařízení ve Zbirohu bylo zvoleno z několika důvodů. Významnou roli hrál výkon zařízení a míra podobnosti podmínek, které panují ve FOK při spalování kapalného propanu, s podmínkami při skutečném požáru ve vnitřním prostoru. Dalším důvodem je velikost Ostrava 3. - 4. září 2014

Obr. 1 Schéma zapojení dopravního vedení s rozdělovačem Proudnice byla umístěna na přenosnou lafetu kvůli zajištění konstantní pozice. Lafeta s proudnicí byla umístěna do FOK před stojan s radiometry ve výšce mezi horním a spodním radiometrem. 5


Před a za proudnicí byl také umístěn řetěz s termočlánky v různých výškách, pro zajištění měření teplot v kontejneru viz obr. 2 a 3. Ovládání proudnice bylo zajišťováno pomocí instruktorů FOK, jelikož vytvoření vodního pulsu pomocí kulového ventilu, umístěného před 10 m hadicí C připojenou na lafetu, je velmi nepřesné kvůli změnám tlaku v hadici.

vrata kontejneru - odváděcími otvory byly zvoleny komíny a dveře do sousedního kontejneru. Díky vyvolanému proudění bylo možné směrovat proudění plynů a vytvořit tak de facto horký "fluidní objekt" vykazující stabilitu dostatečnou pro to, aby jej bylo možno použít jako akceptovatelný energetický zdroj pro experiment. Při realizaci se ukázalo, že výše uvedený předpoklad platí s jistými omezeními v případě, že do systému není přiváděna voda. Působením přetlakové ventilace a vhodným využitím vertikálně i horizontálně umístěných otvorů došlo k předpokládanému odklonění proudění požadovaným směrem. Samostatnou fází měření bylo testování parametrů používané proudnice Quadrafog 500. Byla sledována účinná délka dostřiku a výstřikový úhel při definovaném tlaku (0,75, 0,65, 0,55, 0,45, 0,4 MPa), průtoku (100 a 250 l.min-1) a změně úhlu výstřiku. Stejné změny nastavení proudnice byly následně použity při samotné zkoušce.

Obr. 2 Umístění měřicích zařízení 1 - Řetěz s termočlánky - zadní, 2 - Řetěz s termočlánky - přední, 3 - Radiometr - horní, 4 - Radiometr - spodní, 5 - Proudnice umístěná na lafetě Samotné měření se tedy skládalo z měření hustoty tepelného toku na horním a spodním radiometru a teplot na 20 termočláncích umístěných na předním a zadním řetězu (ve vztahu k proudnici) v definovaných výškách. Radiometry byly umístěny v hliníkové trubce o vnějším průměru 60 mm s hloubkou zaústění 90 mm, kvůli minimalizaci emise z horní vrstvy plamenů. Trubky byly hliníkové kvůli nízké emisivitě daného materiálu. Na ústí hliníkových trubek byly vytvořeny speciální ofukovací trysky, aby se zabránilo pronikání vody na radiometry. Tyto trysky však přestaly v průběhu experimentu plnit funkci, protože spotřeba vzduchu byla větší než zásoba tlakových lahví, použitých jako zdroj vzduchu pro vzduchovou clonu.

Obr. 3 Dispozice měřicích zařízení Tpřední - (S8 - S1) - 2230, 2080, 1880, 1680, 1480, 1280, 1080, 780 [mm]; Tzadní - (S12 - S1) - 2230, 2080, 1880, 1680, 1480, 1280, 1080, 880, 780, 680, 480, 280 [mm]; R1,2 - 700, 1400 [mm] Prvním problémem při navrhování experimentu bylo nalézt způsob, jak využít plamen vznikající ventilací řízeným spalováním kapalného propanu jako zdroj sálání. Při každém hoření jsou přítomny tři základní principy sdílení tepla - kondukce, konvekce a radiace. Zmiňované mechanismy přispívají svým dílem při každém hoření a požáru ve všech jeho fázích a ve všech místech současně. Bylo zřejmé, že není možné vytvořit v zařízení takové podmínky, aby tepelná radiace byla přítomna jako jediná forma přestupu tepla. Pravděpodobnou se zdála varianta takového uspořádání, kdy bude formou převládající. Pomocí dvou, později tří přetlakových ventilátorů byly změněny tlakové poměry v zařízení - uvnitř kontejneru byl vytvořen přetlak. Přiváděcími otvory byly Ostrava 3. - 4. září 2014

V grafu na obr. 5 jsou uvedeny maximální a průměrné hodnoty hustoty tepelného toku dopadající na radiometry v jednotlivých výškách bez aplikace vodního proudu - při kalibraci zařízení. Jak je patrné, tak změna hustoty tepelného toku je asi 35 % mezi horním a dolním radiometrem jak při průměrných hodnotách, tak při hodnotách maximálních. Lze tedy konstatovat, že při snížení výšky o 70 cm poklesla hustota tepelného toku při daném měření bez aplikace vody přibližně o 35 %. Hodnoty byly získány výběrem lokálních extrémů křivky hustoty tepelného toku bez aplikace vodního proudu. V průběhu referenčního měření hustoty tepelného toku bez dodávky vody do zařízení bylo provedeno šest sérií po deseti zapáleních. Vývoj hodnot hustoty tepelného toku pro spodní a horní radiometr uvádí grafy 1 a 2. Emise ohřátých ohraničujících konstrukcí byla velmi dobře patrná v době mezi dvěma zapáleními, tj. hodnoty lokálního minima na křivce popisující hodnoty hustoty tepelného toku vykazují zřetelnou růstovou tendenci v intervalu 7 kW.m-2 pro horní radiometr a 6 kW.m-2 pro spodní radiometr pro jednu sérii, resp. o přibližně 5 kW.m-2 v průběhu celého referenčního měření pro obě dvě pozice radiometrů. Tento příspěvek vlastní emise sálání ohraničujících konstrukcí ovlivňuje i hodnoty lokálního maxima, které vykazují růstovou tendenci v intervalu 5 kW.m-2 pro horní radiometr a 6,5 kW.m-2 pro spodní radiometr pro jednu sérii, resp. o přibližně 5 kW.m-2 v průběhu celého referenčního měření pro obě dvě pozice radiometrů. Je možné tedy učinit závěr, že spolupůsobení tepelné emise ohraničujících konstrukcí se významně podílí na celkové tepelné bilanci a nelze jej zanedbat. Konečná fáze měla za cíl popsat změnu podmínek v zařízení v případě, že je do systému dopravena voda. Parametry dodávky vody se průběžně měnily stanoveným způsobem podle následujícího klíče: zařízení pracovalo na stupeň 1, tj. při otevření servo ventilu na 30 %, doba zapnutí hořáků byla 3 s, přičemž v druhé sekundě měla být aplikována voda; 5 pulsů v délce 2 s později 5 s při průtoku 100 l.min-1 a 5 pulsů v délce při průtoku 250 l.min-1; po deseti pulsech následovala změna velikosti vodního kužele a dostřiku proudnice pootočením hubice o 1/5 v intervalu 0 - 90°; měření byla prováděna postupně pro tlaky 0,75 MPa, 0,65 MPa, 0,55 MPa, 0,45 MPa a 0,40 MPa viz obr. 4.

Obr. 4 Definování měření Průběh hodnot tepelného toku pro jednotlivé tlaky a průtoky uvádí grafy 3 až 14. Přerušovanou čarou jsou vyneseny hodnoty referenčního měření. V grafech 2, č. 4 a 5, 7 a 8, 10 a 11 a 13 a 14 jsou zaznamenány minimální a maximální hodnoty pro jednotlivé radiometry při různých tlacích a průtocích a jsou zde uvedeny 6


Diskuze

i referenční hodnoty. Naplánováno bylo tak celkem 250 měřených pokusů. Ve skutečnosti v důsledku intenzivního tepelného působení na obsluhu proudnice bylo třeba navýšit počet hasičů obsluhujících proudnici, což vedlo k výpadkům a prostojům. S výjimkou informačního šumu při sérii pro tlak 0,65 MPa, kdy voda nebyla dodávána podle dohodnutého klíče, však neměly zmíněné nedostatky takový vliv, aby zatížily měření neakceptovatelnou chybou. Problémem představovala pomalá odezva průtokoměru. Průtokoměr na změny průtoku v řádu sekund nereagoval, a proto lze celkové množství vody dodávané do prostoru stanovit pouze orientačně. V tomto smyslu lze použít následující výpočet. Pro ekvivalentní průměr proudnice a stanovení koeficientu průtoku platí: d100  q  c. vteor 

q1

3

2,1.10 . P

3

2,1.10 . 0,6.10

6

 7,9  mm ; d 250 

q2

3

2,1.10 . P

250



3

2,1.10 . 0,6.106

 12, 4  mm 

2 p1  .d 2 4q  . . c 2 4 2 p   .d 2p

q1teor  v. c250

100



Ze závislosti hustoty tepelného toku na čase zkoušky byly pro daný tlak vybrány lokální extrémy funkce neboli maximální hodnoty hustoty tepelného toku, kterých bylo dosaženo při aplikaci vody do prostoru za daného tlaku. Z těchto maximálních hodnot pro daný tlak byly následně vytvořeny průměrné hodnoty. V následující tab. 2 jsou uvedeny průměrné hodnoty hustoty tepelného toku dopadající na horní/spodní radiometr při aplikaci proudu za daného tlaku na proudnici:





 d12

2.0,6.106 103  35.

 34,63  35 l.min -1   

 .7,92.106

4 4  0,98; c100  0,97

2

2

d  .12, 4 .10  0,0017  m3.s-1   103 l.min -1  ; q2teor  v. 2  35.     4 4

kde

6

 0,0042  m3.s-1   254 l.min -1     

Tab. 2 Horní a spodní radiometr

d

ekvivalentní průměr[mm],

7,5 bar

6,5 bar

q

jmenovitý průtok [m3.s-1] nebo [l.min-1],

[kw.m-2]

13,39

16,18

16,21

17,80

16,59

16,03

[kw.m-2]

7,75

7,75

8,03

9,46

9,19

8,44

c

koeficient průtoku [-],

v

rychlost proudění [m.s-1],

d

průměr proudnice [m],

p

tlak na proudnici [Pa]. Přibližné množství vody dodávané do prostoru udává tab.1:

Tab. 1 Přibližné množství vody dodávané do prostoru v závislosti na tlaku Jmenovitý průtok [l.min-1] 100 250

Tlak [MPa] 0,40

0,45

0,55

0,65

MPa

81

88

95

103

l.s-1

1,34

1,46

1,58

1,71

l.min-1

211

224

248

269

l.min-1

3,52

3,73

4,13

4,48

l.s-1

5,5 bar

4,5 bar

4 bar

Průměr

Při srovnání dat je patrné, že pokles hustoty tepelného toku je asi 47,4 % mezi horním a dolním radiometrem (70 cm výškově) při aplikaci vody a cca 35 % bez aplikace vody. Pokud se podíváme na průměrné hodnoty v grafu na obrázku 5 (Hustota tepelného toku bez aplikace vody) a srovnáme je s hodnotami z tab. 2, je možné stanovit pokles hustoty tepelného toku při aplikaci vody, jak pro spodní/horní radiometr tak celkově. Lze tedy konstatovat, že pokles hustoty tepelného toku při aplikaci vody do prostoru mezi zdroj sálání a radiometry činí u horního radiometru zhruba 46,1 % a 56,3 % u radiometru dolního. Obecně lze tedy říci, že pokles hustoty tepelného toku přes aplikovanou vodu je při tomto měření přibližně 51 %. V grafu na obr. 5 jsou také uvedeny maximální a průměrné hodnoty teploty naměřené na termočláncích umístěných nejblíže radiometrům, tzn. ve výšce 78 a 148 cm, bez aplikace vodního proudu - při kalibraci zařízení.

Teploty ve výšce radiometrĤ

600,0


550,0 500,0 450,0 Teplota [°C]

Voda je do prostoru dodávána ve formě polydisperzní směsi, kdy velikostní frakce vodní kapky v určitém intervalu převládají. Vodní kužel nemá homogenní strukturu, ale průtok v jeho částech se mění v závislosti na konstrukci proudnice. Používaná proudnice tvořila vodní kužel s nejvyšší intenzitou dodávky vody v jeho středu. Pro stanovení distribuční funkce pro velikost kapky lze použít Rossin - Rammlerovo rozdělení. Mechanismus chování oblaku vodních kapek v teplotním poli je natolik složitý, že na platformě tohoto článku jej nelze popsat. Jedná se o komplex dynamických vztahů, kdy kapky jsou v interakci s prostředím i se sebou navzájem. Roli hraje množství faktorů, mimo jiné převládající velikost vodní kapky v oblaku, celkové množství vody, proudění a teplota prostředí, výkon energetického zdroje atd. Základní hrubou představu o chování výrazně nehomogenního systému si lze vytvořit aplikací kriteriálních rovnic popisujících možné a pravděpodobné procesy v souvislosti s nestacionárním transportem hmoty a energie.

400,0

T - horní (prĤmČr)

350,0

T - horní (max)

300,0

T - dolní (prĤmČr)

250,0

T - dolní (max)

200,0 150,0 100,0

50,0

0,0

Obr. 5a Teploty a hustoty tepelného toku bez aplikace vody

7


jednoho pulsu se vlastně objevují dvě lokální maxima a dvě minima. Trend je v tomto případě opačný než u dalších sledovaných hodnot a s klesajícím tlakem na proudnici rovněž vykazuje klesající tendenci. Při bližším zkoumání toto druhé lokální minimum odpovídá přibližně okamžiku po ukončení dodávky vody. Příčinou by nemělo být sálání z plamene hořáku, protože z bezpečnostních důvodů byly hořáky při měření pro tlaky 0,40 - 0,65 MPa odstavovány 3 s před ukončením dodávky vody. Možným vysvětlením je okamžité spolupůsobení nárůstu transmisivity prostředí v důsledku odvedení vodní páry, selektivní emise tepelné radiace plynných reziduí ve vzestupném proudu horkých plynů a vlastní emise tepelného záření ohraničujících konstrukcí. Řešením by mohla být selektivní detekce vlastních frekvencí vyzařování plynů, jejichž přítomnost přichází v této fázi experimentu v úvahu.

Hustota tepelného toku dopadající na radiometry 35

]

Ͳ2

30 R - horní (prĤmČr)

25

R - horní (max) 20

R - dolní (prĤmČr) R - dolní (max)

15 10 5 0

Obr. 5b Teploty a hustoty tepelného toku bez aplikace vody

Při průtoku 250 l.min-1 bylo patrné, že odváděcí otvory nejsou dostatečné pro odvod plynů při nárůstu tlaku v zařízení vyvolaného příspěvkem vzniklé vodní páry. Z toho důvodu měření ovlivnil na jedné straně inertizační účinek páry, který snižoval intenzitu energetického zdroje, a na straně druhé skoková změna tlaku při expanzi páry vzniklé fázovou přeměnou dodávané vody, která způsobila posunutí hranice plamene směrem k radiometrům. S větší intenzitou, než při průtoku 100 l.min-1 docházelo při zužování kužele a prodlužováním účinného dostřiku k ochlazování teploty plamene a tím i snížení emise sálavé složky tepla. Při nízkých tlacích na proudnici vznikaly velké kapky, které se v průběhu svého letu neodpařily a dopadaly na žhavé ohraničující konstrukce. Tak vznikala další pára, jejíž přítomnost vedla k dalšímu snížení výkonu energetického zdroje, snížení prostupnosti prostředí pro tepelné záření a byla příčinou i snížení sálání ohraničujících konstrukcí. V průběhu teplot změřených na termočláncích S8 - S1 je patrný místy extrémní nárůst teplot, po většinu času však teplotní křivky ukazují nízké hodnoty. Vysvětlením je možný kontakt vody s termočlánky při prodloužení účinného dostřiku proudnice a jejich průběžné ochlazování.

Z grafu vyplývá, že změna průměrné teploty činí asi 67 % a maximální teploty zhruba 59 % mezi termočlánky umístěnými přibližně v místě radiometrů (148 a 78 cm). Hodnoty byly získány výběrem lokálních extrémů křivek teploty bez aplikace vodního proudu. Stejným způsobem byla selektována data při aplikaci vody. Ze závislosti teploty na čase zkoušky byly pro daný tlak vybrány lokální extrémy funkce neboli maximální hodnoty teplot, kterých bylo dosaženo při aplikaci vody do prostoru za daného tlaku. Z těchto maximálních hodnot pro daný tlak byly následně vytvořeny průměrné hodnoty. V následující tabulce jsou uvedeny průměrné hodnoty naměřených teplot při aplikaci proudu za daného tlaku na proudnici: Tab. 3 Horní a dolní termočlánek 4 bar

Průměr

[°C]

267

[°C]

97

281

280

296

306

286

86

101

106

101

98,2

Jak je vidět z hodnot, změna mezi horním a spodním termočlánkem je procentuálně přibližně stejná při aplikaci vody i bez ní, tedy asi 66 % (bez vody 67 %) u průměrných hodnot. Pokud srovnáme hodnoty bez aplikace vody (obr. 5) s hodnotami v Tabulce 3 (kdy byla voda aplikována), můžeme stanovit pokles teploty pro horní/dolní termočlánek a také celkově. Je tedy možné říci, že při tomto měření poklesla teplota na horním termočlánku z hodnoty 456 ºC na 286 ºC, neboli se snížila o cca 37 %. U spodního termočlánku se teplota snížila z hodnoty 152 ºC na 98 ºC, což je pokles o téměř 36 %. Obecně lze tedy konstatovat, že pokles teploty přes aplikovanou vodu je při tomto měření přibližně 36 %. Při porovnání procentuálního vyjádření hodnot hustoty tepelného toku a teploty po aplikaci vody lze konstatovat, že k většímu poklesu dochází u hustoty tepelného toku než u teplot. Voda byla do prostředí dodávána při různých tlacích a průtocích, což mělo vliv na celkové množství vody dopravené do systému, ale také na velikost kapky. Při průtoku 100 l.min-1 je dobře patrný pokles účinnosti dodávky vody do prostředí s klesajícím tlakem na proudnici. Spolupůsobí zde menší objem dodávaného hasiva a velký rozměr kapek. S ohledem na omezené množství vody se v zanedbatelné míře projevuje inertizace prostředí vodní párou, která byl výrazná u větších průtoku q = 250 l.min-1. V souvislosti se zužováním kužele a prodlužováním účinného dostřiku se projevil fakt, že voda se dostala do vlastní zóny plamene, což vedlo podle všeho ke snížení teploty plamene a tím i emise sálavé složky tepla. Lze se proto domnívat, že i když se hodnota hustoty tepelného toku se zužujícím se kuželem zvyšovala, jsou získané hodnoty nižší v důsledku odebraného konvektivního tepla vzestupnému proudu horkých plynů. V grafech, reprezentujících maximální a minimální hodnoty zaznamenané radiometry pro měření s dodávkou vody, se často objevuje po prvotním poklesu z maximální hodnoty další nárůst, aby pak křivka pokračovala v poklesu - v oboru hodnot v intervalu Ostrava 3. - 4. září 2014

Hustotateplenéhotoku,radiometr1a2Ͳ100l.minͲ1,0,75,0,65,0,55MPa Hustotatepelnéhotoku,radiometr1a2– referenēnímĢƎení 40 35 30 25

40 35 30 25

20 15 10 5 0

20 15 10 5 0

horníradiometrref spodníradiometrref Lineární(horníradiometrref) Lineární(spodníradiometrref)

1 11 21 31 41 51 61 71 81 91 101 111 121 131 141 151 161 171 181 191 201 211 221 231 241 251 261 271 281 291 301 311 321 331 341 351 361 371 381 391 401 411 421 431 441 451 461 471 481 491 501 511 521 531 541 551

4,5 bar

Hustotatepelnéhotoku (kW .m 2 )

5,5 bar

as(s)

Graf 1 Průběh hodnot hustoty tepelného toku pro radiometr 1 a 2 - referenční měření MaximálníaminimálníhodnotyhustotytepelnéhotokuͲ referenēnímĢƎení Hustotatepelnéhotoku(kW.m2)

6,5 bar

40

40

35

35

30

30

25

25

20

20

15

15

Lineární(horníradimetrmin)

10

10

Lineární(spodníradiometrmin)

5

5

Lineární(spodníradiometrmax)

0

0

Lineární(horníradiometrmax)

horníradimetrmin spodníradiometrmin spodníradiometrmax horníradiometrmax

as(s)

Graf 2 Lokální maxima a minima změřených hodnot tepelného toku pro radiometr 1 a 2 - referenční měření Hustota tepleného toku, radiometr 1 a 2 - 100 l.min-1, 0,75, 0,65, 0,55 MPa 40

40

35

35

30

30

25

25

horní radimetr 100

20

20

spodní radiometr 100

15

15

10

10

5

5

horní radiometr ref Hustota tepelného toku (kW.m2)

7,5 bar

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200 210 220 230 240 250 260 270 280 290 300 310 320 330 340 350 360 370 380 390 400 410 420 430 440 450 460 470 480 490 500 510 520 530 540 550 560 570 580 590

Hustota tepelného toku [kW.m

40

spodní radiometr ref

Lineární (horní radiometr ref) Lineární (spodní radiometr ref)

0

0

Lineární (horní radimetr 100)

1 11 21 31 41 51 61 71 81 91 101111121131141151 161171181191201211221231241251261271281291301311321 331341351361371381391401411421431441451461471481491 501511521531541551561571581591601611621631641651661 671681691701711721

as (s)

Lineární (spodní radiometr 100)

Graf 3 Průběh hodnot hustoty tepelného toku pro radiometr 1 a 2 při průtoku na proudnici 100 l.min-1 a tlaku 0,75 - 0,55 MPa

8

POŽÁRNÍ OCHRANA 2014 Hustotateplenéhotoku,radiometr1a2Ͳ 250l.minͲ1,0,75,0,65,0,55MPa

40

40

35

35

30

30

horní radiometr max 1007555

25

25

horní radiometr stred 1007555

20

20

horni radiometr min 1004540

15

15

10

10

5

5

0

0

horní radimetr min

horní radiometr max Lineární (horní radimetr min) Lineární (horní radiometr max 1007555) Lineární (horní radiometr stred 1007555)

as (s)

Hustotatepelnéhotoku(kW.m2)

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200 210 220 230 240 250 260 270 280 290 300 310 320 330 340 350 360 370 380 390 400 410 420 430 440 450 460 470 480 490 500 510 520 530 540 550 560 570 580 590 600 610 620 630 640 650 660 670 680 690 700 710 720 730 740 750 760 770

Hustota tepelného toku (kW.m2)

Maximální a minimální hodnoty hustoty tepelného toku, radiometr 2 - 100 l.min-1, 0,75, 0,65, 0,55 MPa 40

40

35

35

30

30

25

25

20

20

15

15

10

10

5

5

0

0

horníradiometrref spodníradiometrref horníradimetr250 spodníradiometr250 Lineární(horníradiometrref) Lineární(spodníradiometrref) Lineární(horníradimetr250)

as(s)


Maximální a minimální hodnoty hustoty tepelného toku, radiometr 1 - 100 l.min-1, 0,75, 0,65, 0,55 MPa 40

40

35

35

30

30

25

25

Lineární(spodníradiometr250)

1 11 21 31 41 51 61 71 81 91 101 111 121 131 141 151 161 171 181 191 201 211 221 231 241 251 261 271 281 291 301 311 321 331 341 351 361 371 381 391 401 411 421 431 441 451 461 471 481 491 501 511 521 531 541 551 561 571 581 591 601 611 621 631 641 651 661 671 681 691 701 711 721 731 741 751 761

Graf 4 Lokální maxima a minima změřených hodnot tepelného toku pro radiometr 2 - při průtoku na proudnici 100 l.min-1 a tlaku 0,75 - 0,55 MPa

horní radiometr max 1007555

Maximálníaminimálníhodnotyhustotytepelnéhotoku,radiometr2Ͳ 250l.minͲ1,0,75,0,65,0,55MPa

horní radiometr stred 1007555 horni radiometr min 1004540

20

20

spodní radiometr max

15

15

Lineární (spodní radimetr min)

10

10

Lineární (horní radiometr max 1007555)

5

5

Lineární (horní radiometr stred 1007555) Lineární (horni radiometr min 1004540)

0 760 770

700 710 720 730 740 750

530 540 550 560 570 580 590 600 610 620 630 640 650 660 670 680 690

470 480 490 500 510 520

410 420 430 440 450 460

300 310 320 330 340 350 360 370 380 390 400

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200 210 220 230 240 250 260 270 280 290

0

as (s)

Lineární (spodní radiometr max)

Graf 5 Lokální maxima a minima změřených hodnot tepelného toku pro radiometr 1 - při průtoku na proudnici 100 l.min-1 a tlaku 0,75 - 0,55 MPa Hustotateplenéhotoku,radiometr1a2Ͳ


Hustota tepelného toku (kW.m2)

spodní radimetr min

40

40

35

35

30

30

25

25

20

20

15

15

10

10

5

5

horníradimetrmin horníradiometrmax2507555 horníradiometrstred2507550 horníradiometrmin2507555 horníradiometrmax Lineární(horníradimetrmin) Lineární(horníradiometrmax2507555) Lineární(horníradiometrstred2507550) Lineární(horníradiometrmin2507555) Lineární(horníradiometrmax)

100l.minͲ1,0,45,0,40MPa 0 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200 210 220 230 240 250 260 270 280 290 300 310 320 330 340 350 360 370 380 390 400 410 420 430 440 450 460 470 480 490 500 510 520 530 540 550 560 570 580 590 600 610 620 630 640 650 660 670 680 690 700 710 720 730 740 750 760 770 780 790 800

0

40

40

35

35

30

30

25

25

20

20

15

15

Lineární(horníradiometrref)

10

10

Lineární(spodníradiometrref)

5

5

Lineární(horníradimetr100)

0

0

horníradiometrref


spodníradiometrref horníradimetr100 spodníradiometr100

Maximálníaminimálníhodnotyhustotytepelnéhotoku,radiometr2Ͳ 250l.minͲ1,0,75,0,65,0,55MPa


as(s)



1 11 21 31 41 51 61 71 81 91 101 111 121 131 141 151 161 171 181 191 201 211 221 231 241 251 261 271 281 291 301 311 321 331 341 351 361 371 381 391 401 411 421 431 441 451 461 471 481 491 501 511 521 531 541 551 561 571 581 591 601 611 621 631 641 651 661


as(s)

40

35

35

30

30

25

25

20

20

spodníradiometrmax

15

15

Lineární(spodníradimetrmin)

10

10

Lineární(spodníradiometrmax2507555)

5

5

Lineární(spodníradiometrstred2507555)

0

0

spodníradimetrmin spodníradiometrmax2507555 spodníradiometrstred2507555 spodníradiometrmin2507555

Lineární(spodníradiometrmin2507555)

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200 210 220 230 240 250 260 270 280 290 300 310 320 330 340 350 360 370 380 390 400 410 420 430 440 450 460 470 480 490 500 510 520 530 540 550 560 570 580 590 600 610 620 630 640 650 660 670 680 690 700 710 720 730 740 750 760 770 780 790 800

Maximálníaminimálníhodnotyhustotytepelnéhotoku,radiometr2Ͳ 100l.minͲ1,0,45,0,40MPa

40


as(s) 40

35

35

30

30

25

25

20

20

15

15

10

10

5

5


horníradiometrmax1004540 horníradiometrstred1004540 horniradiometrmin1004540 horníradiometrmax Lineární(horníradimetrmin)

Hustotateplenéhotoku,radiometr1a2Ͳ 250l.minͲ1,0,45Ͳ 0,40MPa

Lineární(horníradiometrmax1004540)

Lineární(horníradiometrmax) 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200 210 220 230 240 250 260 270 280 290 300 310 320 330 340 350 360 370 380 390 400 410 420 430 440 450 460 470 480 490 500 510 520 530 540 550 560 570 580 590 600 610 620 630 640 650 660 670 680 690 700 710

as(s)



Lineární(horniradiometrmin1004540)

0

0

40

40

35

35

30

30

25

25

20

20

15

15

Lineární(horníradiometrref)

10

10

Lineární(spodníradiometrref)

5

5

Lineární(horníradimetr250)

0

0


Lineární(horníradiometrstred1004540) horníradiometrref

35

35

30

30

25

25

20

20

spodníradiometrmax

15

15


10

10

spodníradimetrmin spodníradiometrmax1004540 spodníradiometrstred1004540

Maximálníaminimálníhodnotyhustotytepelnéhotoku,radiometr2Ͳ 250l.minͲ1,0,45,0,40MPa

spodníradiometrmin1004540

Lineární(spodníradiometrmax1004540) Lineární(spodníradiometrstred1004540)

5

5

Lineární(spodníradiometrmin1004540) 0 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200 210 220 230 240 250 260 270 280 290 300 310 320 330 340 350 360 370 380 390 400 410 420 430 440 450 460 470 480 490 500 510 520 530 540 550 560 570 580 590 600 610 620 630 640 650 660 670 680 690 700 710 720 730 740 750 760 770

0


as(s)



spodníradiometr250




40

horníradimetr250

as(s)

Maximálníaminimálníhodnotyhustotytepelnéhotoku,radiometr1Ͳ 100l.minͲ1,0,45,0,40MPa 40

spodníradiometrref

1 11 21 31 41 51 61 71 81 91 101 111 121 131 141 151 161 171 181 191 201 211 221 231 241 251 261 271 281 291 301 311 321 331 341 351 361 371 381 391 401 411 421 431 441 451 461 471 481 491 501 511 521 531 541 551 561 571 581 591 601 611 621 631 641 651 661


horníradimetrmin

40

40

35

35

30

30

25

25

20

20

horníradiometrmax

15

15

Lineární(horníradimetrmin)

10

10

Lineární(horníradiometrmax2504540)

5

5

0

0

horníradimetrmin horníradiometrmax2504540 horníradiometrstred2504540 horníradiometrmin2504540

Lineární(horníradiometrstred2504540) Lineární(horníradiometrmin2504540) 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200 210 220 230 240 250 260 270 280 290 300 310 320 330 340 350 360 370 380 390 400 410 420 430 440 450 460 470 480 490 500 510 520 530 540 550 560 570 580 590 600 610 620 630 640 650 660 670 680 690 700

40

Lineární(horníradiometrmax)

as(s)


9

POŽÁRNÍ OCHRANA 2014 Maximálníaminimálníhodnotyhustotytepelnéhotoku,radiometr1Ͳ 250l.minͲ1,0,45,0,40MPa 40

Teploty,termoēlánekS4Ͳ100l.minͲ1 a250l.minͲ1,0,75,MPa,0,65MPa,0,55MPa

40

1000

spodníradimetrmin

35

30

30

25

25

20

20

spodníradiometrmax

15

15


10

10

5

5

spodníradiometrmax2504540 spodníradiometrstred2504540 spodníradiometrmin2507555

200

Teplota(°C)

35

150

500

100

referenēnímĢƎeníS72507555

0

Lineární(spodníradiometrmax2504540)

referenēníteplotyS4 referenēnímĢƎeníS41007555

50

1 11 21 31 41 51 61 71 81 91 101 111 121 131 141 151 161 171 181 191 201 211 221 231 241 251 261 271 281 291 301 311 321 331 341 351 361 371 381 391 401 411 421 431 441 451 461 471 481 491 501 511 521 531 541 551 561 571 581 591 601 611 621 631 641 651 661 671 681 691 701 711 721 731 741 751 761


250

0

as(s)

Lineární(spodníradiometrstred2504540)

Graf 20 Průběh teplot na termočláncích S4 při referenčním měření při průtoku 100 l.min-1 a 250 l.min-1 pro tlaky 0,75 MPa, 0,65 MPa a 0,55 MPa

Lineární(spodníradiometrmin2507555) 0 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200 210 220 230 240 250 260 270 280 290 300 310 320 330 340 350 360 370 380 390 400 410 420 430 440 450 460 470 480 490 500 510 520 530 540 550 560 570 580 590 600 610 620 630 640 650 660 670 680 690 700

0


as(s)


Teploty,termoēlánekS4Ͳ100l.minͲ1 a250l.minͲ1,0,45,MPa,0,40MPa

1000

250 200


500


Teplota(°C)

referenēníteplotyS12

150

500

100


50 0 1 11 21 31 41 51 61 71 81 91 101 111 121 131 141 151 161 171 181 191 201 211 221 231 241 251 261 271 281 291 301 311 321 331 341 351 361 371 381 391 401 411 421 431 441 451 461 471 481 491 501 511 521 531 541 551 561 571 581 591 601 611 621 631 641 651 661

1000

900 800 700 600 500 400 300 200 100 0

0


as(s)

Lineární(referenēníteplotyS12) 1 11 21 31 41 51 61 71 81 91 101 111 121 131 141 151 161 171 181 191 201 211 221 231 241 251 261 271 281 291 301 311 321 331 341 351 361 371 381 391 401 411 421 431 441 451 461 471 481 491 501 511 521 531 541 551 561

Teplota(°C)

Teploty,termoēlánkyS12,S7aS4Ͳ,referenēnímĢƎení

0

Lineární(referenēnímĢƎeníS7) Lineární(referenēnímĢƎeníS4)

as(s)

Graf 15 Průběh teplot na termočláncích S12, S7 a S4 při referenčním měření

Graf 21 Průběh teplot na termočláncích S4 při referenčním měření při průtoku 100 l.min-1 a 250 l.min-1 pro tlaky 0,45 MPa a 0,40 MPa Závěr

Graf 16 Průběh teplot na termočláncích S12 při referenčním měření při průtoku 100 l.min-1 a 250 l.min-1 pro tlaky 0,75 MPa, 0,65 MPa a 0,55 MPa 1000 500

referenēníteplotyS12 referenēnímĢƎeníS121004540 referenēnímĢƎeníS122504540

1 11 21 31 41 51 61 71 81 91 101 111 121 131 141 151 161 171 181 191 201 211 221 231 241 251 261 271 281 291 301 311 321 331 341 351 361 371 381 391 401 411 421 431 441 451 461 471 481 491 501 511 521 531 541 551 561 571 581 591 601 611 621 631 641 651 661

Teplota(°C)

Teploty,termoēlánekS12Ͳ100l.minͲ1 a250l.minͲ1,0,45,MPa,0,40MPa 900 800 700 600 500 400 300 200 100 0

0

as(s)

Graf 17 Průběh teplot na termočláncích S12 při referenčním měření při průtoku 100 l.min-1 a 250 l.min-1 pro tlaky 0,45 MPa a 0,40 MPa Teploty,termoēlánekS7Ͳ100l.minͲ1 a250l.minͲ1,0,75MPa,0,65MPa,0,55Mpa

1000 500

referenēníteplotyS7 referenēnímĢƎeníS71007555 referenēnímĢƎeníS72507555

1 11 21 31 41 51 61 71 81 91 101 111 121 131 141 151 161 171 181 191 201 211 221 231 241 251 261 271 281 291 301 311 321 331 341 351 361 371 381 391 401 411 421 431 441 451 461 471 481 491 501 511 521 531 541 551 561 571 581 591 601 611 621 631 641 651 661 671 681 691 701 711 721 731 741 751 761

Teplota(°C)

500 450 400 350 300 250 200 150 100 50 0

0

as(s)

Graf 18 Průběh teplot na termočláncích S7 při referenčním měření při průtoku 100 l.min-1 a 250 l.min-1 pro tlaky 0,75 MPa, 0,65 MPa a 0,55 MPa Teploty,termoēlánekS7Ͳ100l.minͲ1 a250l.minͲ1,0,45,MPa,0,4MPa

1000

500

Teplota(°C)

400 300

500

200


100 1 11 21 31 41 51 61 71 81 91 101 111 121 131 141 151 161 171 181 191 201 211 221 231 241 251 261 271 281 291 301 311 321 331 341 351 361 371 381 391 401 411 421 431 441 451 461 471 481 491 501 511 521 531 541 551 561 571 581 591 601 611 621 631 641 651 661 671

0

0


as(s)

Graf 19 Průběh teplot na termočláncích S7 při referenčním měření při průtoku 100 l.min-1 a 250 l.min-1 pro tlaky 0,45 MPa a 0,40 MPa


Problematika velkorozměrových zkoušek, tedy experimentů, které probíhají v měřítku odpovídajícímu reálným podmínkám, je poměrně složitá. Jedním z mnoha důvodů je jejich komplikovaná příprava a realizace. Testování v podmínkách celkové extenze komplexních procesů bez možnosti tematické redukce nebo metodické abstrakce není možné bez induktivního přístupu, kdy jsou pojmenovány dílčí problémy, které se nejprve vyřeší v laboratoři nebo pomocí modelu. Současně však velkorozměrové zkoušky představují ve vztahu k laboratornímu zkoumání izolovaných aspektů problému nebo k matematickým modelům významný verifikační a validační mechanismus, protože experimenty v reálném měřítku významným způsobem korigují představu o předmětu našeho zkoumání. Popisovaný experiment ve Zbirohu je jedním z mnoha, které v zařízení simulující reálné podmínky požáru proběhly s cílem studovat některý z fenoménů dynamiky požáru nebo požární taktiky. Jakkoliv je problematika interakce hasiva a prostředí v podmínkách požáru ve vnitřním prostoru široce zkoumána, jsou některé její oblasti probádány relativně málo, protože předmětem zájmu je značně složitý dynamický systém a stav jednotlivých základních prvků tohoto systému se po celou dobu procesu nestacionárně mění v čase i místě. V prostoru odpovídajícímu svým charakterem podmínkám běžného užívání, je kvantifikace výše uvedené soustavy pomocí měření instrumentálně náročná a úspěšnost měření závisí v některých ohledech na faktorech, které lze z pohledu lidského činitele ovlivnit jen málo. Podmínkou úspěšného měření je zvládnutá rešerše uvedeného problému při současném stavu poznání a chápání základních zákonitostí, protože jinak jsou realizovány experimenty, které jsou technickou a technologickou obdobou zkoušek, které proběhly dříve. V horším případě jsou získané výsledky interpretovány chybně nebo mimo kontext, což ve svých důsledcích představuje přímé ohrožení osob. Lze konstatovat, že výše popsaný velkorozměrový experiment byl ve výsledku přínosem. Do značné míry se potvrdila řada původních předpokladů. Byla také navržena technika a technologie měření a po realizaci identifikována jejich slabá místa. Významným přínosem experimentu je množství dat umožňujících kvantitativní analýzu některých oblastí zkoumaného problému. I přes obtíže spojené s provedením těchto zkoušek opakovaně za stejných podmínek, je pro teorii a praxi nutné ve výzkumu pokračovat, protože při určení shodných nebo obdobných kritérií, lze i s vědomými chybami provádět verifikaci a validaci získaných výsledků s přímým dopadem pro praxi v řadě oblastí. Za všechny lze jmenovat zásahovou činnost jednotek PO, navrhování požárně 10


bezpečnostních řešení, navrhování konstrukce ochranných prostředků a věcných prostředků požární ochrany a požární techniky a ověření funkčnosti realizovaných návrhů apod. V rámci EU se jedná o původní a sofistikovaný přístup, který spojuje teorii s praxí.

[4]

Layman, L.: Fundamentals of Firefighting Tactics, 1940, New York, USA, Magruder publishing company.

[5]

Nosikievič, J.; Šťáva, P.: Zásobování hasivy, 1986, Ostrava, VŠB - TU Ostrava, Hornicko-geologická fakulta, 186 s.

Použitá literatura

[6]

Quantiere, J.G.: Pricples of Fire Behavior, Delmar Publishers, 1st edition, New York, USA, ISBN 0827377320, 257 s.

[7]

Särdqvist, S.: Water and Other Extinguishing Agents, 2002, Karlstad, Sweden, Räddnings Verket, p. 155, ISBN 91-7253265-3.

[8]

Žižka, J.: Soubor experimentálních zkoušek při simulovaném požáru v podmínkách uzavřeného prostoru provedených ve výcvikovém zařízení Zbiroh, Diplomová práce, Ostrava, VŠB - TU Ostrava, Fakulta bezpečnostního inženýrství, 2012.

[1]

Bengtsson, L.G.: Enclosure fires. First published. Sweden: Karlstad, Sweden, Räddnings Verket Swedish Rescue Services Agency, 2001. 192 s. ISBN 91-7253-263-7, U30647/05.

[2]

Bitala, P.: Některé aspekty detekce požáru z pohledu integrace požárně-bezpečnostních zařízení, disertační práce, Ostrava, VŠB - Technická Universita Ostrava, 2012. 153 s.

[3]

Drysdale, D.: An Introduction to Fire Dynamics, New York, USA: John Wiley & Sons, LTD, 1998. 451 s. ISBN 0-47197291-6.


11


Odstupové vzdáleností a vliv jejich velikosti na ekonomiku investičního procesu stavby Standoff Distance and the Effect of Their Size on the Economy of the Investment Process of Construction Postup řešení

Ing. Tomáš Bojda1 Ing. Adam Thomitzek

2

Ing. Jan Ondruch2 VŠB - TU Ostrava, Fakulta stavební Ludvíka Podéště 17, 708 33 Ostrava-Poruba 2 VŠB - TU Ostrava, Fakulta bezpečnostního inženýrství Lumírova 13, 700 30 Ostrava-Výškovice [email protected], [email protected] [email protected]

1

Abstrakt Článek se zabývá problematikou stanovení velikosti odstupových vzdáleností mezi objekty. Snížení velikosti odstupových vzdáleností použitím přesnějších metod jejich stanovení má vliv jak na velikost investičních nákladů na pořízení stavby, tak na investice a provoz doprovodných inženýrských sítí a v neposlední řadě na efektivní využití pozemku a snížení záboru nezastavěné půdy. Klíčová slova Odstupová vzdálenost, požární bezpečnost staveb, investiční náklady, pozemek, inženýrské sítě. Abstract The article deals with the determination of the size of the standoff the distance between the objects. Reduce the size of standoff distances using more precise methods of their determination affects how the size of the investment costs for the acquisition of buildings, and on the investment and operation of the accompanying engineering networks and not least on the effective use of the land and reducing the amount of undeveloped land. Keywords Standoff distance, fire safety of buildings, the cost of investment, land, civil engineering. Úvod Pro stanovení odstupových vzdálenosti lze využít postupy definované v současně platných normách a také další postupy, například počítačové programy postavené na modelování průběhu požáru a jeho šíření do okolí místa hoření. Použitím přesnějších postupů, lze snížit hodnotu odstupových vzdáleností oproti zjednodušeným postupům formulovaným v normách požární bezpečnosti staveb, a tím snížit velikost investičních nákladů na pořízení stavby, tak na investice a provoz doprovodných inženýrských sítí a v neposlední řadě na efektivní využití pozemku a snížení záboru nezastavěné půdy. Pro hodnocení velikosti odstupových vzdáleností byl vybrán objekt na stavbě Vědeckotechnologického parku Corporate Bitech Park for Medical Inovations4 MEDI. Pro tento objekt byl požárně nebezpečný prostor od obvodových stěn objektu stanoven podle ČSN 73 0802, a to pro jednotlivé bloky stavby. Podle [4] dosahuje největších hodnot odstupová vzdálenost u bloku A a bloku D a to hodnot v rozmezí 10,5 až 12 m.


K určení odstupových vzdáleností od objektu pro kritickou hodnotu hustoty tepelného toku 18,5 kW.m-2 byl využit matematický model programu Fire Dynamics Simulator verze 5.5.3 (dále jen „FDS“). Matematický model FDS je produktem americké státní organizace NIST (National Institute Standard and Technology). Jde o nekomerční volně stažitelný program přístupný na stránkách této organizace. S programem FDS je distribuován také program Smokeview, který je vizualizační program umožňující animaci vytvořené simulace. Model FDS lze využít při simulaci přenosu tepla a produktů hoření, přestupu tepla, pyrolýzy, šíření plamenů a nárůstu požáru, aktivaci sprinklerů, teplotních a kouřových detektorů či sledování účinnosti sprinklerů. Obecně se dá model FDS využít k simulaci jakéhokoliv pomalého proudění tekutin, jehož původem nemusí být zrovna požár. Pomalým prouděním tekutin je označováno proudění s Machovým číslem menším než 0,3. Program FDS obsahuje dílčí modely, které se označují jako „submodely“ a řeší specifické úlohy průběhu požáru. Submodel pro přenos tepla sáláním využívá rovnice přenosu tepla radiací především pro šedé těleso a v některých vybraných případech se užívá širokospektrální model. Používá se přibližně 100 diskrétních úhlů. Rovnice je řešena použitím techniky podobné metodě konečných objemů pro přenos tepla konvekcí FVM (Finite Volume Method - metoda konečných objemů). Použitím přibližně 100 samostatných úhlů, metoda konečných objemů spotřebuje zhruba 20 % celkového výpočtového času procesoru. Absorpční koeficienty směsí plynových sazí jsou počítány použitím úzkopásmového modelu RADCAL [1, 2, 3]. K samotné tvorbě modelu v programu FDS byla využita dostupná projektová dokumentace stavby. Z požárně bezpečnostního řešení stavby byl vybrán požární úsek, jehož část byla nadále modelována. Hodnota výpočtového požárního zatížení pro daný požární úsek je 56,1 kg.m-2. Požární zatížení bylo modelováno hranicemi ze dřeva, které byly v prostoru rovnoměrně rozmístěny. Zapálení probíhalo na celé ploše, tak aby začaly hořet v jeden okamžik všechny hranice ze dřeva. Zdroj zapálení byl po 20 s odstraněn a nadále již docházelo k samotnému hoření hranic ze dřeva. K vymezení odstupové vzdálenosti byla využita metoda výpočtu poklesu radiace a také bodové měření pomocí radiometrů. Požárně nebezpečným prostorem stavby byly vedeny dva horizontální řezy (SLICES) ve výšce 1,5 m a 4 m a také v každé požárně otevřené ploše vyskytující se v obvodové stěně byl veden uprostřed těchto otvorů vertikální řez. Celkem se jednalo o sedm vertikálních řezů (SLICES). Pro přesnější určení hodnot hustoty tepelného toku byly u každé požárně otevřené ploše umístěny radiometry. Radiometry byly ve výšce 1,5 m od země ve vzdálenosti po 1 m od obvodové stěny až do vzdálenosti 5 m. Celkem připadalo na jednu požárně otevřenou plochu v obvodové stěně 5 radiometrů. Celkový počet radiometrů v simulaci byl 35. Výsledky simulace Výpočet simulace byl realizován na dvou pracovních stanicích. Jedna z nich je osazena procesorem Intel Core i3-3240 třetí generace Ivy Bridge, 3.4 GHz, 8 GB RAM. Druhá stanice je osazena procesorem Intel Core i3-4130 čtvrté generace Haswell, 3.4 GHz, 8 GB RAM. Při výpočtu simulace byly využity 2 jádra na každé stanici. Výpočtový prostor byl rozdělen na dvě 3D mřížky 12


o velikosti jedné buňky 10 x 10 x 10 cm. Celkový počet buněk ve dvou 3D mřížkách byl 2 304 00. Každá výpočtová mřížka byla přidělena jednomu jádru procesoru. Celková doba výpočtu simulace byla nastavena na 2400 s. Výsledky simulace při využití horizontálních řezů k určení kritické hodnoty hustoty tepelného toku 18,5 kW.m-2 ve vybraných časech jdou vidět na obr. 1 a obr. 2. Jedná se o porovnání horizontálních řezů pořízených ve stejném čase simulace v rozdílných výškách řezů počítaných od země.

Obr. 3 Hustota tepelného toku vertikálního řezu vedená jedním z otvorů se znázorněnou kritickou hodnotou 18,5 kW.m-2 Závěr

Obr. 1 Hustota tepelného toku ve výšce 1,5 m od země se znázorněnou kritickou hodnotou 18,5 kW.m-2 Obr. 1 znázorňuje hranici kritické hodnoty hustoty tepelného toku ve výšce 1,5 m od země. Na obr. 2 jde o tentýž případ jen řez je veden ve výšce 4 m od země.

V tomto příspěvku je ukázáno použití matematického modelu FDS k určení odstupových vzdáleností od objektu. Ve většině případů lze tedy předpokládat, že zpřesněním výpočtů lze dosáhnout snížení velikosti odstupů mezi objekty. Takto lze plněji využít architektonický návrh provedení stavby a také ve větší míře efektivně využívat pozemky, jejichž cena v dnešní době neustále roste, a dále racionálně navrhovat dopravně technickou infrastrukturu. To lze zjistit na následujících údajích: Průměrné ceny stavebních pozemků (ČSÚ 2012): Ostrava - odhadní cena 786,- Kč/m2, kupní cena 906,- Kč/m2, Praha 4 - odhadní cena 5 879,- Kč/m2, kupní cena 6 937,- Kč/m2, Praha 6 - odhadní cena 8 014,- Kč/m2, kupní cena 9 664,- Kč/m2. Průměrné ceny dopravně technické infrastruktury (ÚÚR 2012): Vodovod v nezastavěném území, profil potrubí 250 mm PE - 3 500 Kč/bm, Kanalizace betonová, profil potrubí 300 mm - 10 350 Kč/bm, Rozvody kabelové silnoproudé, VN 22 kV, 3 x 185 - 4 519 Kč/bm. Pro zjednodušení byla vybrána jen nezbytná technická infrastruktura. Nejsou zde zahrnuty náklady na zemní práce, zásobování plynem, veřejné osvětlení, místní komunikace a zeleň. V porovnání s cenami pozemků i tak tvoří náklady na tuto infrastrukturu významný podíl. Vždy záleží na atraktivnosti lokality a velikosti aglomerace. Primární proto musí být úspora zabrané plochy při realizaci zejména nových investic, podpořená docílenou vyšší efektivitou vynaložených investičních nákladů. Menší potřeba pozemků a z toho plynoucí nižší cena povede prioritně k úspoře investičních nákladů. Sekundárně dojde zkrácením tras dopravnětechnické infrastruktury k dalším významným úsporám.

Obr. 2 Hustota tepelného toku ve výšce 4 m od země se znázorněnou kritickou hodnotou 18,5 kW.m-2 Na obr. 3 je výstup ze simulace při určování hustoty tepelného toku pomocí vertikálního řezu, kdy je řez veden středem vybrané požárně otevřené plochy. Konkrétně se jedná o pátou požárně otevřenou plochu počítanou zleva (obr. 1 a obr. 2). Na výsledcích simulace je patrné, že pokud je v obvodové stěně několik požárně otevřených ploch, největší hodnoty hustot tepelného toku nejsou dosahovány přímo proti požárně otevřeným plochám. Ze simulace vyplývá odstupová vzdálenost 6 m pro kritickou hodnotu hustoty tepelného toku 18,5 kW.m-2. Ostrava 3. - 4. září 2014

Racionální nakládání s pozemky je základním principem urbanismu. Řešená problematika je součástí širšího problému a jde svým způsobem o hraniční oblast. Jde o mezioborové téma. Použitá literatura [1]

Fire Dynamics Simulator - Technical Reference Guide Volume 1: Mathematical Model. Maryland: NIST, 2013. 149 p. NIST Special Publication 1018, 6. Edition.

[2]

Fire Dynamics Simulator - User’s Guide. Maryland: NIST, 2013. 262 p. NIST Special Publication 1019, 6. Edition.

13


[3]

Kučera, P.; Pezdová, Z.: Základy matematického modelování požáru. 1. vydání. Ostrava: SPBI, 2010. 111 s. Edice SPBI Spektrum, sv. 73. ISBN 978-80-7385-095-1.

[4]

Navrátil, V.: Technická zpráva. Vědeckotechnický park 4 MEDi - CORPORATE BIOTECH PARK FOR MEDiCAL INNOVATIONS OSTRAVA, DOKUMENTACE PRO PROVÁDĚNÍ STAVBY, Zlín: 2013.


14


Fire Resistance Testing of Glazed Building Elements Andrzej Borowy, Ph.D. Instytut Techniki Budowlanej 1 Filtrowa St., 00-611 Warszawa, Poland [email protected]

2 [4]. Specific standards addressed to specific building elements define detailed requirements for testing each kind of elements. In the paper some examples of test results obtained for partitions, curtain walls and glazed roofs are presented an discussed. 2 Partitions

Abstract Fire resistance test and assessment procedures are defined in European standards specifically for different glazed building elements taking into account element function, orientation and specific behaviour of glazed elements under fire exposure. These elements are normally have to fulfilled requirements regarding normal usage and, in case of fire, have to provide required integrity, insulation and/or radiation criteria, and sometimes also loadbearing capacity. Fire resistance of glazed elements is normally determined by testing. New facilities of Fire Testing Laboratory of Building Research Institute allow to test building elements in really large scale. In the paper some results of testing are presented. Discussion of results obtained is included. Keywords Fire resistance, testing, glazed elements, walls, roofs.

Fire resistance tests of partitions are carried out in accordance with EN 1364-1 [5]. Partition, size of 3 x 3 m minimum, shall be heated from one side with one vertical edge not fixed to the supporting construction. If element is symmetrical one test is sufficient to establish fire resistance classification of the partition. During the fire resistance test the measurements of temperature rise, deformation and radiation are made. Also other observations like occurrence of gaps, openings, sustained flaming shall be carried out. The criteria of integrity, insulation and radiation are used for fire resistance assessment of partitions. Designers gladly use the glass panes of the largest possible sizes. Now it is possible to assess fire resistance of partitions in full size. In Fig. 1 example of glazed partition after the fire resistance test is presented. The size of the element was 4054 x 3500 mm (width x height) with largest glass pane of 1477 x 2577 mm (width x height).

1 Introduction Glass is widely used in modern buildings. Special kind of glass is used in fire resistant separating elements like walls (internal and external) and roofs. Now, in many applications, fire doors are made with glazing or even as fully glazed doors. Fire resistance requirements defined in building regulations are addressed to building elements and construction products. In Construction Products Regulation [1] it is required that the construction works must be designed and built in such a way that in the event of an outbreak of fire: a) the load-bearing capacity of the construction can be assumed for a specific period of time; b) the generation and spread of fire and smoke within the construction works are limited; c) the spread of fire to neighbouring construction works is limited; d) occupants can leave the construction works or be rescued by other means; e) the safety of rescue teams is taken into consideration. The concept of compartmentation, commonly used in building regulations in most countries, does not differentiate building elements from material point of view but refers to the performance criteria that must be fulfilled by the building elements during the fire in order to achieve fire safety goals. Of course building elements must fulfilled other essential characteristics required in given application. Building regulations do not treat separately glazed elements. But glazed elements are specific. The most important characteristic of such elements is that they are transparent and some of them even during the fire maintain their transparency. Designers in many projects use glazed elements in different way. Depending on the role of the element in the design - is that partition, external wall or roof, the fire testing procedure and fire performance criteria are defined differently. As glazed elements can fulfill different role in building they are designed specifically to this role and they tested for fire resistance in different way depending on this function. The effect of the tests is fire resistance classification, together with the field of application, elaborated according to EN 13501-2 [2]. The general conditions for fire resistance testing and additional and alternative procedures are defined in EN 1363-1 [3] and EN 1363Ostrava 3. - 4. září 2014

Fig. 1 Example of glazed partition after the fire resistance test It is visible quite big deformation of the partition but the integrity of the element has been kept. Comparison of two partitions class EI 30 deformations during the fire resistance test was made. Partitions were made of the same aluminium profiles with the same profile insulations. The arrangements of glass panes were slightly different but the sizes of the elements and of the glasses were similar. In first partition dimensions of 4054 x 3500 mm (width x height), the largest glass pane had dimensions of 1477 x 2577 mm (width x height). In second partition dimensions of 4154 x 3500 mm (width x height), the largest glass pane had dimensions of 1577 x 2577 mm (width x height). For each partition different kind of glass was used. The maximum deformation was reached on the profile located between two biggest glass panes one of each was a pane with the one free vertical edge. The glass construction in partitions was different. The observed deformations ware also different. The fastest rise of deformation in both cases was observed in first 10 minutes. In case of first partition the maximum deflection of about 130 mm was reached after 10 minutes of the test. Next, the deformation was slowly raising reaching about 150 mm after 30 minutes. In case of second partition the maximum deflection of about 100 mm was reached after 10 minutes of the test. Then, the deformation was slowly decreasing reaching about 60 mm after 30 minutes.

15


Next comparison was made between the first element and “new” element made of the same type of glass but without profiles in between the glass panes. Partition, dimensions of 3000 x 2988 mm (width x height), was made of 3 glass panes dimensions of 1000 x 2888 mm (width x height). Glass panes in the “new” element were smaller but even higher than in first element. The maximum deformation was reached on the pane adjacent to the pane with the one free vertical edge. The maximum deflection of about 55 mm was reached after 10 minutes of the test. Next, the deformation was slowly raising reaching about 70 mm after 30 minutes. That means that the deformation also raised but not so fast reaching less than half of the deformation observed in first partition.

- 1980 x 1628 mm (width x height) for biggest glass pane orientated horizontally, • non-transparent panels of the same construction and dimensions, • similar design (profiles, and consequently glass panes and panels of the same construction on the exposed area). Dimensions of exposed surfaces were 5000 x 4800 mm (width x height). The distance between the mullion fixing anchors was 5000 mm in both cases. Glass panes were of symmetrical structure. Two test specimens were tested under standard fire exposure.

The above analysis confirm, that there are many factors influencing observed phenomena. Clearly the glass construction, size of glass panes and mainly glass restrains decide of the partition deformation in fire resistance tests. 3 Curtain walls Fire resistance tests of curtain walls are carried out in accordance with EN 1364-3 [6] (full configuration) and EN 13644 [7] (part configuration). Second standard is used to assess the behavior of spandrel area, in particular integrity of this part and ability to prevent the fire from spreading to the higher level. In full configuration curtain wall element, size of 3 x 3 m minimum, shall be heated. During the fire resistance test the measurements of temperature rise, deformation and radiation are made. Also other observations like occurrence of gaps, openings, sustained flaming shall be carried out. The criteria of integrity, insulation and radiation are used for fire resistance assessment of curtain walls. In many designs the elements with the glass panes of the largest possible sizes are used. Now it is possible to assess fire resistance of curtain walls almost in full size. In Fig. 2 an example of curtain wall after the fire resistance test is presented.

Fig. 3 Comparison of average temperature rises on unexposed surface of mullions depending on the type of insulating inserts, internal fire exposure; T(30I) - insulating inserts type 1, T(60I) insulating inserts type 2 It can be observed that the average temperature rises are greater on the unexposed surface of profiles with insulating inserts type 1. This is an effect of correctly designed (for given fire resistance class) curtain wall, as different ways of insulating curtain wall profiles lead to different times of reaching insulation criteria. 4 Glazed roofs Glazed roofs are designed in buildings because they have a number of architectural and usage values. Static calculations are made primarily taking into consideration the serviceability limit states criteria. Glazed roofs are now very often designed from the same profiles that are used to construct curtain walls. As roofs have to fulfill loadbearing function the design must taking into account also this aspect.

Fig. 2 Differences between the average temperature rises on the unexposed surface of test specimens with insulating inserts type No. 1 and type No. 2, internal fire exposure; ΔG(I30-60) - glass panes, ΔP(I30-60) - panels, ΔM(I30-60) - mullions, ΔT(I30-60) transoms Two test specimens, glazed aluminium curtain walls in full configuration, were tested. Curtain walls had the same transom mullion structure, with: • transoms and mullions made of the same aluminium profiles, with two different insulating inserts, • glass panes of the same glass and dimensions of: - 1680 x 3198 mm (width x height) for biggest glass pane orientated vertically,


Fig. 4 Glazed roof with fire protected steel construction during the fire resistance test - unexposed side Fire resistance tests of glazed roofs are carried out in accordance with EN 1365-2 [8]. Element, size of 3 x 4 m minimum, shall be heated. During the fire resistance test the measurements of deformation, temperature rise and radiation are made. Other observations like occurrence of gaps, openings, sustained flaming shall be also carried out. The criteria of integrity, insulation and radiation are used for fire resistance assessment of glazed roofs. 16


Glazed roofs classified for fire resistance are commonly used by designers. In Fig. 4, 5 and 6 an example of glazed roof with fire protected steel construction during and after the fire resistance test are presented.

Collecting data of fire resistance tests is quite difficult as technological modifications cause another problem - it is almost impossible to have results on the same construction and even so new modifications introduced make observations at least partly invalid. Effectively for the fire resistance assessment it is necessary to carry out full testing program for the new solutions. 5 Final remarks Fire resistance of glazed elements can be influencing by the following factors: - type of glass, - pane dimensions, shape and aspect ratio, - material and construction of the frames, - joints construction,

Fig. 5 Glazed roof with fire protected steel construction during the fire resistance test - unexposed side; glass pane has fallen down into the furnace

- sealing materials, - fixings, - load level and way of loading, - symmetry of the glass construction, - shape of the glass panes, - material construction of the glazing beads, - way of element installation, - construction of non-transparent parts, - supporting construction. There is no doubt that the above list is not exhaustive. There are only main factors listed but in specific design some other aspects can be important.

Fig. 6 Glazed roof with fire protected steel construction after the fire resistance test - exposed side In case of roofs the very important question is the field of application of test results. Glazed roofs can be designed in various configurations. It is not possible to test every variations. On the other hand calculations can be used in still very limited way. The rules that could be applied to extend the obtained results on other untested configurations are sought. The following factors need to be taken into consideration:

In order to assess fire resistance of glazed elements by calculations detailed input data have to be known. As there are normally strictly connected with given construction, type of glass, specific configuration, material used, and aspects listed above it is very difficult to use numerical modeling. As some influencing aspects are still not clearly quantified and especially material input data are not sufficiently available, calculations cannot be fully used as an alternative tool for fire resistance assessment of glazed elements. The tests in possibly full scale can give more information on fire resistance of glazed elements and are the only tools for verification of any established rules. References [1]

Regulation (EU) No 305/2011 of the European Parliament and of the Council of 9 march 2011 laying down harmonised conditions for the marketing of construction products and repealing Council Directive 89/106/EEC, OJEU 4.4.2011 L 88.

[2]

EN 13501-2:2007+A1:2009 Fire classification of construction products and building elements - Part 2: Classification using data from fire resistance tests, excluding ventilation services.

[3]

EN 1363-1:2012 Fire resistance tests - Part 1 General requirements.

[4]

EN 1363-2:1999 Fire resistance tests - Part 2 Alternative and additional procedures.

[5]

EN 1364-1:1999 Fire resistance tests for non-loadbearing elements - Part 1: Walls.

[6]

EN 1364-3:2006 Fire resistance tests for non-loadbearing elements - Part. 3: Curtain walling - Full configuration (complete assembly).

[7]

EN 1364-4:2014 Fire resistance tests for non-loadbearing elements - Part 4: Curtain walling - Part configuration.

[8]

EN 1365-2:1999 Fire resistance tests for loadbearing elements - Part 2: Floors and roofs.

- steel/aluminium temperature, - elongation of construction elements, - deflection of purlins/rafters, - stresses, - temperature on the unexposed side of the profiles, - glass pane support, - glass pane deflection, - expansion of glass panes, - temperature on the unexposed side of the glass panes. In glazed roofs the interaction between profiles elongation (causing also element deflection) and glass panes behaviour is observed. Glass panes thermal expansion and elongation of frame profiles, effecting in deflection of tested roof cause sliding out glass panes from the frames. There are also many other factor influencing substantially final results.


17


Využití vysokotlaké diferenční snímací kalorimetrie (HP-DSC) při popisu chování pevných látek a materiálů při zahřívání Use of High Pressure Differential Scanning Calorimetry (HP-DSC) to Describe the Behaviour of Solids and Materials when Heated Ing. Petra Bursíková, Ph.D. Ing. Hana Buřičová Ing. Ondřej Suchý, Ph.D. MV-GŘ HZS ČR, Technický ústav PO Písková 42, 143 01 Praha 4 - Modřany [email protected], [email protected] [email protected] Abstrakt Příspěvek se zaměřuje na popis principu a využití metody vysokotlaké diferenční snímací kalorimetrie (HP-DSC). Touto metodou jsou studovány tepelné vlastnosti látek a materiálů za zvoleného tlaku. Tlak v měřící cele lze volit do 150 bar. Výstupem je křivka toku tepla (křivka DSC), na které je možné detekovat děje jako tání, skelný přechod, fázové změny a další. Diferenční snímací kalorimetrie je metoda vhodná např. pro srovnávací měření polymerních materiálů. Klíčová slova Vysokotlaká pevné látky.

diferenční

snímací

kalorimetrie,

HP-DSC,

vzorku, který je zahříván na konstantní teplotu (izotermní ohřev). U dynamických postupů je stěžejní zahřívání nebo ochlazování vzorku konstantní rychlostí (neizotermní děj). V praxi se nejčastěji využívá dynamických metod, neboť jsou rychlejší a pomocí nich získáme více informací o dané látce. Metoda diferenční snímací kalorimetrie (DSC) je jednou z nejrozšířenějších metod termické analýzy, při které je měřen rozdíl v množství tepla potřebného ke zvýšení teploty vzorku a referenčního vzorku jako funkce teploty. Dalším příkladem je např. termogravimetrie, kdy sledovanou veličinou je změna hmotnosti vzorku v závislosti na teplotě a diferenční snímací kalorimetrie, kdy je sledována reakční entalpie vzorku. Další metody termické analýzy jsou uvedeny v tab. 1. Často používaným pojmem je dále simultánní termická analýza, která znamená současné sledování dvou nebo více fyzikálních veličin současně během jednoho měření [4]. Tab. 1 Příklady metod termické analýzy a sledované veličiny Metoda termické analýzy Termogravimetrie

Sledovaná veličina v závislosti na teplotě Změna hmotnosti vzorku

Derivační termogravimetrie

První derivace změny hmotnosti

Diferenční termická analýza

Teplotní rozdíl mezi vzorkem a referenční látkou

The article describes the principle of high pressure differential scanning calorimetry method (HP-DSC). This method is studied thermal properties of substances and materials under a certain pressure. The pressure in the measuring cell can be set to 150 bars. The output is the heat flow curve (DSC curve) which can be detected processes such as melting, glass transition, phase changes, and others. Differential scanning calorimetry method is suitable for a comparative measurement of polymeric materials.

Derivační diferenční termická analýza

První derivace teplotního rozdílu mezi vzorkem a referenční látkou

Diferenční snímací kalorimetrie

Reakční entalpie

Termodilatometrická analýza

Změny objemu vzorku

Abstract

Elektrotermická analýza

Změny elektrické vodivosti

Diferenční tlaková analýza

Rozdíl tlaku v komůrce se vzorkem a referenční látkou

Keywords

Termomechanická měření

High-pressure differential scanning calorimetry, HP-DSC, solids.

Mechanické vlastnosti (deformace vzorku jeho namáháním mechanickým napětím)

Detekce uvolněných plynů

Registruje uvolňování plynů ze vzorku, příp. určuje plynné složky

Úvod Studium chování hořlavých látek za technologických podmínek pomocí vysokotlaké diferenční snímací kalorimetrie se Technický ústav požární ochrany zabývá v rámci řešení výzkumného projektu č. VF20112015020 s názvem Výzkum a vývoj progresivních metod stanovení PTCH hořlavých látek a materiálů za specifických technologických podmínek [5], jehož poskytovatelem je ministerstvo vnitra. Pojem termická analýza zahrnuje skupinu metod, které se používají nejčastěji pro studium pevných látek. Těmito metodami se zkoumají pochody probíhající v látkách při jejich zahřívání nebo ochlazování v závislosti na čase nebo teplotě. V průběhu tepelného zatížení vzorku dochází k vyvolání nebo změně intenzity procesu např. chemické reakce, rozkladu, dehydratace, fázové přeměně, které mohou být doprovázeny změnou fyzikálních vlastností vzorku (změna hmotnosti nebo objemu zkoumaného vzorku, uvolňování a pohlcování energie, vývoj a pohlcování plynů, změna elektrických, magnetických, optických vlastností apod.) [2]. Metody termické analýzy můžeme rozdělit na statické a dynamické. Statickými postupy zjišťujeme změny vlastností Ostrava 3. - 4. září 2014

Diferenční snímací kalorimetrie je nejrozsáhleji používaná termická analytická metoda, ale téměř výhradně bývá prováděna za atmosférického tlaku. Charakterizace termického chování materiálů za zvýšeného tlaku je však důležité jak z fundamentálního, tak z technologického hlediska. Společně se stále se zvětšujícím počtem aplikací roste poptávka po získávání dat z diferenční snímací kalorimetrie (DSC) při zvýšených tlacích, při použití různých pracovních atmosfér (plynů) a za různých experimentálních podmínek [1]. Jedná se například o popis reakcí a procesů probíhajících za vysokých tlaků, se kterými se můžeme setkat v řadě technologických procesů. Například v odvětví těžby ropy se lze běžně setkat s teplotami 200 °C a tlaky 200 MPa [3]. Princip metody diferenční snímací kalorimetrie spočívá v udržení stejné teploty studovaného vzorku a referenční látky, které jsou zahřívány současně vedle sebe. Udržení nulového teplotního rozdílu se dosahuje buď dodáním energie do vzorku (pokud v něm probíhá endotermní děj) nebo do referenční látky (pokud ve vzorku probíhá exotermní děj). Testovaná látka se zahřívá za

18


definovaných podmínek, tj. v atmosféře vzduchu nebo inertní atmosféře, se zvolenou konstantní rychlostí ohřevu. Výstupem je závislost reakční entalpie na teplotě nebo na čase (křivka DSC). Na DSC křivce se detekují píky, které odpovídají endotermnímu nebo exotermnímu ději. Na obr. 1 je zobrazena idealizovaná DSC křivka.

a musí se s ním zacházet opatrně. Zvláštní péče musí být věnována tomu, aby nedošlo ke kontaminaci zkušebního vzorku. Systém je zahříván zvolenou konstantní rychlostí v rozsahu 0,1 až 50 °C/min za přístupu oxidantu nebo v inertní atmosféře. V měřící cele se udržuje požadovaný tlak v rozsahu od atmosférického tlaku po 150 bar. V průběhu měření protéká měřící celou zvolený průtok vybraného plynu. V průběhu analýzy se zaznamenává DSC křivka vyjadřující spotřebu nebo výdej energie během fázových přeměn a reakcí probíhajících v analyzovaném vzorku. Na DSC křivce lze identifikovat píky odpovídající exotermním nebo endotermním dějům (vypařování, tání, chemické reakce, hoření). Při použití kalibrace citlivosti lze z plochy píků odečíst měrnou entalpii příslušných fázových přeměn nebo reakční entalpii. Při použití kalibrace teploty lze určit onset teplotu odpovídající počátku tepelného děje, tj. např. u tání odpovídá onset teplota teplotě tání.

Obr. 1 DSC křivka s typickými endotermními a exotermními ději [6] Vysokotlaký diferenční snímací kalorimetr (HP DSC) HP 204 DSC Phoenix Technický ústav požární ochrany (TÚPO) zakoupil vysokotlaký diferenční snímací kalorimetr HP 204 DSC Pheonix, viz obr. 2. Zkušební zařízení se skládá z termostatu, vyhřívané měřící cely, hlavní řídící jednotky, řídící jednotky tlaku a průtoku plynu, vakuového čerpadla, tlakové lahve a měřícího PC.

Obr. 3 Průřez měřící celou (vlevo) a detail na umístění referenčního kelímku a kelímku se vzorkem (vpravo)

Obr. 4 Různé druhy kelímků (vlevo), hliníkový kelímek (vpravo) Příklad analýzy pomocí vysokotlakého DSC Pro ilustraci je uveden příklad analýzy chování při zahřívání vzorku india. Indium je stříbrobílý, lesklý, velmi měkký kov, který je na vzduchu stálý. Pro své stabilní chování při opakovaném zahřívání se často používá jako kalibrační materiál. Vzorek byl testován v dynamickém režimu (kontinuální průtok plynu 30 ml/min), v atmosféře vzduchu při tlaku 5 MPa. Byl zahříván rychlostí 10 °C/min do 200 °C. Na obr. 5 je uvedena DSC křivka vzorku india. Obr. 2 HP DSC analyzátor s měřícím PC a příslušenstvím Přístroj měří při atmosférickém tlaku a při přetlacích (0 - 150) bar a při teplotách (20 - 600) °C v měřící cele. Rychlost ohřevu se nastavuje od 0,1 °C/min do 50 °C/min. Popisuje se chování pevných látek a materiálů při definovaných podmínkách v různých atmosférách (vzduch nebo inertní atmosféra). Přístroj pracuje ve statickém nebo dynamickém modu (kontinuální průtok plynu). Naměřená DSC křivka se vyhodnocuje pomocí programu Proteus. Způsob měření Měřicí kelímek s malým množstvím vzorku je umístěn ve vyhřívané měřící cele proti referenčnímu prázdnému kelímku, viz obr. 3. Zkušební vzorky mohou mít jakýkoliv tvar, který se vejde do kelímku - viz obr. 4 - (např. prášek, pelety, granule, vlákna) nebo se může na vhodnou velikost vyříznout z větších kusů. Zkušební vzorek musí být typický pro zkoušený vzorek Ostrava 3. - 4. září 2014

Obr. 5 DSC křivka india v atmosféře vzduchu při tlaku 5 MPa 19


Na křivce lze detekovat jeden endotermní pík, který odpovídá tání kovu (fázová přeměna). Z naměřené závislosti byla vyhodnocena teplota tání a entalpie tání. Teplota tání je 156,7 °C a entalpie tání 26,97 J/g. Závěr Výzkum v oboru technologických procesů při zvýšeném tlaku je jednou z možných aplikací pro vysokotlakou DSC. Široký rozsah pracovních tlaků umožňuje provádět různé experimenty v závislosti na tlaku. Výzkum a charakterizace materiálů při zvýšeném tlaku se může týkat např. zkoumání fázových přechodů v závislosti na tlaku. Byla vypracována Metodika TÚPO „Stanovení chování pevných látek a materiálů při zahřívání“, podle které bude v dalším období popsáno chování vybraných polymerních materiálů vysokotlakou diferenční snímací kalorimetrií při různých tlacích a sledována závislost endotermních a exotermních dějů na tlaku.

[2]

Kloužková, A.; Zemanová, P.; Kloužek, J.; Pabst, W.: Termická analýza. Praha: VŠCHT Praha, 2012.

[3]

Ledru, J.; Imrie, C.T.; Hutchinson, J.M.; Höhne, G.W.H.: High pressure differential scanning calorimetry: Aspects of calibration. Thermochimica Acta. Vol. 446, 2006, pp. 66-72.

[4]

Pinkas, J.; Losos, Z.: Laboratorní cvičení ze syntéz a analýzy nových materiálů [online]. Dostupné z: http://www.sci.muni. cz/chemsekce/c8870/pdf/Uloha8_Termanal.pdf.

[5]

Suchý, O. a kol. Výzkum a vývoj progresivních metod stanovení PTCH hořlavých látek a materiálů za specifických technologických podmínek - Studium chování hořlavých látek za technologických podmínek pomocí pomocí VT DSC - Dílčí zpráva o výsledcích řešení za rok 2013, Praha 2014.

[6]

Wendlandt, W.W.: Thermal Analysis. 3rd edition. USA: John Wiley & Sons Ltd., 1985.

Použitá literatura [1]

Gába, A.: Použití vysokotlakého DSC (HP-DSC) pro materiálový výzkum a charakterizaci procesů. Chemagazín. XXIII(1), 2013, s. 14-15.


20


Požiarovosť v Ruskej federácii za obdobie 2012 - 2008 Fires in the Russian Federation for the Period 2012 - 2008 Ing. Iveta Coneva, Ph.D. Žilinská univerzita v Žiline, Fakulta špeciálneho inžinierstva ul. 1. mája 32, 010 26 Žilina, Slovenská republika [email protected] Abstrakt Príspevok sa zaoberá analýzou dostupnej štatistickej databázy vývoja požiarovosti v Ruskej federácii za obdobie 2012 - 2008. Získané údaje po spracovaní a zhodnotení majú slúžiť ako súčasť domácej a zahraničnej štatistiky požiarovosti, ako dátová základňa, ktorá sa bude využívať pri hodnotení efektívnosti vynakladaných finančných prostriedkov na protipožiarne opatrenia. Kľúčové slová Štatistika požiarovosti v Rusku, ekonomická efektívnosť, protipožiarne opatrenia, objekt požiaru, príčina vzniku požiaru. Abstract The paper deals with the analysis of available statistical database development Fires in the Russian Federation for the period 2012 2008. The data obtained after processing and evaluation to serve as part of domestic and foreign statistics fires, as a data base that will be used in assessing the effectiveness of funds spent on fire prevention measures. Keywords Statistics of fires in Russia, economic efficiency, fire precautions, building fire, cause of fire. Úvod Pre plánovanie a realizáciu každého stavebného projektu je dôležitý jeho rozpočet, ktorý závisí najmä od veľkosti, účelu stavby a jej požadovaného vybavenia. Výška rozpočtu je obmedzená finančnými možnosťami investora, ktorý sa zvyčajne snaží minimalizovať vynakladané prostriedky na tie položky stavby, ktoré mu neprinášajú žiadny alebo len minimálny priamy zisk. Prax doma i v zahraničí poukazuje na negatívny trend, minimalizovať vstupné investície do protipožiarnej ochrany. Prvky a systémy protipožiarnej bezpečnosti musia byť realizované prakticky v každej stavbe, sú vyžadované platnou legislatívou a ich primárnym cieľom je ochrana zdravia a života človeka pred požiarom. V Slovenskej republike sa to uskutočňuje na základe: Zákona č. 314/2001 Z.z. O ochrane pred požiarmi, Vyhlášky č. 94/2004 Z.z., ktorou sa ustanovujú technické požiadavky na protipožiarnu bezpečnosť pri výstavbe a pri užívaní stavieb, súboru technických noriem STN 92 0202 Požiarna bezpečnosť stavieb a s nimi súvisiacimi legislatívnymi predpismi a technickými normami. V Slovenskej republike ale v súčasnosti neexistuje legislatíva, ktorá by priamo zastrešovala ochranu majetku pred požiarom. Zahraničné smernice a dokumenty poisťovateľov, zväčša len predpisujú „opatrenia“, ktoré zabezpečujú „adekvátnu“ úroveň ochrany majetku. Analýza prostriedkov ušetrených na základe implementácie vybraného systému protipožiarnej bezpečnosti však často chýba. Efektívnosť vynakladaných prostriedkov na zabezpečenie optimálnej úrovne protipožiarnej ochrany ako ochrany života a majetku je problém, ktorý nie je špecifický len pre Slovensko, ale sa vyskytuje prakticky všade na svete. Pre komplexné riešenie zadefinovanej problematiky je nutné prepojiť jej bezpečnostný a ekonomický aspekt. Jednak je potrebné zhodnotiť aká úroveň protipožiarnej bezpečnosti sa dosiahne implementáciou vybraných protipožiarnych systémov Ostrava 3. - 4. září 2014

a zariadení, inými slovami ako sa zníži pravdepodobnosť vzniku požiaru, jeho rozsah a následky. Na druhej strane je zase potrebné zadefinovať spôsoby finančného ohodnotenia jednotlivých prostriedkov a zariadení, týkajúceho sa ich obstarania a údržby, ako aj kvantifikácie priamych a nepriamych škôd, respektíve ušetrených hodnôt [1]. 1 Projekt výskumu a jeho ciele Pri riešení spomínanej problematiky vznikla nutnosť zamerať výskum na prakticky aplikovateľný, pokiaľ možno univerzálny model, ktorý by umožňoval stanovenie účelnosti vynakladaných finančných prostriedkov vzhľadom na účinnosť systémov ochrany pred požiarmi a ich kvantifikáciu zodpovedajúcu dosiahnutej úrovne ochrany života a majetku. Výskum prebieha riešením projektu číslo APVV-0727-12 s názvom: „Model na zvyšovanie ekonomickej efektívnosti protipožiarnych opatrení“ na Fakulte špeciálneho inžinierstva Žilinskej univerzity v Žiline [1]. Hlavným cieľom projektu je skvalitniť a zjednodušiť hodnotenie ekonomickej efektívnosti protipožiarnych opatrení, prostredníctvom prakticky aplikovateľného modelu. Rozhodnutia vychádzajúce z jeho výsledkov povedú k zvýšeniu úrovne protipožiarnej bezpečnosti a k zlepšeniu využívania finančných prostriedkov potrebných na jej dosiahnutie [1]. Na splnenie hlavného cieľa projektu bude potrebné naplniť nasledovné čiastkové ciele [1]: 1. Analýza súčasného stavu zameraná na legislatívne a normatívne požiadavky, nedostatky dostupných požiarno-ekonomických nástrojov a metód, dostupnosť vstupných údajov. 2. Stanovenie súboru vstupných a výstupných parametrov modelu, a ich formátu, na základe vhodnosti a dostupnosti dátovej základne, vychádzajúc z analýzy súčasného stavu. 3. Vytvorenie vlastného modelu na hodnotenie ekonomickej efektívnosti protipožiarnych opatrení. 4. Overenie funkčnosti a aplikovateľnosti modelu v spolupráci s koncovými užívateľmi, reprezentovanými odborníkmi praxe a štátnej správy. 5. Zostavenie finálneho modelu a jeho propagácia a distribúcia. 2 Štatistika požiarovosti v Ruskej federácií podľa základných ukazovateľov Čiastkové ciele č. 1 a č. 2 sú riešené v rámci pracovného balíka 1 pod názvom „Analýza súčasného stavu a identifikácia problémových oblastí“. V rámci daného pracovného balíka je potrebné riešiť niekoľko úloh napr.: uskutočniť analýzy kompletnosti dostupnej domácej a zahraničnej terminológie, legislatívy, štatistiky, dátovej základne a ďalších požiadaviek upravujúcich požadovanú úroveň protipožiarneho zabezpečenia ochrany života a majetku nielen na Slovensku, ale aj v zahraničí a taktiež využiteľnosti daných údajov pri hodnotení a zvyšovaní efektívnosti vynakladaných prostriedkov na protipožiarnu ochranu. Po analýzach nasleduje identifikácia a sumarizácia zistených nedostatkov napr.: údajov, metód, štatistickej a dátovej základne, ktoré obmedzujú rozsah ich využitia pre prax a pre potreby projektu [1]. Jednou z prvých úloh je získanie a analýza štatistiky požiarovosti za obdobie 2012 - 2008 vybraných krajín sveta napr.: Slovensko, Česko, Nemecko, Rakúsko, Francúzsko, Rusko, USA a iných s cieľom vytvorenia vlastného univerzálneho modelu na hodnotenie ekonomickej efektívnosti protipožiarnych opatrení. Štatistiku požiarovosti je nutné sledovať z pohľadu počtu požiarov, priamych škôd, počtu usmrtených a zranených osôb, uchránených hodnôt v EUR, 21


podľa príčin vzniku požiaru, podľa odvetví ekonomickej činnosti, podľa priestoru a taktiež miesta vzniku požiaru. Pri skúmaní štatistiky požiarovosti v jednotlivých krajinách je dôležité sa zamerať na zistenie požiarovosti v stavebných objektoch podľa nasledovnej kategorizácie stavieb a to konkrétne: administratívne budovy, budovy pre vzdelávanie (školstvo), kultúrno-historické, telovýchovné a cirkevné budovy, budovy pre zdravotníctvo (nemocnice), budovy pre obchod, budovy pre ubytovanie a rekreáciu, budovy pre sociálne zabezpečenie, priemyselné budovy, budovy pre dopravu, poľnohospodárske budovy, budovy pre skladovanie a domový a bytový fond. Štatistiku požiarovosti v Ruskej federácií zastrešuje Ministerstvo Ruskej federácie vo veciach civilnej ochrany, mimoriadnych situácií a likvidácií následkov prírodných katastrof. V roku 2012 bolo v Ruskej federácií zaevidovaných 162 975 požiarov. Priame materiálne škody spôsobené týmito požiarmi boli vyčíslené na 14 397 379 tis. rubľov (14 397 279 000 RUB = 14, 397 279 miliardy RUB = 1,4397279 x 1010 RUB, pre názornosť priamych materiálnych škôd je uvedený kurz ECB dňa: 3. 12. 2013 - 1 EUR= 45,1500 RUB). V dôsledku požiarov bolo 11 635 usmrtených a 11 962 zranených osôb (tab. 1) [2]. Tab. 1 Základné ukazovatele požiarovosti v Ruskej federácií za roky 2012 - 2008 [2 - 7] Sledované roky

Základné ukazovatele

2008

2009

2010

2011

2012

Počet požiarov

200 386

187 490

179 098

168 528

162 975

Priame materiálne škody (tis. rubľov = tis. RUB)

12 045 000

10 929 700

N

17 280 086

14 397 279

Počet usmrtených osôb (U)

15 165

13 933

12 983

12 028

11 635

Počet zranených osôb (Z)

12 800

13 207

13 067

12 457

11 962

N - údaj nie je uvedený

Zo štatistík požiarovosti základných ukazovateľov pre Ruskú federáciu za roky 2012 - 2008 vyplýva (tab. 1), že počet požiarov má klesajúcu tendenciu v danom období, čo nie je možné tvrdiť o priamych materiálnych škodách, tie majú skôr rastúcu úroveň. Najmä počet usmrtených, ale čiastočne aj zranených osôb za dané obdobie zaznamenáva klesajúcu úroveň. Aj na Slovensku sa sledujú tie isté základné ukazovatele požiarovosti ako v Rusku, ku ktorým sa navyše evidujú aj uchránené hodnoty v EUR. V Rusku sa uchránené hodnoty v dostupnej štatistike neuvádzajú (tab. 1), ale na rozdiel od Slovenska sa uvádzajú podrobnejšie základné ukazovatele požiarovosti, ktoré sú zamerané na konkrétne počty kusov zničených a aj poškodených jednotiek (objektov) pri požiaroch (tab. 2). Štatistika poskytuje úplné údaje za roky 2012 a 2011, údaje za roky 2010 - 2008 sú nedostačujúce, zväčša neuvedené, čo obmedzuje jej využiteľnosť pre potreby projektu (tab. 2) [2 - 7]. Možno konštatovať čiastkový záver, že pre projekt sú využiteľné základné ukazovatele požiarovosti Ruskej federácie uvedené v tab. 1 a z tab. 2 je možnosť využiť počty zničených a čiastočne aj poškodených stavieb (budov), ktoré majú okrem roku 2010 výrazne klesajúcu tendenciu. Na Slovensku sa vôbec neeviduje počet kusov zničených a poškodených jednotiek (objektov), a to konkrétne stavieb, rôznych dopravných prostriedkov a iných ako súčasť základných ukazovateľov požiarovosti, nakoľko štatistika je zameraná len na počty požiarov, priame škody v EUR a počty usmrtených a zranených osôb [2 - 8].


Tab. 2 Základné ukazovatele požiarovosti v Ruskej federácií za roky 2012 - 2008 podľa počtu kusov zničených a poškodených jednotiek (objektov) [2 - 7] Základné ukazovatele počtu kusov zničených a poškodených jednotiek (objektov) [ks]

Sledované roky 2008

2009

2010

2011

2012

60 590

54 020

N

43 452

40 877

Počet zničených námorných a riečnych lodí

N

N

N

4

9

Počet zničených lietadiel

Počet zničených stavieb (budov)

N

N

N

5

3

Počet zničených automobilov + poľnohospodárskej techniky (strojov)

9 855

10 220

N

8 077

8 220

Počet zničených železničných koľajových vozidiel

N

N

N

7

11

Počet zničených ťažobných banských diel + diel na ťažbu uhlia

N

N

N

1

0

Počet poškodených stavieb (budov)

N

N

N

98 644

97 901

Počet poškodených námorných a riečnych lodí

N

N

N

80

86

Počet poškodených lietadiel

N

N

N

1

1

Počet poškodených automobilov + poľnohospodárskej techniky (strojov)

N

N

N

27 443

24 045

Počet poškodených železničných koľajových vozidiel

N

N

N

69

141

Počet poškodených ťažobných banských diel + diel na ťažbu uhlia

N

N

N

4

4


3 Štatistika požiarovosti v Ruskej federácií podľa príčin vzniku požiarov Požiarovosť v Ruskej federácií v rokoch 2012 - 2008 na základe príčin vzniku požiarov je dobre spracovaná za roky 2012 a 2011 (tab. 3), ale veľmi nedostačujúca za obdobie 2010 - 2008 [2 - 7]. Údaje o požiarovosti v Ruskej federácií za roky 2010 - 2008 podľa príčin vzniku požiarov sú z dostupných zdrojov [4 - 7] slabo štatisticky zaznamenané, väčšina údajov nie je uvedená. Konkrétne v roku 2010 nie je evidovaný žiaden údaj podľa príčiny vzniku požiarov, to znamená nie sú uvedené nasledovné údaje: počet požiarov, priame škody v tis. RUB, počty usmrtených a zranených osôb [4, 7]. V roku 2009 sú evidované len nasledovné príčiny vzniku požiarov (viď podľa tab. 3): nedodržanie pravidiel a prevádzky elektrických prístrojov, spotrebičov pre domácnosť, kde sú uvedené nasledovné údaje: počet požiarov 41 248, počty usmrtených 2 003 a zranených 2174 osôb; nedbalosť pri zaobchádzaní s ohňom, kde sú uvedené nasledovné údaje: počet požiarov 75 559, počty usmrtených 9 383 a zranených 6 976 osôb [5, 7]. V roku 2008 sú evidované len nasledovné príčiny vzniku požiarov (viď podľa tab. 3): nedodržanie pravidiel a prevádzky elektrických prístrojov, spotrebičov pre domácnosť, kde sú uvedené nasledovné údaje: počet požiarov 38 875, priame škody v tis. RUB 4 010 985; nedbalosť pri zaobchádzaní s ohňom, kde sú uvedené nasledovné údaje: počet požiarov 89 773, priame škody v tis. RUB 2 698 080 [6, 7]. Zo štatistík požiarovosti podľa príčin vzniku požiarov pre Ruskú federáciu za roky 2012 - 2008 [2 - 7] a z tab. 3 možno konštatovať nasledovné čiastkové závery. Počet usmrtených a zranených osôb za sledované 22


obdobie nie je v štatistike uvedený, výnimkou je rok 2009 a to len pri dvoch príčinách požiarov: nedodržanie pravidiel a prevádzky elektrických prístrojov, spotrebičov pre domácnosť a nedbalosť pri zaobchádzaní s ohňom. Počet požiarov a priame škody v tis. RUB narastajú pri nasledovných príčinách vzniku požiarov: úmyselné zapálenie (podpaľačstvo) a samovznietenie látok a materiálov (tab. 3) [2 - 7]. Počet požiarov rastie, ale priame škody v tis. RUB klesajú pri nasledovných príčinách vzniku požiarov: nedodržanie pravidiel ochrany pred požiarmi pri zváraní, výbuchy s následným požiarom, poruchy a nedodržanie prevádzkových pravidiel vykurovacích telies a iné príčiny požiarov (tab. 3) [2 - 7]. Počet požiarov a aj priame škody v tis. RUB klesajú pri nasledovných príčinách vzniku požiarov: poruchy výrobných zariadení a nedodržanie technológie výrobných procesov, nedbalosť pri zaobchádzaní s ohňom a to aj detí a tiež nezistené príčiny požiarov (tab. 3) [2 - 7]. Počet požiarov klesá, (s výnimkou v roku 2009, kde bol zaznamenaný nárast v porovnaní s rokom 2008) a priame škody v tis. RUB narastajú pri nasledovnej príčine vzniku požiarov: nedodržanie pravidiel a prevádzky elektrických prístrojov, spotrebičov pre domácnosť (tab. 3) [2 - 7]. Na Slovensku sa

štatisticky za obdobie 2012 - 2008 zaznamenávajú počty požiarov, priame škody v EUR, počty usmrtených (U) a zranených (Z) osôb pri požiarovosti na základe nasledovných príčin vzniku požiaru: úmysel, deti a choromyseľné osoby, nedbalosť a neopatrnosť dospelých osôb, porucha, nevyhovujúci stav vykurovacích telies, dymovodov a komínov, prevádzkovo - technické poruchy, samovznietenie, výbuchy s následným požiarom , ďalšie sledované príčiny a nezistené príčiny, pričom väčšina z nich sa ďalej člení [8]. Na základe dostupných údajov je zrejmé, že sledovanie štatistiky požiarovosti v Ruskej federácií a na Slovensku za roky 2012 - 2008 podľa príčin vzniku požiarov je veľmi podobné. Aj napriek tomu je nutné konštatovať čiastkový záver, že štatistika požiarovosti v Ruskej federácií za roky 2012 - 2008 podľa príčin vzniku požiarov nie je dostatočná a preto jej využitie pre potreby projektu bude pravdepodobne sporné. Taktiež v dostupných štatistikách požiarovosti z Ruskej federácie, ale aj zo Slovenskej republiky (okrem čiastočne domového a bytového fondu) chýbajú údaje, kde by boli prepojené príčiny vzniku požiarov s jednotlivými kategóriami stavieb [2 - 9].

Tab. 3 Požiarovosť v Ruskej federácií za roky 2012 a 2011 podľa príčin vzniku požiarov [2, 3, 7] Počet požiarov 2012

Počet požiarov 2011

Priame škody (v tis. RUB) 2012


Počet usmrtených 2012, 2011 (U)

Počet zranených 2012, 2011 (Z)

Úmyselné zapálenie (Podpaľačstvo)

16 593

15 821

3 731 066

2 280 844

N

N

Nedodržanie pravidiel a prevádzky elektrických prístrojov, spotrebičov pre domácnosť

40 849

40 891

4 854 288

4 563 492

N

N

Poruchy výrobných zariadení a nedodržanie technológie výrobných procesov

695

724

329 935

715 923

N

N

Nedbalosť pri zaobchádzaní s ohňom

56 433

64 226

1 608 254

2 349 626

N

N

- z toho neopatrnosť detí pri zaobchádzaní s ohňom

2 797

3 168

78 638

95 671

N

N

Nedodržanie pravidiel ochrany pred požiarmi pri zváraní

1174

1144

225 137

320 171

N

N

Výbuchy s následným požiarom

178

161

18 209

26 941

N

N

Samovznietenie látok a materiálov

Príčiny vzniku požiarov

549

497

150 182

123 836

N

N

Poruchy a nedodržanie prevádzkových pravidiel vykurovacích telies

27 040

26 516

1 095 905

1 489 504

N

N

Nezistené príčiny požiarov

1 898

2 145

941 081

3 327 462

N

N

Iné príčiny požiarov

17 566

16 403

1 443 321

2 082 287

N

N

N- údaj nie je uvedený

4 Štatistika požiarovosti v Ruskej federácií podľa objektov Štatistika požiarovosti v Ruskej federácií v rokoch 2012 - 2008 podľa druhu objektov požiarov je spracovaná za roky 2012 a 2011 (tab. 4), ale neposkytuje dostatočné množstvo údajov za obdobie 2010 - 2008 [2 - 7]. Požiarovosť v Ruskej federácií za roky 2010 - 2008 podľa objektov požiarov je z dostupných zdrojov [4 - 7] nedostatočne štatisticky evidovaná. Konkrétne v roku 2010 sú uvedené iba počty požiarov pri dvoch objektoch a to konkrétne: dopravné prostriedky 23 649 a iné objekty 2 185, iné údaje v danom roku nie sú v štatistike uvedené [4, 7]. V roku 2009 je evidovaný iba jeden objekt: bytový fond, v ktorom sú uvedené nasledovné údaje: počet požiarov 135 180, počty usmrtených 12 679 a zranených 9 219 osôb, priame škody nie sú uvedené [5, 7]. V roku 2008 sú uvedené iba dva objekty, pre ktoré sú registrované nasledovné údaje: pre priemyselné budovy a sklady priemyselných podnikov; priame škody v tis RUB Ostrava 3. - 4. září 2014

2 180 145 a pre bytový fond; počet požiarov 142 875 a priame škody v tis RUB 5 070 945 [6, 7]. Zo štatistík požiarovosti podľa objektov požiarov pre Ruskú federáciu za roky 2012 - 2008 [2 - 7] a z tab. 4 možno konštatovať nasledovné čiastkové závery. Počet usmrtených a zranených osôb za sledované obdobie nie je v štatistike uvedený, výnimkou je rok 2009 a to len pri bytovom fonde (tab. 4) [2 - 7]. Počet požiarov a priame škody v tis. RUB klesajú pri nasledovných objektoch požiarov: priemyselné budovy a sklady priemyselných podnikov; sklady, veľkosklady, distribučné centrá, obchodné priestory a nebytové priestory a objekty vo výstavbe (tab. 4) [2 - 7]. Počet požiarov sa znižuje, ale priame škody v tis. RUB sa zvyšujú pri nasledovných objektoch požiarov: administratívne a verejné budovy; konštrukcie, inštalácie a zariadenia technológií a výroby; poľnohospodárske objekty, banské diela a diela na ťažbu uhlia (tab. 4) [2 - 7]. Počet požiarov klesá a taktiež klesajú priame 23


škody v tis. RUB (s výnimkou v roku 2011, kde došlo k nárastu v porovnaní s rokom 2008, údaje z rokov 2010, 2009 nie sú dostupné) pri objekte požiarov: bytový fond (tab. 4) [2 - 7]. Počet požiarov a priame škody v tis. RUB sa zvyšujú pri nasledovných objektoch požiarov: dopravné prostriedky, železničný vozový park a iné objekty (tab. 4) [2 - 7]. Na Slovensku sa štatisticky požiarovosť podľa objektov požiaru, tak ako je to v Ruskej federácií (tab. 4) [2 - 7] nezaznamenáva a neeviduje [8]. Na Slovensku sa štatisticky za obdobie 2012 - 2008 zaznamenávajú počty požiarov, priame škody v EUR, počty usmrtených (U) a zranených (Z) osôb pri požiarovosti podľa priestoru a miesta vzniku požiaru [8], ktoré aspoň čiastočne vystihujú a korešpondujú s požiarovosťou podľa objektov požiarov v Ruskej federácií (tab. 4) [2 - 7]. Na Slovensku sa štatistiky požiarovosti podľa priestoru vzniku požiarov evidujú nasledovne: budovy pre zdravotníctvo, budovy pre služby a osobnú hygienu, budovy pre výchovu, vedu a výskum, budovy pre kultúru, osvetu a telovýchovu, budovy administratívne, budovy na spoločné ubytovanie a rekreáciu, budovy pre obchod a verejné stravovanie, budovy pre sociálne zabezpečenie, historické a cirkevné budovy a objekty, bytový fond, rodinné domy, ostatné budovy na trvalé bývanie, budovy pre výrobu, budovy energetiky a vodného hospodárstva, budovy dopravy a spojov, jednoúčelové budovy skladov, budovy pre živočíšnu a rastlinnú výrobu, objekty na skladovanie poľnohospodárskych produktov, objekty pre

poľovnícku a lesnícku činnosť, objekty mimo budov, budovy na garážovanie a údržbu vozidiel, garáže mimo budov, garáže ako súčasť iných budov, poľnohospodárske plochy a produkty, lesy, ostatné prírodné prostredie, skládky odpadov a odpadkov; cesty, komunikácie, tunely a mosty, vodné diela a vodné toky a ostatné nezatriedené [8], čo úplne nezodpovedá štatistike požiarovosti v Ruskej federácií podľa objektov požiarov. Na Slovensku sa štatistiky požiarovosti podľa miesta vzniku požiarov evidujú nasledovne: výroba a údržba; sklady (ako súčasť objektov a budov) a preprava; zhromaždovacie priestory; bývanie, kancelárie, služby a sociálne zariadenia; ostatné miesta; dopravné prostriedky a pracovné stroje; bližšie neurčené miesto v prírodnom prostredí a nezistené [8], čo takmer úplne nezodpovedá štatistike požiarovosti v Ruskej federácií podľa objektov požiarov za dané obdobie. Zo štatistík požiarovosti podľa objektov požiarov pre Ruskú federáciu za roky 2012 - 2008 [2 - 7] a z tab. 4 možno konštatovať, že daná dostupná štatistika nie je úplná, je nedostačujúca, len čiastočne je porovnateľná so štatistikou požiarovosti na Slovensku podľa priestoru a miesta vzniku požiaru [8] a tým nie je aplikovateľná a využiteľná pre potreby projektu. Štatistika požiarovosti podľa odvetví ekonomickej činnosti pre Ruskú federáciu za obdobie 2012 - 2008 nebola dostupná (údaje neboli zistené z dostupnej štatistiky požiarovosti).

Tab. 4 Požiarovosť v Ruskej federácií za roky roku 2012 a 2011 podľa objektov požiarov [2, 3, 7] Objekty požiarov (priestory + miesta vzniku)





Počet usmrtených 2012, 2011 (U)

Počet zranených 2012, 2011 (Z)

Priemyselné budovy, sklady priemyselných podnikov

3 727

4 155

2 944 617

5 514 441

N

N

Sklady,veľkosklady,distribučné centrá, obchodné priestory a nebytové priestory

4 910

5 107

2 305 089

2 994 070

N

N

Administratívne a verejné budovy

3 180

3 354

1 580 549

536 197

N

N

112 976

119 207

4 398 194

5 260 273

N

N

Bytový fond (paneláky, domy, ubytovne, internáty, chaty, záhradné domčeky, prístavby a iné) Objekty vo výstavbe

948

1 001

97 534

235 772

N

N

Konštrukcie, inštalácie a zariadenia (technológií a výroby)

1 113

1 173

210 642

71 490

N

N

Dopravné prostriedky (morské, riečne, letecké a atď.)

24 240

23 396

1 890 663

379 048

N

N

Železničný vozový park Poľnohospodárske objekty Banské diela a diela na ťažbu uhlia Iné objekty

108

101

56 340

40 255

N

N

3 550

3 900

466 312

329 259

N

N

4

5

259 130

96 957

N

N

8 219

7 129

188 309

1 822 324

N

N


Záver Na základe získaných a analyzovaných dostupných údajov štatistiky požiarovosti v Ruskej federácií za obdobie 2012 - 2008 (na základe jednotlivých čiastkových záverov), podľa základných ukazovateľov požiarovosti a najmä podľa príčin vzniku požiarov, podľa objektov požiarov, dostupné údaje nie sú dostatočné, vo veľkej miere úplne chýbajú (roky 2010 - 2008) a sú celkovo nedostatočne porovnateľné so štatistickými údajmi evidovanými v Slovenskej republike [2 - 8]. Na základe daných skutočností nie je možné, respektíve by bolo problematické ich využitie pre potreby projektu. Získanie a analýzy štatistiky požiarovosti za obdobie 2012 - 2008 vybraných krajín sveta napr.: Slovensko, Česko, Nemecko, Rakúsko, Francúzsko, Rusko, USA a iných, s cieľom vytvorenia vlastného univerzálneho modelu na hodnotenie ekonomickej efektívnosti protipožiarnych opatrení pre potreby projektu odhalili Ostrava 3. - 4. září 2014

mnohé nedostatky. Z niektorých krajín ako je napríklad: Nemecko, Rakúsko a iné, členovia riešiteľského kolektívu nezískali dostatočné a použiteľné štatistické údaje. Iné krajiny ako napríklad: Slovenská republika [9], Česká republika a Poľská republika mali dostupné a rozsiahle spracované štatistiky požiarovosti. Na základe zisteného skutkového stavu sa pre potreby projektu ako najvhodnejšie ukazuje vychádzať zo štatistík požiarovosti zo Slovenskej republiky za dané obdobie a to konkrétne zo štatistiky požiarovosti podľa priestoru vzniku požiarov, ktoré je možné najlepšie aplikovať v stavebných objektoch podľa kategorizácie stavieb (kapitola 2) [8, 9]. „Táto práca bola podporovaná Agentúrou na podporu výskumu a vývoja na základe Zmluvy č. APVV-0727-12.“ „This work was supported by the Slovak Research and Development Agency under the contract No. APVV-0727-12.“ 24


Použitá literatúra

[7]

[1]

PROJEKT číslo APVV-0000-12 s názvom (20132016): „Model na zvyšovanie ekonomickej efektívnosti protipožiarnych opatrení“.

Coneva, I. (2013-2014).: Preklad a spracovanie štatistiky požiarovosti z Ruskej federácie za obdobie 2012 - 2008, Žilina: ŽU, FŠI, KPI, december 2013 - jún 2014.

[8]

[2]

Dostupné na: http://www.mchs.gov.ru/Stats/Pozhari/2012_ god/Svedenija_o_pozharah/ (2. 12. 2013).

PREZÍDIUM HAZZ SR, (2012 - 2008).: Štatistické ročenky HaZZ SR, 2012 - 2008, PTaEÚ MV SR v Bratislave.

[9]

[3]


[4]


[5]


Kľučka, J.; Mózer, V.; Panáková, J. (2014).: Rozbor požiarovosti v Slovenskej republike 1993-2012, In FIREFF 2014, Workshop k projektu č. APVV-0727-12: „Model na zvyšovanie ekonomickej efektívnosti protipožiarnych opatrení“ 2014: [CD]: 28. apríl 2014: Hotel Patria, Štrbské pleso, Slovenská republika: ŽU v Žiline, FŠI, 2014.

[6]



25


Posouzení šíření kouře v koridorech s využitím modelu požáru Assessment of the Spread of Smoke in the Corridors of Using Fire Model Bc. Tomáš Cvejn1 Ing. Jiří Pokorný, Ph.D., MPA2 VŠB - TU Ostrava, Fakulta bezpečnostního inženýrství Lumírova 13, 700 30 Ostrava-Výškovice 2 Hasičský záchranný sbor Moravskoslezského kraje Výškovická 40, 700 30 Ostrava-Zábřeh [email protected], [email protected] 1

Pro koridory, a všechny uzavřené vodorovné komunikace obecně, má šíření kouře určité charakteristické rysy. V přeneseném významu slouží tyto prostory jako „potrubí pro přenos zplodin hoření“ od místa požáru do celé budovy. Obvyklým jevem bývá výskyt požáru také mimo vlastní prostor koridoru, kdy dochází k šíření zplodin hoření otvory nebo netěsnostmi konstrukcí do koridoru a prostor souvisejících. Parametry požáru v koridorech

Abstrakt V příspěvku je vymezen pojem „koridor“ a jsou definovány některé z parametrů požáru v koridorech. Zjednodušeně je popsána matematická metoda posuzování šíření kouře v koridorech využívána požárním modelem FPEtool. Následně jsou prezentovány výsledky vybraných modelových situací posouzených tímto požárním modelem a komentována využitelnost modelu z různých hledisek. Klíčová slova FPEtool, koridor, zónový model, parametry požáru.

Požár je nestacionární proces. Lze u něj pozorovat různé proměnné, které se mění s časem, a podle kterých je možné každé nežádoucí hoření charakterizovat. Tyto proměnné označujeme jako parametry požáru. Kromě obvyklých parametrů požáru, kterými jsou např. plocha požáru, lineární rychlost šíření požáru, výška plamene atp., lze u koridorů sledovat další specifické parametry. Zónový model FPEtool, konkrétně jeho část CORRIDOR, vyhodnocuje šíření kouře především s využitím následujících parametrů: • hloubka vrstvy kouře,

Abstract

• teplota vrstvy kouře,

In this article is defined the term “corridor” and some parameters of fire in the corridor. The mathematical method of assessing the spread of smoke in the corridors used by fire model FPEtool is described very simple in this article. Subsequently, we present the results of some representative situations assessed by the fire model and commented the usability of the model from different perspectives.

• rychlost pohybu přední hranice vrstvy kouře,

Keywords FPEtool, corridor, zone model, parameters of fire. Koridor Termín „koridor“ má v různých oblastech mnohdy odlišný význam. Například v astronautice se slovem koridor rozumí dráha nebo prostor, který musí kosmická loď dodržovat při návratu do atmosféry [1]. Stavební zákon definuje koridor jako plochu vymezenou pro umístění dopravní a technické infrastruktury nebo opatření nestavební povahy [2]. Na základě definic získaných ze slovníků cizích slov [1, 3] a následně definice z technického návodu k programu FPEtool [4] je pojmem koridor myšlena vodorovná chodba s délkovými rozměry podstatně většími, než je její šířka, na kterou zpravidla navazuje několik místností (viz obr. 1). Takto bude koridor vnímán rovněž pro potřeby příspěvku.

• pozice přední hranice vrstvy kouře. [4] Hloubka vrstvy kouře je vertikální vzdálenost spodní hranice vrstvy kouře od stropu a udává se v metrech. Nesmí být zaměňována za neutrální rovinu, která se nachází v této vrstvě kouře. Hloubka vrstvy kouře se s narůstajícím časem zvětšuje. Teplota vrstvy kouře se s přibývajícím časem snižuje. Důvodem je sdílení tepla s okolím. Část CORRIDOR vyhodnocuje teplotu v závislosti na pozici přední hranice vrstvy kouře (přední hranicí je v příspěvku myšlena přední část kouřové vlny, která se šíří koridorem a tvoří pomyslnou mez mezi zplodinami hoření a čistým vzduchem). Část CORRIDOR dále sleduje pozici přední hranice vrstvy kouře a její rychlost. Obě veličiny jsou vyhodnocovány v závislosti na čase. Rychlost pohybu přední hranice vrstvy kouře se vlivem sdílení tepla snižuje, což ovlivňuje dobu trvání jednotlivých testů. Pozicí přední hranice vrstvy kouře je myšlena vodorovná vzdálenost přední hranice od vstupního otvoru. [4, 5] Charakteristické parametry znázorněny na obr. 2.

požáru

v

koridorech

jsou

Obr. 2 Parametry šíření kouře koridorem Matematická metoda posuzování šíření kouře koridorem Obr. 1 Půdorys koridoru


Zónový model FPEtool ve své části CORRIDOR pracuje s expandujícím množstvím kouře uvnitř koridoru. Jednotlivé výstupní parametry jsou stanoveny s využitím následujících rovnic [4].

26


Rychlost pohybu přední hranice vrstvy kouře lze stanovit rovnicí (1). Použité konstanty jsou stanoveny rovnicemi (2) a (3). Následně lze stanovit pozici přední hranice vrstvy kouře rovnicí (4). T  3K  x(t )   B  v front  t   v0   amb  e   T  B

T  Tamb ( 6  K  x(t ) ) e T K

heff  Wcor

(1)

(2)

(3)

3  mwave  c p

x t t   x t    tt t vdt

(4)

kde vfront(t)

rychlost přední hranice vrstvy kouře [m.s-1],

t

čas [s],

v0

počáteční rychlost vrstvy kouře [m.s-1],

Tamb

teplota okolního vzduchu v koridoru [K],

T

teplota vrstvy kouře před vstupem do koridoru [K],

K

konstanta [m-1],

x(t)

pozice přední hranice vrstvy kouře v čase t [m],

B

proměnná [-],

heff

součinitel přestupu tepla [kW.m-2.K-1],

Wcor

šířka koridoru [m],

mwave

hmotnostní tok vrstvy kouře v koridoru [kg.s-1],

cp

měrná tepelná kapacita plynů [kJ.kg-1.K-1],

x(t+∆t)

pozice přední hranice vrstvy kouře v čase t+∆t [m],

Δt

časový krok [s], průměrná rychlost vrstvy kouře mezi čas. intervaly t+∆t [m.s-1].

Rozvoj požáru v přilehlé místnosti byl hodnocen s využitím dílčí části modelu FPEtool, kterým byl FIRE SIMULATOR (vstupní hodnoty pro další hodnocení). Stanovené vstupní parametry jsou uvedeny v tab. 1 [8]. Tab. 1 Vstupní parametry stanovené části FIRE SIMULATOR Vstup

Hloubku vrstvy kouře lze dle [4] stanovit rovnicí (5). Rovnice (6) zobrazuje výpočet korekčního faktoru.

   x(t ) 

mwave  t  T Tamb   amb    Wcor

T 1  T  ( 3 K  x(t ) )   ln  amb  1  amb   e  3K T T    

Čas [s]

Počáteční teplota1 [°C]

Hladina kouře2 [m]

CO [%]

CO2 [%]

O2 [%]

Objemový tok zplodin [m3.s-1]

A

300

132

2,1

0,001

1,423

19,2

3

B

600

446

2,0

0,068

5,886

13,5

7

C

900

567

1,9

0,499

13,160

3,9

9

Test

(5)

(6)

kde

Největší délka koridoru činila 400 m, výška koridoru činila 5 m. Pokud se místnost s požárem nachází uprostřed koridoru (simulace č. 2), část CORRIDOR rozdělí pronikající kouř na dvě poloviny a sleduje parametry pouze jedné z nich. Výsledky simulací Výsledky simulací jsou znázorněny na obr. 4 - 73 [8]. Na obr. 4 je znázorněna časová závislost pozice přední hranice vrstvy kouře. 400,0

δ

hloubka vrstvy kouře [m],

ρamb

hustota okolního vzduchu [kg.m-3],

ξ

proměnná [m].

Pozice vrstvy kouĜe [m]

v̅

Obr. 3 Znázornění simulací č. 1 a č. 2

Teplota vrstvy kouře v závislosti na jeho pozici v bodě x se stanoví rovnicí (7). T( x )  Tamb  T  Tamb   e

3 K  x(t )

(7)

T(x)

teplota vrstvy kouře v bodě x [K].

Test B (600 s)

200,0

Test C (900 s)

150,0

Simulþ. 2 Simulace

100,0

Test A (300 s)

50,0

Test B (600 s)

0,0

Test C (900 s)

Obr. 4 Časová závislost pozice přední hranice vrstvy kouře Na obr. 5 je znázorněna rychlost pohybu přední hranice vrstvy kouře v závislosti na čase. 1

2

3


Test A (300 s)

250,0

ýas [s]

Simulace s využitím modelu CORRIDOR S využitím modelu FPEtool, konkrétně jeho části CORRIDOR, byly realizovány dvě simulace (viz obr. 3). V každé ze simulací byly hodnoceny tři varianty (A, B, a C), které se lišily dobou rozvoje požáru v přilehlé místnosti (300, 600 a 900 s) a tím také vstupními parametry kouře vnikajícího do koridoru [8].

Simulace þ. 1

300,0

0 600 1200 1800 2400 3000 3600 4200 4800 5400 6000 6600 7200 7800 8400 9000 9600 10200 10800

kde

350,0

Počáteční teplota je střední hodnota teploty zplodin hoření ve směsi se vzduchem. Hladina kouře znamená hloubku vrstvy kouře ve vstupním otvoru při průniku do koridoru. Ve zvolených simulacích (viz obr. 3) nabývají výsledky simulace č. 2 polovičních hodnot simulace č. 1. 27


Diskuse a závěr

Rychlost vrstvy kouĜe [m.s-1]

0,60 0,55 0,50

Simulace þ. 1

0,45 0,40

Test A (300 s)

0,35

Test B (600 s)

0,30

Test C (900 s)

0,25

sim þ. 2 Simulace

0,20

Metoda výpočtu části CORRIDOR zónového modelu FPEtool byla odvozena experimentálně [4]. V minulosti byl model verifikován na reálných situacích [6]. Výsledky byly uspokojivé a model byl doporučen k užívání. Model je využitelný pro uzavřené stavby [7]. Jeho využitím lze získat významné informace o šíření kouře v prostorách koridorů.

0,15

Test A (300 s)

0,10

Test B (600 s)

0,05

Test C (900 s)

Mezi pozitiva modelu patří zejména jednoduchost výpočtové metody, rychlost výpočtu, snadná obsluha software, nenáročnost na hardware a volná dostupnost.

Obr. 5 Rychlost pohybu přední hranice vrstvy kouře v závislosti na čase

Mezi negativa lze zařadit určitou zastaralost modelu, který není již v současné době dále rozvíjen. Rovněž pro simulaci jsou nezbytné vstupní údaje, které je nutné získat experimentálně nebo s využitím simulace jiné části modelu nebo jiného modelu. Model je na moderních operačních systémech „poněkud komplikovaně spustitelný“.

0 300 600 900 1200 1500 1800 2100 2400 2700 3000 3300 3600 3900 4200 4500 4800 5100 5400

0,00

ýas [s]

Na obr. 6 je znázorněn nárůst hloubky vrstvy kouře v závislosti na čase. Vývoj hloubky vrstvy kouře měl shodný průběh v obou simulacích a je tedy znázorněn jednou křivkou. Skoková změna hloubky v prvních sekundách šíření kouře je způsobená metodou výpočtu [8].

Hloubka vrstvy kouĜe [m]

5,5


FARLEX, Inc.: The Free Dictionary [online]. Huntingdon Valley, PA: Farlex, Inc., 2014 [cit. 2014-03-29]. Dostupné z: .

[2]

Zákon č. 183/2006 Sb., o územním plánování a stavebním řádu (stavební zákon), ve znění pozdějších právních předpisů.

[3]

MERRIAM-WEBSTER, Incorporated.: AN ENCYCLOPEDIA: Britannica company [online]. Media Kit, 2014 [cit. 201403-29]. Dostupné z: .

[4]

Scot, D.: Technical Reference Guide for FPEtool Version 3.2. NIST Special publication 5486-1, National Institute of Standards and Technology, Building and Fire Research Laboratory, Maryland, USA, 1995, 39 s.

[5]

Strop, D.W.; Marzydkowski, D.: Modeling Flow in Corridor. Gaithersburg, Boston, International Conference on Fire and Engineering, 1995, s. 377 - 382 [cit. 2014-03-29]. Dostupné z: .

[6]

Nelson, H.E.; Scot, D.: CORRIDOR: A Routine for Estimating the Initial Wave Front Resulting from High Temperature Fire Exposure to a Corridor. NISTIR 4869 [online]. Maryland, USA, 1992, 41 s. [cit. 2014-04-10]. Dostupné z: .

[7]

Pokorný, J.: Teoretické možnosti posuzování šíření kouřových plynů v koridorech: srovnání s experimentálním měřením v reálném měřítku [online]. 2006, 10 s. [cit. 2014-0329]. Dostupné z: .

[8]

Cvejn, T.: Posouzení některých parametrů požáru v koridorech. Bakalářská práce. Ostrava: VŠB - TU Ostrava, FBI, 2014. 52 s. Vedoucí práce Ing. Jiří Pokorný, Ph.D., MPA.

5,0 4,5 4,0 3,5

Simulace þ. 1

3,0 2,5

Test A (300 s)

2,0

Test B (600 s)

1,5

Test C (900 s)

1,0 0,5 0 60 120 180 240 300 360 420 480 540 600 660 720 780 840 900 960 1020 1080 1140 1200 1260

0,0

ýas [s]

Obr. 6 Vývoj hloubky vrstvy kouře v závislosti na čase

Teplota vrstvy kouĜe [°C]

Na obr. 7 je znázorněn pokles teploty v závislosti na pozici přední hranice vrstvy kouře. 280 260 240 220 200 180 160 140 120 100 80 60 40 20 0

Simulace þ. 1 Test A (5 min) Test B (10 min) Test C (15 min)

Simulace þ. 2 Simulace Test A (5 min) Test B (10 min) Test C (15 min) 0

50

100

150

200

250

300

350

400

Pozice vrstvy kouĜe [m]

Obr. 7 Změna teploty v závislosti na pozici přední hranice vrstvy kouře


28


Požární bezpečnost objektů věznic Fire Safety of the Prisons Ing. Tereza Česelská, Ph.D. VŠB - TU Ostrava, Fakulta bezpečnostního inženýrství Lumírova 13, 700 30 Ostrava-Výškovice [email protected] Abstrakt V České republice je v současné době provozováno 10 vazebních a 25 běžných věznic. Vězeňské areály jsou tvořeny budovami různého účelu. Jedná se o ubytovací budovy, ale také provozní objekty, jako jsou zdravotnická zařízení, stravovací zařízení, dílny apod. Článek představuje koncepci řešení požární bezpečnosti ubytovacích objektů určených pro výkon trestu, ve kterých se osoby pohybují volně v rámci celého podlaží, nejedná se o celový systém. Prostory pro pobyt vězňů jsou odděleny uzamčenou mříží. Klíčová slova Požární bezpečnost staveb, evakuace osob, věznice. Abstract There is currently operated 10 detention and 25 ordinary prisons in The Czech Republic. Prison complexes consist of buildings of various purpose. These are the accommodation building, but also operational objects, such as medical equipment, catering equipment, workshops, etc. The article describe the concept of fire safety resolution the accommodation building intended to prison sentences. Persons have the option move freely throughout the floor in these building. It is not a cell system. The area for residence of prisoners are separated by a locked grille. Keywords Fire safety of the building, evacuation of people, prison. Úvod

73 0833 [4]. Objekty jsou rozděleny do požárních úseků po jednotlivých obytných buňkách. V případě vězeňských objektů typu ubytoven, však nelze předpokládat, že požární uzávěr obytné buňky bez samozavírače, který není požadován, bude při běžném využití objektu během denní doby uzavřen. Osoby ve výkonu trestu mají povoleny volný pohyb na patře a požární uzávěry jsou provozovány v otevřené poloze. Není možné tedy zajistit jejich spolehlivou funkci v průběhu požáru. Osoby umístěné v nápravných zařízeních jsou podle současně platné technické normy ČSN 73 0802 [3] hodnoceny jako osoby neschopné samostatného pohybu. V objektech pro výkon trestu se mohou nacházet osoby plně či částečně imobilní, případně osoby s omezenou orientací v prostoru apod. Nelze však kategoricky všechny osoby ve výkonu trestu považovat za osoby neschopné samostatného pohybu. Návrh koncepce požární bezpečnosti Návrh koncepce požární bezpečnosti objektů ubytoven pro výkon trestu, kde mají osoby umožněn volný pohyb po patře, byl proveden v rámci diplomové práce [2] s ohledem na užívání objektů a dispoziční řešení. Při návrhu byl zohledněn fakt, kdy únikové cesty v objektu nejsou volné, evakuace je řízená vězeňskou službou. Při návrhu musí být zohledněno, že objekt musí být dostatečně zabezpečen, aby bylo zamezeno úniku osob ve výkonu trestu. Na druhé straně musí být zajištěna jejich bezpečná evakuace v případě mimořádné události. Návrh byl proveden pro modelový typ objektu. Ubytovací objekty bývají zpravidla dispozičně centrálním schodištěm na jednotlivé trakty. Příklad typového podlaží je uveden na obr. 2. Rozdělení objektu, respektive ubytovací části objektu, na jednotlivé požární úseky bylo navrženo na základě stanovení mezní kapacity osob v požárním úseku a mezní délky nechráněných únikových cest. Evakuace osob byla posouzena za pomocí simulačního softwaru PathFinder a metod požárního inženýrství [1].

V současné době je požární bezpečnost objektů věznic, konkrétně ubytoven, řešena v souladu s požadavky ČSN 73 0833 [4] v návaznosti na ČSN 73 0802 [3]. V České republice neexistuje žádný právní ani normativní předpis, který by upravoval požadavky požární bezpečnosti objektů určených pro výkon trestu. Požárně bezpečnostní řešení zpracované pro objekt určený pro výkon tresu podle požadavků ČSN 73 0833 [4] není vyhovující s ohledem na následné využití objektů. Nejedná se o objekty hotelového typu. Osoby jsou znalé daného prostředí, vyskytují se zde trvale. Evakuace osob je vždy řízená, zajištěna vězeňskou službou.

Obr. 2 Typové podlaží

Obr. 1 Ilustrační foto mříží na únikové cestě [5] V převážné většině případů rekonstrukcí, případně výstavby nových objektů ubytoven určených pro výkon trestu, jsou aplikovány požadavky pro skupinu objektů OB4 podle ČSN Ostrava 3. - 4. září 2014

V případě přízemního objektu bude evakuace řešena pouze nechráněnými únikovými cestami. U objektů, které mají dvě a více nadzemní podlaží, bude vertikální schodiště vždy tvořit chráněnou únikovou cestu. S ohledem na zvýšení bezpečnosti osob jsou navrženy do prostor chráněné únikové cesty kouřotěsné požární uzávěry. Požadavek na větrání chráněné únikové cesty, respektive i typ chráněné únikové cesty, vychází z výšky objektu a době trvání řízené evakuace objektu. Horizontální evakuace objektu bude řešena za pomocí nechráněných únikových cest. Za předpokladu, kdy bude k dispozici

29


jedna nechráněná úniková cesty, nesmí její délka přesáhnout hodnotu 30-ti metrů. V případě zajištění dvou nechráněných únikových cest byla určena mezní délka 60 metrů. Při posouzení mezní délky únikové cesty je však nutné zohlednit i počet osob, vzhledem k šířce řešené únikové cesty. Šířku únikové cesty limitují mříže, které jsou ve vězeňských objektech na únikových cestách instalovány (obr. 1). Na základě posouzení evakuace bylo navrženo, že za předpokladu dodržení parametrů únikových cest nebudou jako samostatné požární úseky řešeny jednotlivé pokoje, ale celý ubytovací trakt daného podlaží (obr. 2). Pro umístění osob s omezenou schopností pohybu musí být prioritně zvoleno přízemí, tak aby bylo možno evakuaci provádět po rovině bez pohybu osob po schodech nebo maximálně s využitím ramp. Důvodem je omezení použití evakuačního výtahu, jelikož osoby ve výkonu trestu nemohou výtah použít bez asistence vězeňské služby. Pokud budou osoby s omezenou schopností pohybu umístěny výše než v 3. nadzemním podlaží, je nutné aplikovat požadavky ČSN 73 0802 a zajistit v objektu evakuační výtah. Jedním z problematických bodů v ubytovacích objektech věznic je zajištění detekce požáru. Výběr vhodného systému ovlivňuje například riziko poškození vandaly, na jednotlivých pokojích také není možné vždy zajistit zákaz kouření. Vhodnější je tedy zajištění detekce požáru na chodbách ne přímo v pokojích, otázkou však zůstává doba reakce systému v případě, kdy budou dveře mezi chodbou a jednotlivými pokoji uzavřeny. V prostředí věznice není žádoucí vzhledem k bezpečnosti, aby systém požární detekce po zjištění požáru ovládal odblokování dveří na únikové cestě. Hlavní funkcí systému je vyhlášení lokálního poplachu přenesení informace na centrální dispečink věznice. Vyhlášení poplachu v místě lokalizace požáru však musí být provedeno až po následném ověření, zda se nejedná o planý poplach. Je nutné zamezit situaci, aby vězeň planým požárním poplachem přivolal dozorce. Požární poplach je nutné ve věznici vyhlašovat lokálně. Vyhlášení poplachu v celém objektu může způsobit paniku tím znesnadnit evakuaci. Nelze ani předpokládat, že by bylo možno personálem vězeňské služby v nočních hodinách odblokovat najednou všechny uzávěry na únikových východech, tak aby probíhala evakuace současně. Nástěnné hadicové systémy i přenosné hasicí přístroje je doporučeno v objektu umístit mimo prostory volného pohybu osob ve výkonu trestu. Věcné prostředky požární ochrany je vhodné umístit do prostoru mezi uzamykatelnou mříž a požární uzávěr vedoucí do schodiště, případně na volné prostranství. Pouze v případech, kdy by


nebyl zajištěn dosah nástěnného hadicového systému na celý požární úsek, je nutné zvolit umístění v ubytovací části. Závěrem Častou příčinou vzniku požáru ve vězeňských objektech je úmyslné zapálení ze strany trestaných osob. S ohledem na bezpečnost je vhodné, aby nábytek ubytoven, povrchy stavebních konstrukcí a samotné stavební konstrukce nebyly provedeny z hořlavých materiálů, případně z nesnadno zapalitelných materiálů. Omezením hořlavosti materiálů v prostorách věznic lze zamezit šíření požáru v objektu. Řešení požární bezpečnosti u objektů pro výkon trestu odnětí svobody při porovnání s ostatními obytnými objekty má jistá specifika, která se při projektování musí zohlednit. Stávající projekční postupy pro objekty věznic jsou nevhodné, v mnohých případech je řešení z pohledu užívání objektu nereálné a neekonomické. Pro projekci požární bezpečnosti vězeňských objektů je nutné navrhnout ucelený předpis, který by stanovil koncepci požární bezpečnosti objektů věznic pro novostavby, ale také pro rekonstrukce stávajících objektů. Při návrhu koncepce je nutné zohlednit bezpečností aspekty objektů, zejména skutečnost, že objekty jsou prioritně zabezpečeny vůči úniku osob ve výkonu trestu. Dále je vhodné v rámci koncepce požární bezpečnosti zahrnout také organizační opatření. V objektech je zajištěna nepřetržitá strážní služba osobami, které jsou fyzicky zdatné a je možné je vyškolit pro řízení evakuace a prvotní zásah v případě vzniku požáru. Použitá literatura [1]

Folwarczny, L.; Pokorný, J.: Evakuace osob. Ostrava: Sdružení požárního a bezpečnostního inženýrství v Ostravě, 2006. ISBN 80-86634-92-2.

[2]

Hollan, M.: Koncepce požární bezpečnosti objektů věznic. Ostrava, 2013. Diplomová práce. Vysoká škola báňská - Technická univerzita Ostrava, Fakulta bezpečnostního inženýrství.

[3]

ČSN 73 0802. Požární bezpečnost staveb - Nevýrobní objekty. Praha: Úřad pro technickou normalizaci, metrologii a státní zkušebnictví, 2009. 122 s. Třídící znak 73 0802.

[4]

ČSN 73 0833. Požární bezpečnost staveb - Objekty pro bydlení a ubytování. Praha: Úřad pro technickou normalizaci, metrologii a státní zkušebnictví, 2010. 20 s. Třídící znak 73 0833.

[5]

Ihned.cz [online]. © 1996-2014 [cit. 2014-07-01]. Dostupné z: http://zpravy.ihned.cz/c1-56231360-muceni-po-cesku-vevazebni-veznici-sprcha-po-ctyrech-dnech-kartacek-az-popeti.

30


Velkorozměrová požární zkouška v Rýmařově Large Scale Fire Test in Rýmařov Ing. Tereza Česelská, Ph.D. Ing. Bohdan Filipi, Ph.D. VŠB - TU Ostrava, Fakulta bezpečnostního inženýrství Lumírova 13, 700 30 Ostrava-Výškovice [email protected], [email protected] Abstrakt

Obvodová konstrukce objektu byla navržena ze dvou systémů, abychom měli možnost porovnat chování systémů za podmínek daných probíhající zkouškou. V případě omítnuté části objektu se jednalo o systém RD Rýmařov (obr. 2), zbývající dvě obvodové stěny, které byly zvnějšku obloženy smrkovými palubkami (obr. 3), byly tvořeny systémem společnosti Steico. Vnitřní nenosná stěna objektu byla tvořena dřevěným rámem s minerální tepelnou izolací, který byl z obou stran obložen sádrovláknitou deskou Fermacell.

V rámci projektu OPVK „Inovace studijních programů s posílení mezioborové spolupráce v oblasti navrhování a požární bezpečnosti staveb“ byla dne 24. dubna 2014 realizována velkorozměrová zkouška v areálu společnosti RD Rýmařov. Na přípravě této zkoušky se podílela Fakulta bezpečnostního inženýrství společně s Fakultou stavební vysoké školy báňské technické univerzity Ostrava. Externími partnery velkorozměrové zkoušky byly společnosti RD Rýmařov, s.r.o. a společnost Steico. V příspěvku je popsána příprava zkoušky, její průběh a následně jsou prezentovány některé naměřené hodnoty. Klíčová slova Požární zkouška, teplota, kouř, dřevostavba. Obr. 2 Západní a jižní průčelí objektu

Abstract Within the project Education for Competitiveness Operational Programme „Innovations of programs to strengthen interdisciplinary collaboration in the design and fire safety” was in 24th August 2014 realized the large scale test in the areal of the company RD Rýmařov. The large scale test was preparing by the Faculty of Safety Engineering along with Faculty of Civil Engineering VŠB - Technical University of Ostrava. The external partners was the company RD Rýmařov and Steico. Description of the test preparation, the process of the large scale test and some of the measured values are presented in these article. Keywords Fire test, temperature, smoke, wooden building. Popis zkušebního objektu Zkušební objekt byl jednopodlažní o půdorysných rozměrech 4 x 5,5 m. Světlá výška objektu byla 2,5 m. Dispozičně byl objekt rozdělen na dvě místnosti - kuchyni a obývací pokoj. Schéma objektu je znázorněno na obr. 1. Vstupní dveře objektu byly orientovány na západ.

Obr. 3 Výhodní a severní průčelí objektu Nosnou konstrukci stropu objektu tvořily stropní nosníky s minerální izolací. Z vnější strany byla stropní konstrukce zakryta dřevotřískovou deskou, z vnitřní části objektu tvořila stropní konstrukci sádrokartová deska, v části první místnosti poté deska Fermacell, které byly upevněny na dřevěném rámu ze smrkových hranolů. Nosnou konstrukci podlahy tvořily nosníky. Podlahová konstrukce byla doplněna teplenou izolací z polystyrenu. Jako podlahová krytina byl použit koberec z polyesteru, který byl položen na sádrovláknité desce Fermacell. Scénář požární zkoušky Snahou realizátorů velkorozměrové zkoušky bylo dodržet normované požární zatížení bytového prostoru. V kuchyni byly naskládány hraničky ze smrkových hranolů o celkové hmotnosti 220 kg. V místnosti byla dále na stěnu připevněna polička, na které byly umístěny prostředky denní potřeby, konkrétně ředidlo, lak na vlasy, jedlý olej, plynová náplň do zapalovačů a motorový olej.

Obr. 1 Umístění a schéma zkušebního objektu Ostrava 3. - 4. září 2014

V obytné místnosti je požární zatížení tvořeno nábytkem. Konkrétně se v prostoru nachází čalouněná sedačka s dřevěnou konstrukcí, konferenční stůl, židle z masivního dřeva a šatní skříň 31


z dřevotřísky. Na hodnotu 40 kg.m-2, která je normová pro bytové prostory, bylo požární zatížení doplněno hraničkami dřevěných hranolků o celkové hmotnosti 198 kg.

Přenos dat z termočlánků byl jednak radiový, v frekvenčním pásmu WiFi 2,46 GHz, signály dalších termočlánků byly přenášeny prodlužovacím vedením do měřicí ústředny ALMEMO.

Obr. 5 Měření teploty povrchu nádob Za pomocí radiometrů byla měřena hustota tepelného toku. V prostoru první z místností byly umístěny celkem čtyři radiometry. Tři z nich byly umístěny nad hranicí z dřevěných hranolků ve 1,3; 1,4 a 1,8 m. Jeden radiometr byl umístěn naproti poličky ve výšce 0,6 m. Obr. 4 Schéma rozmístění nábytku a dřevěných hraniček objektu 1 - hraničky dřeva, 2 - hraničky dřeva, 3 - polička (motorový olej), 4 - polička (plyn. náplň do zapalovačů), 5 - polička (jedlý olej), 6 - polička (lak na vlasy), 7 - polička (nitro ředidlo), 8 - hraničky dřeva, 9 - hraničky dřeva, 10 - skříň jednodveřová, 11 - skříň dvoudveřová, 12 - sedačka, 13 - stůl, 14 - židle Velkorozměrová zkouška byla zahájena 24. 4. 2014 v 11:24 zapálením ½ litru technického lihu v kuchyni a ukončena v 12:30 zásahem jednotky Sboru dobrovolných hasičů. Jelikož nebylo v druhé místnosti okno, lze rozšíření požáru do druhé obytné místnosti určit pouze orientačně z naměřených teplotních profilů a tepelných toků, případně z kamerových záznamů vnitřních kamer. Z kamerových záznamů je patrné, že ve 20 minutě požáru hořela hranička dřeva, která byla umístěna za dveřmi obytné místnosti. Okno bylo tvořeno izolačním dvojsklem, k jeho celkovému prasknutí došlo v 11. min a 40. s požáru. Jelikož bylo účelem směrovat kouř do tubusu, bylo okno bezprostředně po prasknutí opětovně zakryto deskou, která prohořela ve 24. minutě požáru. Ke směrování kouře byl původně určen i přetlakový ventilátor, který jsme v průběhu zkoušky však nevyužili. Důvodem byly jednak vysoké otáčky ventilátoru při volnoběhu, což by zcela neodpovídalo reálným podmínkám požáru, druhým důvodem byl samotný rozvoj požáru v průběhu velkorozměrové zkoušky.

V obytné místnosti byly taktéž čtyři radiometry. Nad sedací soupravou byly v úrovni povrchu stěny umístěny tři ve výškách 1,1; 1,2 a 1,8 m. Poslední z radiometrů byl instalován ve vzdálenosti 0,5 m od tubusu ve výšce 1,8 m nad podlahou. Tepelné toky byly měřeny vždy v úrovni povrchu stěny. Dalším parametrem, který byl v rámci velkorozměrové zkoušky měřen, byly tlakové rozdíly v prostoru. Diferenčním tlakoměrem byly měřeny tlakové gradienty ze začátku zkoušky v prostoru první místnosti, poté se měření tlaku přesunulo do prostor větší místnosti. V tubusu byla Prandtlovou trubicí ve vzdálenosti 2 m od vnější strany objektu měřena rychlost proudění zplodin hoření. Poblíž byla umístěna sonda pro odběr zplodin hoření, ta byla silikonovou hadičkou napojena na analyzátor plynů Testo 450. V objektu byly umístěny čtyři kamery. Jedna outdoorová kamera byla umístěna v kuchyni naproti poličky, druhá outdoorová kamera byla instalována v obytné místnosti. V první z místností byla dále v rohu na podlaze umístěna kamera, která umožňovala také okamžitý přenos záznamu, stejná kamera byla v druhé z místnosti ve výšce asi 1 m nad sedačkou. V průběhu měření byl objekt také snímán termovizní kamerou zejména v místě okenního otvoru a tubusu.

Měřené hodnoty V rámci velkorozměrové zkoušky byly v prostoru měřeny teploty za pomocí drátových termočlánků typu K s průměrem drátu 0,5 mm. Termočlánky byly umístěny v průřezu stavebních konstrukcí. V daném případě byly zjišťovány teplotní profily v jednotlivých vrstvách obvodové konstrukce v místě stěny a v místě nadpraží okna, dále byly sledovány teploty v profilu stropní konstrukce. Výškové rozdělení teplotního pole bylo měřeno za pomocí pěti termočlánků, které byly rozmístěny ve čtyřech vertikálních profilech v prostoru obytné místností. Teploty stropu byly měřeny v pěti bodech.

Obr. 6 Pozice termočlánků nadpraží okna

Dále byly snímány teploty povrchů nádob, které byly umístěny na poličce (obr. 5). Ostrava 3. - 4. září 2014

32


Výsledky měření V následujících grafech jsou některé naměřené výsledky (teploty a tepelné toky). Čas na ose x začíná okamžikem zapálení lihu a je uveden jednotně v sekundách.

Teplota PS2.1 je teplota povrchu stropu, ostatní jsou teploty v různých výškách profilu. Je zajímavé, že až do porušení celistvosti stropu (2820 s od zapálení) nebyly zaznamenány teploty vyšší než 100 °C.

Na prvním grafu jsou uvedeny teploty v profilu stěny nad okenním otvorem a ve středu okenního skla. Pozice termočlánků v nadpraží okna jsou znázorněny na obr. 6.

Graf 3 uvádí hustoty tepelného toku, které byly měřeny za pomocí radiometrů umístěných v prostoru kuchyně ve výšce 1,3 m a v obytné místnosti ve výšce 1,1 m.

1200

Teplota [°C]

1000 800

Tepelný tok [kWm-2]

Okno zevnitĜ O1.6 O1.7 O1.8 O1.9 O1.10 O1.11

600 400 200

120 110 100 90 80 70 60 50 40 30 20 10 0

KuchyĖ Pokoj

0

300

600

900

1200

1500

ýas [s]

0 0

300

600

900 1200 1500 1800 2100 2400 2700 3000 3300

ýas [s]

Graf 3 Tepelné toky na úrovni povrchu stěn

Graf 1 Teploty v profilu stěny nad okenním otvorem a teplota okenního skla Poznámka: Proč je počáteční teplota O1.7 75 °C zůstává nevysvětleno; jak je z dalšího průběhu zkoušky zřejmé, TC byl v pořádku. V čase 1260 s všechny teploty prudce rostly - po vysypání skla z rámu začala prohořívat konstrukce stěny nad oknem.

Výrazně vyšší toky byly zaznamenány v kuchyni. Je to tím, že hořící materiál (hranice dřevěných hranolků) byl přímo pod radiometrem. Tepelné toky ve druhé místnosti „startovaly“ se zpožděním (po přenesení ohně do místnosti), a také byly nižší, neboť vzdálenost hořícího materiálu (čalouněná sedačka) byla větší.

Následující graf uvádí teplotní profily v průřezu stropní konstrukce. Pozice jednotlivých termočlánků v profilu stropní konstrukce jsou zakresleny na obr. 7.

Obr. 7 Pozice termočlánků v profilu stropní konstrukce

Obr. 8 Rozmístění pozic pro vertikální měření teplot v prostoru 1000

1000

800

PS2.1

800

PS2.2

700 Teplota [°C]

900

PS2.3 700

Teplota [°C]

T0 T1 T2 T3 T4

900

PS2.4

600

600 500 400

500

300

400

200 100

300

0

200

0

100

300

600

900

1200 1500 1800 2100 2400 2700 3000 3300 ýas [s]

0 0

300

600

900

1200 1500 1800 2100 2400 2700 3000 3300

ýas [s]

Graf 4 Průběh teplot v profilu na pozici R1

Graf 2 Teploty v profilu stropní konstrukce


33


Vertikální teplotní profily v pozicích R1 až R4 jsou uvedeny v grafech 4 až 7. Termočlánky T0 - T4 byly přichyceny k řetězu v pěti výškových úrovních - podrobnosti jsou na obr. 8. V grafech 8 a 9 jsou průběhy teplot v horizontu 1,2 metru a pod stropem. Na všech záznamech je patrný okamžik porušení celistvosti okenní skleněné výplně a následné zakrytí vzniklého otvoru - prudký pokles a následný vzrůst teplot v intervalu 800 až 900 sekund. Výrazné poklesy teplot jsou také patrné v čase asi 1600 sekund o několik desítek sekund předtím došlo ke zborcení zakrytí okenního otvoru.

1000 900

R1T1

800

R2T1

700

R3T1

600

R4T1

500 400 300 200 100 0 0

1000 900

T0 T1 T2 T3 T4

800 Teplota [°C]

700 600

900

1200

1500

1800

2100

2400

2700

3000

3300

1000 900

400

800

300

700

200

600

100

500

0 300

600

Graf 8 Teploty z jednotlivých profilů v horizontu 1,2 metrů

500

0

300

600

900

1200 1500 1800 2100 2400 2700 3000 3300 ýas [s]


R1T4 R2T4 R3T4 R4T4

400 300 200 100 0 0

1000 900

Teplota [°C]

700 600

600

900

1200

1500

1800

2100

2400

2700

3000

3300

Graf 9 Teploty z jednotlivých profilů v horizontu 5 cm pod stropem

T0 T1 T2 T3 T4

800

300

Obecně k průběhu teplot je možno říct, že dosti překvapivě nejvyšší byly v profilu 1 (R1 - před tubusem). Překvapivé také je, že byly naměřeny poměrně malé rozdíly v teplotách v jednotlivých horizontech. I ve výšce 0,5 m nad podlahou byly teploty hodně vysoké - na konci měření dosahovaly až 800 °C.

500 400 300 200 100 0 0

300

600

900

1200 1500 1800 2100 2400 2700 3000 3300 ýas [s]


Na koncích záznamů teplot (od 2400, resp. 2700 sekund), spadly všechny termočlánky na podlahu, proto jsou všechny teploty v daném profilu stejné. V průběhu zkoušky docházelo ke značným turbulencím prostředí uvnitř objektu, po spadnutí termočlánků na podlahu, se rozkmit teplot výrazně snížil.

1 000 T0 T1 T2 T3 T4

900 800 Teplota [°C]

700 600 500 400 300 200 100 0 0

300

600

900

1200 1500 1800 2100 2400 2700 3000 3300 ýas [s]



34


Flash-Point Prediction for Binary Mixtures of Alcohols Predikce bodu vzplanutí binárních směsí alkoholů Ing. Petr Dolníček1 Ing. Jan Skřínský, Ph.D.2 Ing. Petra Lukešová2 RNDr. Mária Skřínská, PhD.2 Ing. Jan Marek1 doc. Ing. Ivana Bartlová, CSc.1 1 VŠB - TU Ostrava, Fakulta bezpečnostního inženýrství Lumírova 13, 700 30 Ostrava-Výškovice 2 VŠB - TU Ostrava, Výzkumné energetické centrum 17. Listopadu 15, 708 33 Ostrava-Poruba [email protected], [email protected]

Abstract This paper describes application of a model for predicting the flash point of binary alcohol mixtures. To confirm the predictive efficiency of the derived flash points values, the model was verified by comparing the predicted values with the experimental datafor the selected mixtures. The flash points values determined were similar to those of predicted ones. However, the measured and predicted flash points were much different fromthose in MSDS. Therefore, manufacturers based on the results presented should be more careful when they use the MSDS values. Potential applications for the model concern the assessment of fire and explosion hazards, and the development of inherently safer designs for chemical processes containing binary mixtures of alcohols system. Keywords Flash point, Prediction, Binary mixture, Pensky-Martens, Abel, Closed cup tester, Approximation function. Abstrakt Článek popisuje odvození a aplikaci modelu pro predikci bodu vzplanutí binárních směsí alkoholů. K ověření přesnosti a správnosti predikce odvozených hodnot bodů vzplanutí, byl model verifikován porovnáním predikovaných hodnot s experimentálními daty vybraných směsí. Získané hodnoty bodů vzplanutí byly podobné predikovaným hodnotám. Nicméně naměřené a predikované hodnoty bodu vzplanutí byly výrazně odlišné od těch, které jsou uváděny v bezpečnostních listech. Proto by výrobci, na základě prezentovaných výsledků, měli být více opatrní při používání hodnot z bezpečnostních listů. Potencionální aplikace modelů se týkají hodnocení nebezpečí požáru a výbuchu a ve své podstatě vývoji bezpečnějších chemických procesů, které obsahují binární směsi alkoholů. Klíčová slova Bod vzplanutí, predikce, binární směs, Pensky-Martens, Abel, uzavřený kelímek, aproximační funkce.

these mixtures are primarily related to their flash-point values. This parameter plays special role in closed containers, when liquid-vapor equilibrium can be established. In this case, the atmosphere in the container consists of a homogeneous mixture of vapor and air and, if the vapor concentration is included in the flammability range, comprised between the lower flammability limit (LFL) and the upper flammability limit (UFL), an explosive atmosphere is present in the closed container. The lower point of explosion (LPE) of a liquid is defined as the temperature at which the concentration of vapors emitted by this liquid, in thermodynamic liquid-vapor equilibrium conditions and when mixing with air at atmospheric pressure, is equal to the lower flammability limit (LFL) (Janèset al., 2013). The first purpose of the contribution is to show the erroneous prediction that could be made if an ideal solution is assumed when the solution is non-ideal. The second purpose of this contribution is to developed FP approximation of binary aqueous mixtures by a reasonable relationship allowing predicting easily FP when only the concentration of the flammable component is known. Thermodynamic model The flash point for a solution can be estimated by Liaw´s model by equation of Le Chatelier (Liaw et al., 2002; Hristova et al., 2013; Wang et al., 2013) and an extended Antoine equation for estimating the saturated vapor pressure (Vidal et al., 2006) and a model for estimating activity coefficients for given temperature and pressure conditions (Wilson, 1964). The model for predicting the flash point of mixtures take into account the non-ideality of the solution through liquid phase activity coefficients and have been used to predict efficiently the flash point of several mixtures (Liaw et al., 2002 - 2011). The flash point of a binary mixture can be estimated by model developed by Liaw et al., 2002: P  i21 i

sat


1

(1)

where Pi sat = vapor pressure at temperature T [Pa]; Pi sat , fp = vapor pressure at the flash point temperature [Pa]; xi = liquid mole fraction of component I [-]; γi = activity coefficients for Wilson equation [-]. If the mixture is an ideal, γi = 1 and Eq. 1 becomes: x1P1sat P1,satfp



x2 P2sat P2,satfp

1

(2)

sat sat where Pi = vapor pressure at temperature T [Pa]; Pi , fp = vapor pressure at the flash point temperature [Pa]; xi = liquid mole fraction of component I [-].

The temperature that satisfies Eqs. 1 or 2 is the flash point temperature of the mixture. The vapour pressure can be estimated from an equation, such as Antoine´s equation, if the required constants are known:

Introduction In a given liquid, the flash point is defined as the lowest temperature at which a liquid generates flammable vapours which can be ignited in air by a flame above its surface (Janès et al., 2013). The lower flash-point value indicates relatively greater fire and explosion hazard. The value of the flash point is a key parameter for the flammable liquids classification, as defined in European CLP Regulation (European Commission, 2008). In addition to the usage and accumulation of flammable liquids, such as is outlined above, the transportation requirements for

xi i

Pi ,satfp

log Pi sat  Ai 

Bi  CiT  DiT Ei T

(3)

where Pi sat = vapor pressure at temperature T [Pa]; Ai, Bi, Ci, Di and Ei are the regression coefficients for compound i; T = thermodynamic temperature [K]. This correlation should not be used outside the temperature range (Tmin = 183 K, Tmax = 512 K) at which the parameters were obtained. In Tab. 2 arethe Antoine equation parameters used for the calculation (DIPPR, 2012). 35


Tab. 1 Extended Antoine coefficients for mixture components Component

Parameters A

B

C

D

E

82.718

-6.9045E+03

-8.86622E+00

7.4664E-06

2.000E+00

Ethanol

73.3040

-7.1223 E+03

-7.1424 E+00

2.8853 E-06

2.000E+00

1-propanol

84.66416

-8.3072E+03

-8.5767 E+00

7.5090 E-18

6.000E+00

1-butanol

106.29483

-9.8663E+03

-1.1655E+01

1.0831E-17

6.000E+00

1-pentanol

114.74801

-10.643 E+03

-1.2857 E+01

1.2490 E-17

6.000E+00

Methanol

 ij  ji  ln i   ln xi  ij x j  x j   xi  ij x j  ji xi  x j 





   

(4)

clearly appear to be quite different. The corresponding value provided by the chemical supplier of the 1-propanol used herein Merck is 22 °C, which appears to be quite similar to that value predicted. The experimentally-derived value of the flash point for ethanol is the same as that adopted from various literature sources (SPFE, 1995 and MERCK, 1996), although there did appear to exist some slight deviation between our predicted and experimentallyderived data and the analogous value reported for methanol and propanol in the literature. As a result of data presented in Tab. 3 the prediction well satisfied the experimental and published values. Tab. 4 Flash-point approximations developed

where γi = activity coefficients for Wilson equation [-], xi, xj = liquid mole fraction of component [-], Λ = Wilson model parameter, i, j = indexes of chemicals. ij 

 lj i

l

exp(

ij  ii

)

RT

Wilson λ21

λ12

a = 0.12787 b = -0.0519 c = 0.18734 R2 = 0.98783

methanol (1) + 1-propanol (2)

a = 9.98287 b = 11.10672 c = 1.33584 d = 4.49248 e = -6.52331 f = 2.60256 R2 = 1

a = 0.11083 b = -0.06793 c = 0.49151 R2 = 0.99772

butanol (1) + 1-pentanol (2)

a = 36.63493 b = -0.48609 c = 12.69344 d = 0.91801 e = -4.60781 f = 4.34615 R2 = 1

a = 0.0274 b = -0.00721 c = 1.77037 R2 = 0.99995

Reference

methanol (1) + ethanol (2)

-68.35

66.46

Liaw, 2006 [6]

methanol (1) + 1-propanol (2)

66.79

-70.54

Liaw, 2006 [6]

1-butanol (1)+ 1-pentanol (2)

-133.80

648.30

Wang, 2013

a

b

Wilson equation: A12 = (λ12 - λ11)/R·A21 = (λ21 - λ22)/R. Results and discussions To confirm the predictive efficiency of the derived flash-points, the model was verified by comparing the predicted values with the experimental data for the studied mixtures: methanol + ethanol; methanol + 1-propanol; 1-butanol + 1-pentanol. Tab. 3 Comparison of FP values adopted from the literature with experimentally-derived data for some alcohols

b

y = b0+ b1x + b2x2+ b3x3 + b4x4 + b5x5 y

1 a  bx c

Data correlations by equations developed in Tab. 4 for methanol (1) + ethanol (2), methanol (1) + 1-propanol (2) and butanol (1) + 1-pentanol (2) based on the basis of Harris reciprocal and 5th order polynomial functions were performed together with iterative Levenberg-Marquardt calculations (Levenberg, 1944; Marquardt, 1963). Tab. 5 Mixture FP methanol (1) + ethanol (2) Molar fraction of ethanol

Thermodynamic-based model predictions (present work)

Approximations Δ = (TpredictedTapproximation) (present work)

Predicted data

Experimental data

SFPE

Merck

Methanol

10.0

10.0 ± 0.4a

12

10

11

X

Ethanol

13.0

13.0 ± 0.3a

13

13

13

TFPI

TFPW

ΔWI

TFPP

ΔPI

TFPR

ΔRI

1.0

12.9

13.0

0.1

13.0

0.1

13.1

0.2

1-propanol

22.9

23.0 ± 0.9b

15

22

18

0.9

12.6

12.9

0.3

12.9

0.3

13.0

0.4

1-butanol

36.9

b

37.0 ± 0.5

29

34

33

0.8

12.3

12.8

0.5

12.8

0.5

12.8

0.5

1-pentanol

49.9

49.0 ± 0.6b

33

49

47

0.7

12.0

12.7

0.7

12.7

0.7

12.6

0.6

0.6

11.7

12.5

1.2

12.5

0.8

12.4

0.7

0.5

11.4

12.2

0.8

12.2

0.8

12.1

0.7

0.4

11.1

11.9

0.8

11.9

0.8

11.9

0.8

0.3

10.8

11.5

0.7

11.5

0.7

11.5

0.7

0.2

10.5

11.0

0.5

11.0

0.5

11.2

0.7

0.1

10.2

10.5

0.3

10.5

0.3

10.6

0.4

Component

a

Reciprocalb

a = 9.90100 b = 6.99224 c = -5.55918 d = 2.77797 e = -1.86772 f = 0.76923 R2 = 0.99999

The activity coefficients were calculated by using Wilson model. Tab. 2 Binary interaction parameters of the Wilson equation for the binary systems of methanol, ethanol, 1-propanol, 1-butanol and 1-pentanol

Polynomiala

methanol (1) + ethanol (2)

(5)

where Λji, Λij = Wilson model parameter [-], υl = Molar volume of liquid [m³/mol], λji, λij = binary parameters of the Wilson equation [J/mol], i, j = indexes of chemicals.

Mixtures

Approximations developed

Mixture components

DIPPR

Liaw et al., 2006 Hristova et al., 2013

The value of the flash point for 1-propanol adopted from Society of Fire Protection Engineers (SFPE) Handbook (SPFE, 1995), Design Institute for Physical Property Research (DIPPR) and the Merck Index (MERCK, 1996) (15, 22 and 18 °C, respectively) Ostrava 3. - 4. září 2014

36


Tab. 6 Mixture FP methanol (1) + 1-propanol (2) Molar fraction of 1-propanol



Our results reveal that immiscibility in the two liquid phases should not be ignored in the prediction of flash point. Based on this evidence, therefore, it appears reasonable to suggest further experimental investigation of this phenomenon as our future studies.

X

TFPI

TFPW

ΔWI

TFPP

ΔPI

TFPR

ΔRI

1.0

23.0

22.9

0.1

23.0

0.0

23.3

0.3

Acknowledgment

0.9

21.4

21.5

0.1

21.5

0.1

21.7

0.3

0.8

19.8

20.2

0.4

20.2

0.4

20.0

0.2

0.7

18.4

18.8

0.4

18.8

0.4

18.5

0.1

0.6

17.0

17.4

0.4

17.4

0.4

17.2

0.2

0.5

15.7

16.1

0.4

16.1

0.4

15.9

0.2

0.4

15.4

14.7

0.7

14.7

0.7

14.8

0.6

0.3

13.2

13.5

0.3

13.4

0.2

13.6

0.4

0.2

12.1

12.2

0.1

12.2

0.1

12.5

0.4

P.D. and P.L. are thanked for the financial support from SP2014/144 andSP2014/160 projects. J.S. and M.S. gratefully acknowledge financial support for this research from the project Opportunity for young researchers, reg. no. CZ.1.07/2.3.00/30.0016, supported by Operational Program Education for Competitiveness and co-financed by the European Social Fund and the state budget of the Czech Republic. Authors are also thankful for the financial support of the project Innovation for efficiency and environment, reg. no. CZ.1.05/2.1.00/01.0036 financed by the Ministry of education, youth and sports of the Czech Republic.

0.1

11.0

11.1

0.1

11.1

0.1

11.2

0.2

Tab. 7 Mixture FP butanol (1) + 1-pentanol (2) Molar fraction of 1-pentanol



X

TFPI

TFPW

ΔWI

TFPP

ΔPI

TFPR

ΔRI

1.0

49.5

49.4

0.1

49.6

0.1

49.5

0.0

0.9

47.7

46.6

1.1

46.7

1.0

46.9

0.8

0.8

46.0

44.3

1.7

44.4

1.6

44.3

1.7

0.7

44.5

42.4

2.1

42.5

2.0

42.3

2.2

0.6

43.2

40.8

2.4

40.8

2.4

40.8

2.4

0.5

41.9

39.5

2.4

39.5

2.4

39.5

2.4

0.4

40.8

38.4

2.4

38.5

2.3

38.5

2.3

0.3

39.7

37.6

2.1

37.6

2.1

37.6

2.1

0.2

38.7

37.0

1.7

37.0

1.7

37.0

1.7

0.1

37.7

36.7

1.0

36.7

1.0

36.6

1.1

The outcomes concerning some sample mixtures are summarized in Tab. 6 - 8. The data summarized indicate almost equal level off approximation (based on the absolute point-wise errors) of both the empirical approximations and the prediction of the thermodynamic models. The conceived reciprocal function fits the experimental data better than the 5rd polynomial expressions. Errors comparable to those provided by the polynomial relationships were observed with methanol-propanol mixtures (Tab. 7) only.

References [1]

Design Institute for Physical Property Research/AIChE. DIPPR Project 801-Full Version, (2012).

[2]

European Commission (EC), 2008, Regulation 1272/2008 of the European Parliament and of the Council of 16 December 2008 on classification, labelling and packaging of substances and mixtures, amending and repealing Directives 67/548/EEC and 1999/45/EC, and amending Regulation (EC) 1907/2006, Official Journal of European Community L 353, 1-1355, EC, Brussels, Belgium.

[3]

Hristova, M.; Damgaliev, D.: Flash point of organic binary mixtures containing alcohols: experiment and prediction, Central European Journal of Chemistry, 11, (2013), 388-393.

[4]

Janés, A.; Chaineaux, J.: Experimental determination of flash points of flammable liquid aqueous solutions, Chemical Engineering Transactions, 31, (2013), 943-948.

[5]

Levenberg, K.: A method for the solution of certain nonlinear problems in least squares, The Quarterly of Applied Mathematics, 2, (1944),164-168.

[6]

Liaw, H.-J.; Lee, Y.-H.; Tang, Ch-L.; Hsu, H.-H.; Liu J.H.: A mathematical model for predicting the flash point of binary solutions, Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 15, (2002), 429-438.

[7]

Liaw H.-J., Chiu Y.-Y.: The prediction of the flash point for binary aqueous-organic solutions, Journal of Hazardous Materials, 101, (2003), 83-106.

[8]

Liaw, H.-J.; Chiu, Y.-Y.: A general model for predicting the flash point of miscible mixtures, Journal of Hazardous Materials, 137, (2006), 38-46.

[9]

Liaw, H.-J.; Lu, W.-H.; Gerbaud, V.; Chen, C.-C.: Flash-point prediction for binary partially miscible mixtures of flammable solvents, Journal of Hazardous Materials 153, (2008), 11651175.

Conclusions The predicted flash point value for the flammable mixtures of alcohols was obtained for methanol + ethanol; methanol + 1-propanol and butanol + 1-pentanol mixtures. The predictive results of applied model describe the experimental data from (Liaw et al., 2006 and Hristova et al., 2013) well within the error two times lower than experimental one. Based on this evidence, therefore, it appears reasonable to suggest potential application for our model in assessment of fire and explosion hazards, and development of inherently safer designs for chemical processes containing binary mixtures of flammable solvents. Dimensionless mathematical formulae based on rational reciprocal and polynomial functions for correlation of flashpoint data of binary mixtures of two flammable components have been applied. The formulae are based on data obtained from flash-point predictions. The proposed approach requires only one coefficient, molar fraction of components, to be known in advance.


[10] Liaw, H.-J.; Chen, C.-T.; Gerbaud, V.: Flash-point prediction for binary partially miscible aqueous-organic mixtures, Chemical Engineering Science, 63, (2008), 4543-4554. [11] Liaw, H.-J.; Gerbaud, V.; Li, Y.-H.: Prediction of miscible mixtures flash-point from UNIFAC group contribution methods, Fluid Phase Equilibria, 300, (2011), 70-82. [12] Marquardt, D.W.: An algorithm for least-squares estimation of nonlinear parameters, Journal of Applied Mathematics, 11, (1963), 431-441. [13] Merck Index, 14th edition, Merck: White house Station, (2007).

37


[14] Poling, B.E; Prausnitz, J.M.; O’Çonnell, J.P.: The Properties of Gases and Liquids, 5th edition, McGraw-Hill: New York (USA),(2001). [15] SPFE.: Handbook of fire protection engineering, 2nd edition, Society of fire protection engineers: Boston (USA), (1995). [16] Vidal, M.; Rogers, W.J.; Mannan, M.S.: Prediction of minimum flas point behaviour for binary mixtures, Process Safety and Environmental Protection, 84(B1), (2006), 1-9. [17] Wang, J.; Bao, Z.: Investigation on vapor-liquid equilibrium for 2-propanol + 1-butanol + 1-pentanol at 101.3kPa, Fluid Phase Equilibria, 341, (2013), 30-34. [18] Wilson, G. M.: Vapor liquid equilibrium. XI. A new expression for the excess free energy of mixing. Journal of the American Chemical Society, 86,(1964), 127-130.


38


Study of Flow Characteristic of in-Line Foam Concentrate Inducers Used in Fire Protection st. kpt. dr inż. Tomasz Drzymała

s

pressure loss,

bryg. dr inż. Jerzy Gałaj

M1

pressure gauge measuring the pressure pr,

mł. kpt. mgr inż. Joanna Binio

M2

pressure gauge measuring the pressure pt,

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

M3

vacuum gauge measuring the underpressure pwith,

pr

factor of the inlet working pressure choke [MPa],

pt

the pressure of the refrigerant at the outlet working with choke [MPa],

Pz

pressure inlet factor [MPa],

Abstract

Qr

outlook working fluid [dm3/s],

Qz

outlook inlet fluid [dm3/s],

u

coefficient of expenditure [-],

ZO

shut-off valve liquid aspirated,

ZR

control valve.

In line foam concentrate inducers are characterized by their simple construction, lack of moving parts, low sensitivity to pollution and a large width of flow rates. The older design had a number of shortcomings, including low efficiency-up to 40 % (usually about 25 - 30 %) and sensitivity to pressure variations at the output of liquid ejector, which in the case of metering devices could have serious consequences in the process of applying of fire-fighting foams. The new design of this device allows precisely to dispense foam. However, this equipment is still especially underappreciated. Liquid ejectors are now displaced by water foam systems mounted directly on the fire-fighting vehicles. The obvious question here is: whether these arrangements are equally accurate, trouble-free and uncomplicated? Would you rather I mean to simplify the firefighting operations for, since the finished foam gives us equipment operator-driver. Research on flow characteristics of selected in-line foam concentrate inducers used currently in fire protection and its comparison with standard requirements are discussed in the paper. On the basis of the studies carried out either theoretical or real characteristics of tested devices are presented. A comparative analysis of the tested ejectors and the final conclusions are included at the end of the paper. Keywords In-line foam concentrate inducer, flow characteristics, experimental testing, equipment to make foam. The most important notations β

pressure coefficient [-],

βt

the theoretical pressure coefficient [-],

C

the concentration value set on the knob regulatory [%],

C'

the actual inlet concentration measure [%],

Cp

actual value concentration determined using the calculation [%],

ΔCp

the difference between the actual concentration ΔC, and set on the knob C regulatory [%],

d1

nozzle diameter [m],

d2

diameter mixing chamber [m],

fr1

outlet section with working nozzle spotlights [m2],

fr2

inlet section to the cylindrical part of the mixing chamber spotlights [m2],

fr3

outlet diameter of the cylindrical part of the mixing chamber spotlights [m2],

fr4

outlet section with diffuser spotlights [m2],

fz2

outlet diameter of the suction chamber connected to the cylindrical part of the mixing chamber spotlights [m2],

m

frame rate spotlights [-],

n

setting the pump speed [-],


1 Introduction Selection of suitable extinguishing agent is dependent on fire conditions as well as properties of burning material [11]. Firefighting foam thanks to its cooling properties and insulation body is applied to extinguishment of fires of the Group A and B. Therefore, it has become one of the most effective and immediately after the water the most widely used means of extinguishing [8]. This is confirmed by statistics carried out by the Headquarters of the State Fire Service (KG PSP). In the manufacture of the foam on the spot relief activitiesfor specialized equipment is needed, which is the most important element for pull and mixing foam concentrate with water is a spotlight or a device designed to suck in and picking up liquids or for mixing liquids with solid [1, 9, 10]. In liquid ejectors Venturi effect is utilized, occurring in Venturi tube supplied by any working fluid. The State Fire Department (PSP) in this area is based on proven technology liquid ejectors, however when you share more often to obtain the appropriate foam parameters is impossible. Usually the reason is incorrect concentration, which in turn can be caused by improper construction or improper operation of liquid ejectors used in fire protection, for example line foam concentrate. Currently, in addition to the linear foam concentrate used in The State Fire Department (PSP) for the manufacture of aqueous getting installed dispensers are also used water systems-foam fire-fighting vehicles. This improves the speed and also translates to the effectiveness and enhancing the quality of relief activities-for. The market also appeared an innovative foam generation system under high pressure - Compressed Air Foam System (CAFS), which, however, has not yet supplanted the existing proven technology [14]. In contrast to the traditional manufacture of foam, in the CAFS is very high pressure air into, and then to be delivered together with a mix of water and foam concentrate to the nozzle discharge hose. Simple design and ease-of-implementation of them provided their spotlights a wide range of applications in technology. The basic types of liquid ejectors used in fire protection are linear sucker (pumping out water from flooded rooms) and linear foam concentrate (manufacture of aqueous solution foam) [3, 13]. Despite new technology, linear foam concentrate through its reliable design, still constitute the basic equipment of vehicles for the PSP.

39


2 Structure and working principle of in-line foam concentrate inducers 2.1 Introduction In-line foam concentrate inducer are devices used in the State Fire Service for many years to suck foam. Through the use of kinetic energy that a liquid (water) they produce aqueous solution in relief activities fire-fighting foam for is used to manufacture extinguishing. Is built of several interconnected elements forming a unified whole. The essence of the construction of the liquid ejectors is based on the phenomenon of Venturi and its main elements are: power nozzle (A), suction Chamber (B), mixing chamber (C) and diffuser (D) [5]. 1

2

3

4

Q r+ Q z

pr pt f r2

2 f r1

pz

4

3 f r3

f r4

Qz

Fig. 1 Schema of the liquid ejectors Source: Gałaj J., Pawlak E., Zegar W., Laboratory of Hydromechanics [in:] Gałaj J., Research liquid ejectors used in fire protection, Main School of Fire Service 2004, p. 85 Embossed water snakes and brought to in-line foam concentrate inducer reaches the pressure pr about expenditure Qr and splits into two currents. The first (axial) responsible for the creation of a vacuum is to supply nozzle to the surface fr1. In confusor, followed by an increase in the speed of the liquid reaching after the departure of the nozzle speed proportional to the square root of the pressure pr even up to 30 m/s. Once you reach that speed follows the slackness and pressure drop in stream below atmospheric pressure. As a result of differential pressure pz and pa is produced in vacuum, which, as a result of the suction chamber to pull getting Qz from the external tank. In the mixing chamber stream liquid suck (foam), and the working fluid (water) creates a mixture, with the result that follows the alignment of speed at minimum pressure losses. Losses are the smaller the smaller the difference between diameters d1 (fr1) and d2 (fr1). The ability to suck a big impact is set to tip in one axis of symmetry to the mixing chamber. Failure to comply with this requirement may result in a decline in the ability to suck in and in extreme cases the total disappearance of it. The mixture of a certain kinetic energy and total capacity Qr+ Qz the diffuser, which is converted into potential energy pressure pt a lower working pressure pr. [2]. The remainder of the water, which does not affect the suction chamber after filtering screens to led by flow-through chamber until the base of the outlet. The task of this stream is to fill the space around the diffuser and the suction chamber, causing pressure on the spring in flux concentration. The regulator provides a pumping of water with varying intensity by closing and opening the flow. When the pressure in the system rises, regulator restricts the flow of water from the lower to the upper part of the chamber of shipping at the same time directing it to the suction chamber of the choke. The regulator controls the amount of downloaded getting foam from the tank [4].


In-line foam concentrate inducer parameters (tab. 1) have been adapted to the parameters of nozzles and foam generators used in fire protection meeting the requirements of standards PN-93/M-51068 (Fire-fighting equipment. Foam nozzles) and PN-93/M-51078 (Fire-fighting equipment. Foam generators.) [6]. Tab. 1 Parameters of in-line foam concentrate inducer Z-2, Z-4 and Z-8 at the pressure of an aqueous solution of 0.55 MPa at the exit nozzle foam Parameter A flow rate of the solution of water foaming agent

Qr

1

2.2 Basic parameters characterizing the work of in-line foam concentrate inducer

The value of the parameter

Unit of measurement [dm3/min]

Z-2

Z-4

Z-8

200 ± 10

400 ± 20

800 ± 40

Maximum loss of the pressure A concentration of the solution of water foaming agent

34 1-7

[%]

A maximum deviation of sucked foaming agent

± 15

±8

Source: Poland Standard PN-M-51069, Fire-fighting equipment, in-line foam concentrate inducer. Having regard to the physical properties of the working and suction liquid, energy loss, the surface sections of nozzles and the mixing chamber, the equation for the characteristics of liquid ejectors is of the form:   1 3  f r1 vz 2    u -  K1   K 2 -    2 1  f z 2 vr  f      2 1 r1   3 f r 3   v  1 f  - 1-  3   r1  1  u 2  t    2 1  f r 3 vr 

(1)

where: Qz Qr

(2)

pt  pz pr  pz

(3)

u



  d12

f r1  fr3 

4

  d 22 4

(4)

(5)

f z 2  f r 3 – f r1

(6)

K1  1  2  3

(7)

K 2   2  3   4

(8)

where: pr

factor of the inlet working pressure choke [MPa],

pt

the pressure of the refrigerant at the outlet working of choke [MPa],

Pz

pressure inlet factor [MPa],

Qr

outlook working fluid [dm3/s],

Qz

outlook inlet fluid [dm3/s],

d1

power nozzle diameter [m], 40


In Fig. 3 shows a graph showing characteristic of spotlight pressure distribution along the mixing chamber of a cylindrical and conical diffuser spotlight. Initially you may experience increased pressure to a point M (maximum), in which the mixing process ends. In the next phase of the pressure curve falls as a result of losses caused by friction [3].

d2

mixing chamber diameter [m],

fr1

outlet diameter of the nozzle spotlights working [m2],

fr2

inlet section to the cylindrical part of the mixing chamber spotlights [m2],

fr3

outlet diameter of the cylindrical part of the mixing chamber spotlights [m2],

fr4

outlet section with diffuser spotlights [m2],

fz2

outlet diameter of the suction chamber connected to the cylindrical part of the mixing chamber spotlights [m2],

vr

competent worker factor volume [m3/kg],

vz

an appropriate volume of the induction agent [m3/kg],

0 ,0 5

vt

is the volume of the liquid mixture suitable for spotlights [m3/kg],

0 ,0 2 5

φ1

speed factor taking into account the loss of hydraulic power during expansion work stream,

φ2

speed factor taking into account the loss of hydraulic mixing chamber,

φ3

speed factor taking into account the losses in hydraulic diffuser,

φ4

speed factor taking into account the loss of hydraulic power during the expansion process, the stream of suction.

p

The relationship (1) takes the form of a dimensionless. Assuming ideal conditions for work spotlights we assume that speed factors are equal, that is, φ1 = φ2 = φ3 = φ4 = 1 and K1 = K2 = 1. If we consider that the working liquid and suction is the same liquid, then Vr = Vz = Vt. By such theoretical assumptions spotlights equation can be written in the following form:

t  2

f r1  1 f r1 2 1 f r1 2  1   u -   1  u   fr3  2 f z 2 2 fr3 

(9)

It follows that the characterization is the parabola and is dependent on, among other things: the distinguishing feature of design m as well as the coefficient of expenditure u. Attribute design m represents the ratio of the cylindrical section of the mixing chamber into the nozzle inlet section of the workstation. f (10) m  r1 fr3 From the analysis of the expression (9) shows that with the increase in the coefficient m is growing pressure coefficient βt and the expenditure ratio u decline in addition, spotlight sucks much of the liquid when the pressure ratio is equal to zero [3]. The actual characteristics of liquid spotlight for various structural factors shown in the fig. 2. E >@

M Pa 0 ,0 7 5 M hs '

0 - 0 ,0 2 5 - 0 ,0 5

6 ,5 d

m

d

m

Fig. 3 Process the pressure variation in the mixing chamber and diffuser of liquid ejector Source: Gałaj J., Pawlak E., Zegar W., Laboratory of Hydromechanics [in:] Gałaj J., Research on liquid ejectors used in fire protection, Main School of Fire Service 2004, p. 89 2.3 The requirements for in-line foam concentrate inducer Poland Standard PN-M-51069 1996 fire-fighting equipment, in-line foam concentrate inducer, which replaced the standard PN-75/M-51069 with 1975 regulates all the requirements aimed at increasing reliability work mopping-up the line. Depending on the nominal value of the flow of aqueous solution of foaming agent respectively 200 dm3/min, 400 dm3 and 800 dm3/min there are three sizes of linear mopping-up Z-2, Z-4 and Z-8 [6]. All the elements of the choke must be made of appropriate materials resistant to corrosion by the aqueous foaming and extinguishing. The maximum dimensions and weight of the linear mopping-up in accordance with the Polish norm is shown in tab. 2. Tab. 2 Main dimensions and mass of in-line foam concentrate inducer Attribute markings choke Z-2 Z-4 Z-8

Maximum dimensions L

H

Maximum mass

S1

S2

[mm]

[kg]

420

200

200

100

8.0

600

220

200

100

11.5

Source: Poland Standard PN-M-51069 Fire-fighting equipment. In-line foam concentrate inducer.

2

1

u[-]

Fig. 2 The actual characteristics of the liquid ejectors for various structural factors (m1 > 2m > 3) Source: Gałaj J., Pawlak E., Zegar W., Laboratory of Hydromechanics [in:] Gałaj J., Research liquid ejectors used in fire protection, Main School of Fire Service 2004, p. 87 Ostrava 3. - 4. září 2014

Constant concentration of the solution should be automatically maintained by the regulator outlet pressure increase in the concentration of the choke to at least 0,15 MPa. With such growth it provides suction constant percentage foaming agent. Increased pressure can be caused by accidental collapse pressure hose or in the case of transfers of nozzle on a ladder. Choke should not show any leakage at a pressure of water tightness while attempting to 1,8 MPa for 2 min. when trying the strength of water with a pressure of 2.4 MPa for 2 min should not have warp and cracks [12]. The maximum parameters of pressure losses, which are caused by the work of the choke may not exceed 34 %, while the quantity 41


deviation suck foaming agent respectively for Z-2 shall be ± 15 %, and for the Z-4 and Z-8, ± 8 %. 3 Overview of in-line foam concentrate inducer used by fire and rescue units on the example of the śląskie provice Overview of in-line foam concentrate inducer used in the Fire and Rescue Units for śląskiego province render decision support System ST 3.0 (SWD-ST 3.0) in the Provincial State Fire Department in Katowice (current day 09. 01. 2014). Missing data was supplemented on the basis of the information received from the individual Commands of urban in the County of the śląskie province [15, 17]. From these data, it appears that there are 135 pieces of linear mopping of different types. They were produced between 1968 and the year 2013 and they come from five different manufacturers, such as: Ł. S. P. M PROGAZ, AWG ZUMISCHER, SUPON BIAŁYSTOK, ENPOL BIAŁYSTOK and POHORJE MIRNA. To select an object for laboratory tests in the statement shown in Fig. 4 shows the percentage of manufacturers of linear mopping-up.

Fig. 4 Distribution of in-line foam concentrate inducer according to the manufacturerand Source: own elaboration based on [17] The most common in-line foam concentrate inducer turned out to be the product of Ł. S. P. M PROGAZ. It is 69.6 % of all in the in-line foam concentrate inducer used in Fire-fighting and Rescue Unit (JRG) at area province śląskie. This is their equipment from the 1980s and 1990s, now no longer produced. In-line foam concentrate inducer from producers of POHORJE and ZUMISCHER respectively represent AWG MIRNA 14,8 % and 12.6 %. They are now manufactured chokes, which will gradually replace the existing equipment. Based on the obtained statement, in accordance with the Polish norm, an allocation of three types: linear mopping-up of Z-2, Z-4 and Z-8 and shows it graphically in Fig. 5.

On the basis of an analysis of the quantities and types of linear mopping-up on the JRG province śląskie equipment considered necessary administrative examination of in-line foam concentrate inducer type Z-2 company Ł. S. P. M. PROGAZ. In order to compare the results obtained with the new, currently produced in-line foam concentrate inducer, to comparative tests you have selected in-line foam concentrate inducer type Z-2 companies AWG ZUMISCHER. 4 Research programme and methods of research 4.1 Purpose and scope of the study For testing we used in-line foam concentrate inducer Z-2 polish production Ł. S. P. M "PROGAZ" from 1984, which is equipped with Fire-fighting and Rescue Unit in Siemianowice Śląskie (fig. 6), and his counterpart of the German company "AWG", which is Fire-fighting and Rescue Equipment in the plant at the Main School of Fire Service in Warsaw (fig. 7). In the tab. 3 provides the basic data on the test line mopping-up.

Fig. 6 In-line foam concentrate inducer Z-2 "PROGAZ" Source: own elaboration

Quantity [apiece.] 65

Fig. 7 Z-2 "AWG" Source: own elaboration

50 45 40 35 30 25 20 15 10 60 55

Tab. 3The basic data of mopping-up

5 0

in-line foam concentrate inducer Z-2

in-line foam concentrate inducer Z-8 in-line foam concentrate inducer Z-4

Fig. 5 Distribution of in-line foam concentrate inducer by type Source: own elaboration based on [17] In-line foam concentrate inducer Z-2 with a score of 45,93 % (62 units) accounts for nearly half of the equipment which have Extinguishing and Rescue Unit (JRG) province śląskie. Other types are less common, and their share is respectively: Z4-24,44 % and Z8-29,63 %. Ostrava 3. - 4. září 2014

Manufacturer

The type of

Year of manufacture

Water efficiency

The scope of the concentration

AWG ZUMISCHER

Z-2

2011

200 dm3/min

1-7%

Ł. S. P. M PROGAZ

Z-2

1984

200 dm3/min

1 -5 %

Source: own elaboration based on [16]. 4.2 Building test bench The test stand as shown in fig. 8, is located in the Laboratory of Hydromechanics at the Main School of Fire Service spaces in Warsaw, used in the experimental studies of linear mopping-up.

42


4.3 Laboratory test run Before joining the research after you install the in-line foam concentrate inducer to position measurement, tightness of the connections have been checked for accuracy and correctness of installation of measuring instruments [7]. The pump motor is running and is set to preset speed set in the control valve ZR choke behind. Expenditure control working liquid were made using a combination of changes pump speed (preliminary adjustment) and by throttling valve mushroom ZR. This allowed it to obtain the required pressure parameters and expenditure measurement system [3]. Each time because stabilisation following indications on measurement devices to read them and filed in the measuring table: a) supply pressure pr [MPa] - M1 gauge, Fig. 8 Position to study the characteristics of liquid ejectors Source: own elaboration The schema of the measuring position shown in the fig. 9. The test object, which is the in-line foam concentrate inducer, is built in the discharge line. Its suction chamber is connected with suction chamber of the tank by means of wires, rigid and flexible. Choke nozzle is powered by a pump with a built-in automatic adjustment system for, among other things, stabilize the supply pressure. On the electromagnetic flow meter installed, the mains lead does not flow distortions that PE1 can be used to measure the working expenditure Qr and M1 gauge designed to measure operating pressure pr. For choke gauge installed M2 intended for measuring the pressure of pressing pt and the valve to adjust the ZR expenditure. In the electromagnetic flow meter installed suction line PE2 designed to measure fluid flow entering Qz gauge pressure and M3 intake pz. Economic reasons during the layout uses a closed water cycle. Working factors, getting sucked in and the mixture have the same density equal to the density of water. In accordance with the Polish Norm PN-M-51069 in measurements, it is also recommended to replace the foam with water. pt

pr

M1

M2

00,0

pz ZO

e) expenditure stream of suction Qz [dm3/s] - flow meter PE2. In each series of measurements carried out registration until the zero value of the inlet stream flow Qz = 0 [dm3/s] [3]. These steps made for the test line pressure determined for mopping-up of power p, corresponding to the maximum rotational speed of the pump motor (and faster turnover, the higher pressure) and for three different concentrations established by using smart metering valve 1 %, 3 % and 5 %. After the tests were made to measure diameters, for example: power nozzle d1 and the mixing chamber d2 in order to calculate the coefficient fr1 and fr3 of mopping-up [3]. Z-2 "PROGAZ" d1 = 0,009 [m] d2 = 0,0105 [m] Z-2 "AWG" d1 = 0,009 [m]

4.4 Results of this study

ZR

M3

d) outlook of the working flow Qr [dm3/s] - flow meter PE1,

d2 = 0,0110 [m]

in line foam concentrate inducer flowmeter

b) forming pressure for spotlights pt [MPa ]- M2 gauge, c) the pressure in the suction line pz [MPa] - M3 gauge,

water tank

00,0

In fig. 10 and 11 shows the theoretical characteristics βt = f(u) and the actual β = f(u) in-line foam concentrate inducer Z-2 "PROGAZ" and the in-line foam concentrate inducer Z-2 "AWG" deleted on the basis of the values listed in tab. 5 - 10. Shows the characteristics for solid engine speeds pumps, taking into account three different concentrations of 1 %, 3 % and 5 %.

pump flowmeter rotation speed controller

Fig. 9 Schematic diagram for testing of the characteristics of the liquid ejectors Source: Gałaj J., Pawlak E., Zegar W., Laboratory of Hydromechanics [in:] Gałaj J., Research liquid ejectors used in fire protection, Main School of Fire Service 2004, p. 90 During the laboratory tests carried out for supplying the uses vertical multi-step pump CW 16/60 GRUNDFOSS company. For the measurement of work expenditure Qr and measuring the liquid aspiration used flow meter Danfoss electromagnetic MAG 2500 without giving effect to distortion of flow. Pressure measurements and working are made using traditional elastic gauges manufactured by KFM (Kujawska Factory Pressure Gauges) with a range of 0 - 1 MPa, while measuring the vacuum in the intake circuit using the vacuum gauge -0,1 MPa -1 MPa [9].


Fig. 10 The theoretical characteristics of βt = f(u) and actual β = f(u) for the in-line foam concentrate inducer Z-2 "PROGAZ" at three concentrations tested Source: own elaboration

43


8. On the basis of the carried out research for in-line foam concentrate inducer Ł. S. P. M PROGAZ was a large divergence of the actual concentration of liquid aspiration compared to the values indicated by the manufacturer on the knob adjustment. 9. On the basis of the carried out research for choke the company AWG ZUMISCHER stated the minimum divergence of the actual concentration of the aspiration of the liquid to the value indicated by the manufacturer on the knob adjustment. The actual concentration of inflated. It was about 1 % for each measurement. References [1]

Derecki, T.: Fre-fighting equipment for the administration of water and fire-fighting foams, 1999.

[2]

Derecki, T.; Wawrzyński, W.: Equipment for the manufacture of fire-fighting foam, Editorial Institute of Trade Unions, Warsaw 1981.

[3]

Gałaj, J.; Pawlak, E.; Zegar, W.: Laboratory of Hydromechanics [in:] Gałaj J., Research liquid ejectors used in fire protection, Main School of Fire Service, Warsaw 2004.

5 Conclusions

[4]

On the basis of their own research and carried out in-line foam concentrate inducer statement on linear fitting of Fire-Fighting and Rescue Units (JRG), on province śląskie the following general conclusions:

Gil, D.: Equipment and extinguishing agents, SP PSP in Bydgoszcz, Bydgoszcz 2013.

[5]

Goliński, J.; Troskolański, A.T.: Liquid ejectors-theory and design, ed. II, The Technical and scientific publishing house, Warsaw 1979.

[6]

Heyman, M.: In-line foam concentrate inducer, "Review of Fire" 1997, no. 6, p. 30.

[7]

Kaliciecki, H.: Driver Manual mechanics of fire brigades, CRZZ Publishing Institute, Warsaw 1977.

[8]

Mizerski, A.: Application of the foam to extinguish fires, Publishing house SGSP, Warsaw 2002.

[9]

Placek, P.: Equipment and water fittings, Publisher EDURA, Warsaw 2011.

Fig. 11 The theoretical characteristics of βt = f(u) and actual β = f(u) for the in-line foam concentrate inducer Z-2 "AWG" at three concentrations tested Source: own elaboration

1. Within śląskie province 45.93 % of all in-line foam concentrate inducer are JRG mopping-up type with Z-2. Such equipment is on each individual fire-rescue. 2. Product company Ł. S. P. M. PROGAZ is 69.6 % of all linear mopping-up the province śląskie. This is obsolete and their equipment from the 1990 s, shows a very large discrepancy between real concentration and set on the valve. 3. AWG in ZUMISCHER company chokes province śląskie represent only 12.6 % of all linear mopping-up. The product of this company is very stable operation when suck foaming agent.

[10] Sokołow, J.; Zinger, N.: Ejectors, Publishing Technical And Scientific, Warsaw 1965.

4. Pressure losses are in accordance with the Polish norm PN-M-51069 (s < 34 %) for operating pressure up to Ł. S. P. M PROGAZ pr ≥ 0.12 MPa, as well as for the AWG ZUMISCHER pr ≥ 0.18 MPa.

[11] Szydłowski, H.: Theory of measurement, ed. II, The State Publishing House Science, 1978.

5. Theoretical characteristics of obtained after placing data into the formula (9) and the dissolution of the mathematical test, depending on the two-line chokes (in-line foam concentrate inducer) Z-2 "PROGAZ-2" and "AWG", overlap each other. Differ only in the values of the coefficient of spending "u" in the charts βt = f(u).

[13] www.sgsp.edu.pl/wibp/ktp/zhydr/labhydro/cw10, 04. 01. 2014.

6. With the increase in pressure pt and pr a noticeable decline in value of the stream of work expenditure Qr and Qz both of mopping-up.

[12] Poland Standard: PN-M-51069, Fire-fighting equipment. In-line foam concentrate inducer. [14] www.arktos.home.pl/firemax/materialy/pliki/systemy_ gaszenia_sg_cafs.pdf, 07. 01. 2014. [15] www.katowice.kwpsp.gov.pl, 06. 02. 2014. [16] http://www.awg-fittings.com/en/welcome-to-awg.html, 14. 02. 2014. [17] Materials from the Provincial Headquarters of the State Fire Service on the basis of the database SWD-ST 3.0.

7. With the increase in pressure pt and pr "u" expenditure ratio decreases until a value equal to zero, while the coefficient of pressure "β"growing for both investigational mopping-up.


44


Nové poznatky v oblasti zkoušení dřevěných konstrukcí New Knowledge in Testing of Timber Structures Ing. Magdaléna Dufková doc. Ing. Petr Kuklík, CSc. Ing. Václav Rada České vysoké učení technické v Praze, Fakulta stavební Thákurova 7, 166 29 Praha 6 České vysoké učení technické v Praze, Univerzitní centrum energeticky efektivních budov Třinecká 1024, 273 43 Buštěhrad [email protected] Abstrakt Tento článek je zaměřen na nové poznatky v oblasti požární odolnosti dřevěných konstrukcí z lehkého skeletu, které jsou získávány na základě provedených požárních zkoušek. Požární odolnost u těchto konstrukcí je ovlivněna především obkladovým materiálem, případně i použitou izolací vkládanou mezi dřevěné nosné sloupky. Kromě samotného provedení požární zkoušky je velmi důležitá také její příprava a následné vyhodnocení. Na základě požárních zkoušek a experimentů je možné stanovit časy počátku zuhelnatění dřevěných nosných prvků a následně upravit či doplnit výpočetní postupy. Tento příspěvek je věnován požární zkoušce dřevěné stěny z lehkého skeletu s OSB deskou.

zatíží předepsaným zatížením, kterému musí odolat minimálně po dobu 30 minut. Zároveň se sledují teploty v daných bodech na neohřívaném povrchu, které nesmí překročit předepsané teploty. To jsou jedny z parametrů, které se sledují pro určení požární odolnosti konstrukce a tedy i parametry důležité pro praxi. Taková konstrukce má zaručenou požární odolnost, kterou může výrobce deklarovat. Pro potřeby výzkumu lze zkoušku doplnit o další měření, která nenaruší průběh zkoušky. Pro výzkum je kromě prokázání samotné požární odolnosti důležité i chování jednotlivých částí konstrukce, například průběh teploty v jednotlivých vrstvách skladby konstrukce, nebo hloubka zuhelnatění prvků, kterou lze změřit po ukončení požární zkoušky. 2 Požární zkouška Počátkem letošního roku byla provedená požární zkouška dřevěné stěny ve spolupráci s firmou KRONOSPAN CR, spol. s r.o., požadovaná požární odolnost byla REI 30. Skladba stěny je patrná z obr. 1. Nosný rám stěny je tvořen rámovou konstrukcí z KVH hranolů 60/120 mm. Na vnější plášť jsou použity klasické OSB desky. Ze strany požáru se jedná o desky z výroby opatřené požárním nátěrem označované jako OSB Pyrotite ECO tl. 17 mm a spáry mezi jednotlivými deskami jsou zatmelené. Na straně nevystavené požáru jsou desky bez nátěru označované jako OSB SuperFinish ECO tl. 15 mm (spáry nejsou tmeleny).

Klíčová slova Dřevěná konstrukce, požární odolnost, požární zkouška, OSB deska. Abstract The paper is focused on new knowledge in a fire resistance of light-weight timber structures. Knowledge is gained on the basis of fire tests. The fire resistance is influenced by claddings the most and used insulation put between load-bearing timber studs. It is very important a preparing and subsequent evaluation of fire experiment besides execution of fire test. Based on fire tests and experiments it is possible to determine the start charring times of timber members and subsequently modify or supplement the calculation methods. The paper is focused on fire test of timber wall assembly with OSB board. Keywords Timber structure, fire resistance, fire test, OSB board. 1 Úvod V oblasti požární bezpečnosti a odolnosti dřevostaveb se nové poznatky získávají z požárních zkoušek a požárních experimentů. Normové požární zkoušky slouží k prokázání požární odolnosti a zároveň lze během zkoušky získat i celou řadu dat pro vědecký výzkum. Oproti tomu různé požární experimenty slouží výhradně k ověření vědeckých poznatků. Konstrukce s požární odolností musí mít prokázané své vlastnosti během požáru. Velmi často se vlastnosti při požáru ověřují pomocí normových zkoušek. V některých případech je to také jediný možný způsob jak prokázat danou požární odolnost a zde je příležitost propojit praxi s výzkumem. V poslední době proběhla řada zkoušek ve spolupráci Univerzitního centra energeticky efektivních budov, ČVUT v Praze s požární zkušebnou PAVUS, a.s., společně s výrobci obkladových materiálů lehkých dřevěných skeletových konstrukcí. Například požadavek výrobce je prokázat požární odolnost stěny REI 30 (únosnost, celistvost a izolační schopnost konstrukce po dobu 30 min). Taková stěna se odzkouší podle přesně definované normové požární zkoušky, během které se sledují daná kritéria. Stěna se Ostrava 3. - 4. září 2014

Obr. 1 Skladba zkoušené stěnové konstrukce Během požární zkoušky (zkoušení dle [3]) byla prokázaná požární odolnost REI 45 a naměřeno velké množství dat pro vědecké účely. Nátěr na deskách OSB Pyrotite ECO příznivě ovlivnil počáteční fázi požáru a prodloužil celkovou požární odolnost stěny. Na obr. 2 a 3 je pohled na zkušební vzorek před zkouškou ze strany neohřívané (obr. 2) a ohřívané (obr. 3 - OSB s nátěrem). V místech uchycení desek ke sloupkům zůstali části desek a bránili vypadnutí minerální izolace z dutin mez sloupky (obr. 4). Po skončení zkoušky byla konstrukce rozebrána a podrobena bližšímu zkoumání. Jedna z hodnot, která se sledovala, byla hloubka zuhelnatění dřevěného rámu. 45


 n  k s  k3  kn   0

pro t  t f

[mm/min]

kde ks

je součinitel průřezu pro různé šířky prvku dřevěného rámu, ks = 1,1 [-],

k2

součinitel izolace který redukuje rychlost zuhelnatění, k2 < 1 [-],

k3

součinitel dodatečné ochrany, k3 > 1 [-], k3 = 0,036 tf + 1 = 0,036 · 12,7 + 1 = 1,457

Obr. 2 Pohled na stěnu (neohřívaná strana)

kn

součinitel převádějící nepravidelný zbytkový průřez na nominální obdélníkový průřez, kn = 1,5 [-],

β0

návrhová míra zuhelnatění pro jednorozměrné zuhelnatění β0 = 0,65, pro rostlé dřevo [mm/min].

Pro pláště provedené z desek na bázi dřeva se čas počátku zuhelnatění bere roven času porušení desky: tch  t f Čas porušení desek se určí takto: tf 

hp

0

4

15  4  12,7 0,9

[min]

kde hp

je tloušťka desky (u zkoušené stěny 15 mm) [mm],

β0

návrhová míra zuhelnatění pro jednorozměrné zuhelnatění, pro desky na bázi dřeva 0,9 mm/min.

Na následujícím grafu, obr. 5, je znázorněna hloubka zuhelnatění v závislosti na čase. Po dosažení času tch = tf je rychlost zuhelnatění velmi vysoká:

 n  k s  k3  kn   0  1,1  1, 457  1,5  0,65  1,56 Obr. 3 Pohled na stěnu (neohřívaná strana)

[mm/min]

Z grafu je patrné, že hloubka zuhelnatění změřená po ukončení zkoušky rovna 38 mm je podstatně nižší než výpočtová hodnota 61 mm. Celkový čas zkoušky byl 52 minut, tomuto času odpovídá vypočítaná hodnota. 80 70

dchar [mm]

60 50 40 30 20 10

tch = tf

0 0

10

20

30

40

50

60

ýas [min]

Obr. 4 Pohled na stěnu po ukončení požární zkoušky (ze strany interiéru)

Obr. 5 Graf závislosti hloubky zuhelnatění na čase; zelená křivka - výpočet dle normy [4], fialový bod - změřená průměrná hloubka zuhelnatění po ukončení zkoušky 2.2 Použití výpočtu s časem tf

2.1 Hloubky zuhelnatění Pro výpočet nosné funkce dřevěných konstrukcí za požáru je základním parametrem hloubka zuhelnatění dchar. Přílohy Eurokódu 5 (ČSN EN 1995-1-2) se věnují výpočetním postupům pro lehké dřevěné skelety, a to jak pro stanovení nosné, tak pro stanovení dělicí funkce. Výpočet podle Přílohy C lze v našem případě použít, protože je dodržené následující: délka normového požáru nepřekročí 60 min, dutiny jsou zcela vyplněné izolací z minerálních vláken, sloupky jsou ztužené proti vybočení v rovině stěny pomocí desek na straně nevystavené požáru. Rychlost zuhelnatění se určí takto:

 n  k s  k2  kn   0 Ostrava 3. - 4. září 2014

[mm/min]

pro tch  t  t f

Z grafu, obr. 5, je patrné, že skutečné zuhelnatění je podstatně nižší. Norma udává, že pro obložení z desek na bázi dřeva se čas počátku zuhelnatění tch bere roven času odpadnutí požární ochrany tf . Jak by ale situace vypadala, pokud by tyto dva časy nenastaly ve stejný okamžik tch ≠ tf a pro výpočet tf by se postupovalo obdobně jako u sádrokartonových desek typu F? Podle výrobce se desky tohoto typu blíží svým chování spíše sádrokartonu. Čas porušení obvodového pláště tvořeného SDK (typu F) se má vypočítat s ohledem na: 1) tepelnou degradaci obvodového pláště, 2) vytažení spojovacích prostředků v důsledku nedostatečné délky vniku do nezuhelnatěného dřeva.

46


Norma uvádí, jakým způsobem vypočítat porušení desek s ohledem na vytažení spojovacích prostředku. Lze tedy předpokládat, že obdobný vzorec platí i pro desky na bázi dřeva.

70

l f  la ,min  h p

60

k s  k2  kn  k j   0

50

Při zkoušení bylo potvrzeno, že nedošlo k vytažení spojovacích prostředků, protože na nosných dřevěných prvcích zůstali části OSB desek přichycené i po ukončení zkoušky. Prokázalo se, že v tomto případě nastal čas tf v důsledku degradace obvodového pláště. Bohužel výpočet času tf a ani součinitele k2 výpočtem zatím nelze. Na grafu, obr. 6, je stanovena rychlost zuhelnatění vypočítaná dle kap. 2.1 a 2.2 a hodnota hl. zuhelnatění změřená z požární zkoušky.

dchar [mm]

t f  tch 

80

40 30

ta

20 10 0 0

10 tch = tf

20

30

40

50

60 ýas [min]

80

Obr. 7 Graf závislosti hloubky zuhelnatění na čase; zelená křivka - výpočet dle normy [4], oranžová křivka - průběh hloubky zuhelnatění v čase se zohledněním času ta, fialový bod - změřená průměrná hloubka zuhelnatění po ukončení zkoušky

70

dchar [mm]

60 50 40 30 20

tf

10 0 0

10

tch

20

30 ýas [min]

40

50

60

Obr. 6 Graf závislosti hloubky zuhelnatění na čase; zelená křivka výpočet dle normy [4], modrá křivka - průběh hloubky zuhelnatění v čase se zohledněním času tf, fialový bod - změřená průměrná hloubka zuhelnatění po ukončení zkoušky 2.3 Použití výpočtu s časem ta Další možností, i když ani tuto možnost norma přímo neuvádí, je výpočet stěnové sestavy postupem obdobným jako pro samostatné prvky chráněné pláštěm požární ochrany. U těchto prvků se uvažuje se změnou rychlosti zuhelnatění v čase tch a tf a navíc je výpočet doplněn o čas ta. Čas označovaný jako ta nastává v okamžiku, kdy se hloubka zuhelnatění rovná buď hloubce zuhelnatění stejného prvku bez požární ochrany, nebo 25 mm, podle toho, co nastane dřív. Po čase ta nastává zuhelnatění stejnou rychlostí jako pro prvky bez požární ochrany. Rychlost zuhelnatění není násobena součinitelem k2 ani k3. Při aplikaci do normového výpočtu pro stěnovou sestavu nastává po čase ta redukce rychlosti zuhelnatění. Rychlost zuhelnatění se pro jednotlivé intervaly určí takto:

Obr. 8 Hloubka zuhelnatění původní profil 60/120mm (modře); zelená křivka značí změřenou hranici nezuhelnatěného dřeva, zelená čárkovaná přímka označuje průměrnou změřenou hodnotu, červená přímka označuje výpočtovou hloubku zuhelnatění dle normy [4], čárkovaná červená přímka je výpočtová hodnota při použití redukce po čase ta Závěr

 n  k s  k2  kn   0 [mm/min]

pro

tch  t  t f

 n  k s  k3  kn   0

[mm/min]

pro

t f  t  ta

Výsledky z požární zkoušky potvrdili správnost normových výpočtových postupů a ukázaly možnosti dalšího rozvoje a doplnění těchto výpočtů. Z výsledků je patrné, že stěna odolala účinkům požáru podstatně déle, než se výpočtem předpokládalo. Chování stěny v počáteční fázi požáru příznivě ovlivnil nátěr, který je součástí desek OSB Pyrotite ECO. Používání nových stavebních materiálů s moderní technologií a dodržování předepsaných postupů přinese v budoucnu zvýšení požární bezpečnosti a to nejen u dřevostaveb.

 n  k s  kn   0

[mm/min]

pro

t  ta


Pro zkoušenou skladbu stěny by se výpočtová rychlost zuhelnatění po čase ta rovnala βn = ks·kn·β0 = 1,1·1,5·0,65 = 1,07 [mm/min]. Graf hloubky zuhelnatění je zobrazen na obr. 7. Z grafu je zřejmé, že se hloubka zuhelnatění při použití redukce více blíží změřené hodnotě.

[1]

Wald, F. a kol.: Výpočet požární odolnosti stavebních konstrukcí. Vyd. 1. Praha: ČVUT, 2005. 336 s. ISBN 80-0103157-8.

[2]

ČSN EN 1363-1: Zkoušení požární odolnosti - Část 1: Základní požadavky. ČNI Praha, 2013.

Po ukončení zkoušky bylo z konstrukce vyříznuto několik vzorků. Na těchto vzorcích byla změřena hloubka zuhelnatění. Pro názornost je na obr. 8. zobrazen jeden z těchto vzorků doplněn o vyznačené výpočtové hodnoty.

[3]

ČSN EN 1365-1: Zkoušení požární odolnosti nosných prvků - Část 1: Stěny. ČNI Praha, 2013.

[4]

ČSN EN 1995-1-2 Eurokód 5: Navrhování dřevěných konstrukcí - Část 1-2: Obecná pravidla - Navrhování konstrukcí na účinky požáru. ČSNI, Praha 2006

Poděkování Tento příspěvek vznikl za podpory projektu SGS ČVUT, SGS14/177/OHK1/3T/11 „Chování lehkých dřevěných skeletů za požáru“ a Evropské unie, projektu OP VaVpI č. CZ.1.05/2.1.00/03.0091 - Univerzitní centrum energeticky efektivních budov. Ostrava 3. - 4. září 2014

47


Modelovanie ekonomických škôd pri požiaroch v Žilinskom kraji Modelling of the Amount of Economic Losses Causes by Fires in the Region of Žilina Ing. Ján Dvorský doc. Ing. Jozef Klučka, PhD. Žilinská univerzita v Žiline, Fakulta špeciálneho inžinierstva Ul. 1. mája 32, 010 26 Žilina, Slovenská republika [email protected] Abstrakt Požiar spôsobuje škody, ktoré možno členiť na priame a nepriame, resp. ekonomické a mimoekonomické. Modelovanie škôd ako dôsledok požiarov a analýza príčin ich vzniku má význam pre obyvateľstvo, hasičský a záchranný zbor ako aj pre formulovanie stratégie zvyšovania bezpečnosti obyvateľstva. Odhad škôd a počtu požiarov umožňuje v rámci riešenia otázok požiarnej bezpečnosti pripraviť opatrenia - v prevencii ako aj reakcii na požiar. Článok je zameraný na prepojenie kvantitatívnych metód a manažmentu požiarnej bezpečnosti. Kľúčové slová Požiar, ekonomické škody, modelovanie, pravdepodobnostné rozdelenie. Abstract

1 Základné štatistické charakteristiky priamych škôd spôsobených pri požiari v Žilinskom kraji za obdobie 2003 - 2013 Počet požiarov, výška priamych škôd, príčina vzniku požiaru, počet zranených a usmrtených osôb ako aj skúmanie ich dôsledkov na obyvateľstvo je dôležité nielen pre jednotlivé mestá, kraje, štáty ale aj pre koncepciu a stratégiu zvyšovania bezpečnosti. [4] Priame škody spôsobené požiarmi a ich modelovanie je jedna z najdôležitejších charakteristík. V tab. 1 sú uvedené priame škody podľa príčin ich vzniku za sledované obdobie. Priamych škody spôsobené požiarom sme upravili podľa príčiny ich vzniku a o infláciu v jednotlivých rokoch (P): 1. úmysel; 2. deti a chorobomyseľné osoby; 3. nedbalosť a neopatrnosť dospelých; 4. porucha, nevyhovujúci stav vykurovacích telies; 5. prevádzkovo-technické poruchy; 6. samovznietenie; 7. výbuchy s následným požiarom; 8. ďalšie sledované príčiny; 9. neobjasnené dôvody vzniku požiaru.

Fire causes losses that can be categorized as direct and Tab. 1 Priame škody spôsobené pri požiaroch podľa ich príčin indirect, resp. economic and non-economic. Modelling of losses v Žilinskom kraji [€] as a consequence P 2003 2004 2005 2006 2007 2008 2009 2010 2011 2012 2013 of fires and analysis 1 1179207 620724 613441 771197 1462374 10466772 769192 1605720 613421 886582 1235700 of their causes are important for the 2 80427 1566419 51694 30893 94422 56963 109086 29293 40750 67593 47211 public, Fire and 3 478704 353606 463572 510816 274374 2434870 316588 404481 350957 436737 296585 Rescue Corps as 4 212518 188364 301910 450533 293808 357229 102781 375578 249490 163937 137022 well as to formulate 5 843761 581683 2332452 866798 2914337 990696 1272628 1989234 1120679 1093171 938893 strategies to enhance the safety of the 6 1745 18004 54728 37561 592 9634 114979 37366 326 357 3903 public. Estimated 7 111789 2261 84 22569 3552 1946368 32981 22716 4356 216090 34273 costs of the losses 8 179123 41247 158954 61954 91031 71969 456358 14265 180556 318460 146675 and the number 9 598182 606371 695827 432478 12624263 859508 1056106 3052341 449142 1498697 629466 of fires enable in addressing questions Pozn.: zdroj vlastné dáta získané po internej komunikácií of fire safety measures preparation- prevention and response to fire. s Krajským riaditeľstvom hasičského a záchranného zboru v Žiline. The paper is focused on interconnection of quantitative methods and management of the fire safety. Keywords Fire, economic losses, modelling, probability distribution. Úvod Požiar je nebezpečenstvo, ktoré do určitej miery ovplyvňuje človeka, obec, mesto, štát a spoločnosť. Priame škody a ich výška ako dôsledok požiaru je jedným z najdôležitejších poznatkov, ktorý má celospoločenský charakter. [2] Určenie pravdepodobnosti vzniku požiaru, dôsledkom ktorého bude extrémna škoda je predmetom predkladaného článku. Na splnenie tohto cieľa je potrebné zistiť model pravdepodobnostného rozdelenia, ktorý popisuje naše dáta. Na tento účel je potrebné odhadnúť parametre pravdepodobnostných rozdelení a testovaním potvrdiť alebo vyvrátiť tvrdenie, že škody pochádzajú s nami zvolených spojitých rozdelení.


Tab. 2 Základné štatistické charakteristiky výšky priamych škôd Počet Priemer

99 741385

Štandart. Odchýlka

1,69467E6

Variačný koef.

228,582 %

Minimum

84,0

Maximum

1,26242E7

Rozsah

1,26242E7

Dolný kvartil

54729,0

Horný kvartil

771197

Šikmosť

22,7758

Špicatosť

71,0954

48


Pokiaľ koeficienty šikmosti a špicatosti sa nachádzajú v intervale <-2; 2>, tak potom je predpoklad, že škody pochádzajú z normálneho rozdelenia. Z hodnoty koeficientu špicatosti - 71,0954 a hodnoty koeficientu šikmosti - 22,7758 vyplýva, že modelované škody nepochádzajú z normálneho rozdelenia. Z kladných hodnôt týchto charakteristík, akými sú koeficienty šikmosti a špicatosti predpokladáme, že pravdepodobnostné rozdelenie, ktoré bude dobre popisovať priame škody bude pravostranne zošikmené rozdelenie. [8] Váhu tohto tvrdenie nám zvyšuje aj histogram výšky priamych škôd na obr. 1.

P o c e tp o ž ia r o v

80

Distribution Exponential Gamma Pareto Weibull

60

40

20

0 0

0,5

1

1,5 2 2,5 3 3,5 4 Výška priamych škôd v mil.eur

4,5

5

Obr. 3 Histogram priamych škôd a modely spojitých pravdepodobnostných rozdelení Po prvotnom návrhu pravdepodobnostných rozdelení, ktoré by mohli popisovať škody je potrebné odhadnúť parametre týchto rozdelení. Medzi základné metódy odhadov parametrov pravdepodobnostných rozdelení patria: metóda kvantilov; metóda momentov a metóda maximálnej vierohodnosti. Odhad parametrov pomocou metódy maximálnej vierohodnosti je síce numericky náročný avšak je asymptoticky neskreslený, asymptoticky výdatný, konzistentný a invariantný. Metóda maximálnej vierohodnosti poskytuje vďaka týmto vlastnostiam najpresnejšie odhady parametrov a tým najväčší význam pre prax. Odhadnuté parametre pravostranne zošikmených rozdelení sa nachádzajú v tab. 3.

60

40

20

0 0

1 2 3 4 Výška priamych škôd v mil.e ur

5

Tab. 3 Odhad parametrov vybratých pravdepodobnostných rozdelení Exponenciálne rozdelenie

Obr. 1 Histogram priamych škôd Na obr. 2 môžeme pozorovať maximálnu a minimálnu hodnotu, medián, dolný a horný kvartil priamych škôd v jednotlivých rokoch sledovaného obdobia. [3] V Krabicovom diagrame sa nachádzajú extrémne škody spôsobené požiarom a to najmä v rokoch 2005, 2007 a 2008. Pozorujeme, že malý počet vysokých škôd má veľký percentuálny podiel na celkovej výške priamych škôd za sledované obdobie. A naopak v krabicovom diagrame sa nachádza veľký počet požiarov, ktorých percentuálny podiel na celkových priamych škodách je malý. Z tejto analýzy vyplýva, že ako vhodný pravdepodobnostný model, ktorý dobre popisuje naše dáta budú spojité rozdelenia pravdepodobnosti, ktoré sú typicky využívané pri modelovaní najmä v neživotnom poistení a zaistení.

λ = 741385

Weibull rozdelenie

α = 0,446603

α = 0,130928

ϒ = 0,586077

β = 6,0239E-7

β = 84,0

c = 462337,

χ2 - Test

P-hodnota

2006 2007

Pareto rozdelenie

Tab. 4 Testy dobrej zhody

D.f.

2005

Gamma rozdelenie

Testovaním parametrov pomocou testami dobrej zhody si overíme hypotézu na základe ktorej určíme, či výšky škôd spôsobené požiarom v Žilinskom kraji spĺňajú alebo nespĺňajú jednotlivé pravdepodobnostné modely.

χ2

2003 2004 Sledovanéobdobie

80

Pocetpožiarov

Z tab. 2 pozorujeme, že priemerná priama škoda je 741 385 eur. Minimálna priama škoda je 84 eur a maximálna priama škoda je 12 624 263 eur. Variačný koeficient z výberového súboru má hodnotu 228,582 %, čo naznačuje, že v Žilinskom kraji sa vyskytlo niekoľko požiarov, ktoré mali extrémne vysoké škody.

Exponenciálne rozdelenie

Gamma rozdelenie

Paretovo rozdelenie

Weibullovo rozdelenie

61,7273

12,2727

267,303

11,303

22

21

21

21

0,0000123627

0,931961

0,0

0,956556

2008

Kolmogorov-Smirnov Test

2009 2010

Exponenciálne rozdelenie

2011 2012 2013 0

2

4 6 8 10 Výška priamych škôd v mil. eur

12

Obr. 2 Krabicový diagram priamych škôd 2 Návrh, odhad parametrov a testovanie pravdepodobnostného modelu Na základe poznatkov získaných zo základných štatistických charakteristík predpokladáme, že vhodným modelom škôd pri požiaroch môže byť niektoré pravdepodobnostné rozdelenie, ktoré je pravostranne zošikmené. [6] Medzi základné pravostranné rozdelenia patria spojité rozdelenia ako Paretovo rozdelenie, exponenciálne rozdelenie, gamma rozdelenie a Weibullovo rozdelenie, ktorých charakteristiky nachádzame v publikáciách [1] a [7].


Gamma rozdelenie

Paretovo rozdelenie

Weibullovo rozdelenie

DPLUS

0,219977

0,0719838

0,232682

0,0448201

DMINUS

0,0207788

0,0437061

0,398012

0,0606917

DN

0,219977

0,0719838

0,398012

0,0606917

0,000138026

0,684075

0,0

0,859111

P-hodnota

Z tab. 4 môžeme tvrdiť, že exponenciálne ani Paretovo rozdelenie nepopisuje naše dáta so spoľahlivosťou 95 %, pretože Phodnota je nižšia ako hladina významnosti 0,05 tak pri χ2 - teste, tak pri Kolmogorovom-Smirnovovom teste. So spoľahlivosťou 95 % môžeme tvrdiť, že naše dáta pochádzajú z Weibullovho rozdelenia, pretože P- hodnoty pri jednotlivých testoch dobrej zhody sú najvyššie.

49


3 Modelovanie extrémnych hodnôt priamych škôd spôsobených požiarom v Žilinskom kraji za obdobie 2003 2013 V predchádzajúcej podkapitole sme našli spojité pravdepodobnostné rozdelenie priamych škôd a so spoľahlivosťou 95 % sme prijali hypotézu, že dáta majú Weibullovo rozdelenie. Na základe tohto poznatku sú v tab. 5 namodelované extrémne priame škody.

Tab. 6 Analýza rozptylu priamych škôd Súčet štvorcov

Df

Priemer štvor

F-pomer

P-hodnota

Medzi skupinami

3,33652E13

10

3,33652E12

1,18353

0,3128

Vo vnútri skupín

2,48083E14

88

2,81912E12

Celkový

2,81448E14

98

Rozptyl

Tab. 5 Modelovanie extrémnych škôd Pravdepodobnosť

Výška priamych škôd [€]

0,9

1,91864E6

0,95

3,00605E6

0,97

3,93249E6

0,98

4,73968E6

0,999

1,25051E7

S pravdepodobnosťou 0,9 nastanú škody spôsobené požiarom v Žilinskom kraji menšia ako je 1 918 640 eur resp. s pravdepodobnosťou 0,1 nastane požiar v Žilinskom kraji, ktorý spôsobí priamu škodu vo výške 1 918 640 eur. Podobne by sme mohli interpretovať ďalšie pravdepodobnosti priamych škôd z tab. 5 pričom dáta pochádzajú z Weibullovho rozdelenia. Pravdepodobnosť ich vzniku je však veľmi malá.

5 Kruskal-Wallis test priamych škôd spôsobených požiarom v Žilinskom kraji za obdobie 2003 - 2013 Veľký význam pri analýze výšky priamych škôd v Žilinskom kraji má tiež porovnanie ich stredných hodnôt v jednotlivých rokoch pozorovania. Z predchádzajúcej štatistiky, kde sme určili pravdepodobnostný model, simuláciu extrémnych hodnôt výšky priamych škôd pri požiari je zrejmé, že nemôžeme využiť parametrický test - ANOVA, pretože nie je splnený predpoklad o normálnom rozdelení škôd pri požiaroch. Preto na porovnanie stredných hodnôt použijeme Kruskal-Wallis neparametrický test, nazývaný poriadkový, pretože dáta sú zoradené od najmenšej po najväčšiu hodnotu. Kruskal-Wallis test je priamym zovšeobecnením Wilcoxonovho dvojvýberového testu. Jeho nevýhodou je menšia citlivosť. Tab. 7 Kruskal-Wallis test výšky priamych škôd

4 Analýza rozptylu priamych škôd spôsobených požiarom v Žilinskom kraji za obdobie 2003 - 2013 V kapitole 1 a 2 sme zamietli predpoklad, že škody majú normálne rozdelenie, keďže šikmosť resp. špicatosť sa nenachádza v intervale <-2; 2>. Analýzou rozptylu výšky priamych škôd spôsobených pri požiaroch v Žilinskom kraji za obdobie 2003 - 2013 zistíme, či sú identické rozptyly škôd medzi jednotlivými rokmi, tzv. homoskedasticita. [5] Táto analýza rozptylu nám slúži ako príprava na splnenie predpokladov a testovanie stredných hodnôt (mediánov) výšky škôd spôsobených požiarom. Z grafickej analýzy bodovým diagramom priamych škôd na obr. 4 môžeme vysloviť tvrdenie, že priame škody pochádzajú z rovnakého pravdepodobnostného modelu a rozptyl stredných hodnôt priamych škôd je porovnateľný v jednotlivých rokoch. Toto tvrdenie si overíme F- pomerom.

Rok

Počet skupín

Priemer skupín

2003

9

53,1111

2004

9

45,6667

2005

9

48,0

2006

9

48,7778

2007

9

45,8889

2008

9

50,2222

2009

9

62,5556

2010

9

52,8889

2011

9

50,3333

2012

9

42,8889

2013

9

49,6667

P-Value = 0,983242. Výška priamych škôd v mil. eur

12 10 8 6 4 2 0 2003

2004

2005

2006

2007 2008 2009 Sledované obdobie

2010

2011

2012

2013

Obr. 4 Bodový diagram priamych škôd Analýza rozptylu v tab. 6 rozkladá rozptyl priamych škôd do dvoch častí: priame škody medzi jednotlivými rokmi spôsobené pri požiaroch v Žilinskom kraji a vnútorný rozptyl medzi jednotlivými výškami škôd podľa príčin ich vzniku. F-pomer je pomer medzi nimi, ktorý sa v tomto prípade rovná 1,18353. Vzhľadom k tomu, že hodnota P-hodnota je 0,3128, čím je väčšia ako hladina významnosti 0,05, môžeme prijať tvrdenie, že nie sú štatisticky významné rozdiely medzi rozptylmi škôd v jednotlivých rokoch a výškami škôd podľa príčin ich vzniku na hladine spoľahlivosti 95,0 %. Tým sme si potvrdili predpoklad vyslovený v grafickej analýze. Ostrava 3. - 4. září 2014

Postup výpočtu Kruskal-Wallis testu možno nájsť v rôznych publikácií [9]. Údaje zo všetkých stĺpcov sú zoradené od najmenšej po najväčšiu. Priemerná pozícia je potom vypočítaná pre dáta v každom stĺpci. Test Kruskal-Wallis testuje nulovú hypotézu, že mediány v rámci každého roku v období 2003 - 2013 sú rovnaké. Vzhľadom k tomu, vypočítaná P- hodnota je väčšia ako 0,05, môžeme tvrdiť, že nie sú štatisticky významné rozdiely medzi strednými hodnotami výšky priamych škôd pri požiaroch v Žilinskom kraji v sledovanom období 2003 - 2013 na úrovni spoľahlivosti 95,0 %. Záver Dôsledkom vzniku požiaru sú priame škody, ktoré sa predpovedajú a modelujú i v dnešnej vyspelej spoločnosti len veľmi ťažko. V článku sme navrhovali model výšky priamych škôd pomocou kvantitatívnych metód - odhadom parametrov a testovaním pravdepodobnostného modelu. Tým, že sme našli pravdepodobnostný model správania sa škôd, môžeme i v budúcnosti lepšie určiť výšku priamych škôd spôsobených pri požiaroch. Z modelovania extrémnych škôd sme určili pravdepodobnosť vzniku požiaru, ktorého dôsledkom je extrémne vysoká škoda. Z tab. 5 môžeme určiť pre danú hladinu spoľahlivosti maximálnu hodnotu priamych škôd v Žilinskom kraji za sledované 50


obdobie. Analýzou rozptylu a skúmaním stredných hodnôt výšky škôd medzi jednotlivými rokmi sme prišli k záveru, že nie sú štatisticky významné rozdiely medzi priemernými ročnými škodami spôsobených pri požiaroch v Žilinskom kraji za sledované obdobie 2003 - 2013. Takmer identické výsledky a závery by sme vyslovili, pokiaľ by sme brali do úvahy škody neupravené o infláciu. Pri výpočtoch tabuliek a obrázkov sme využili štatistický softvér STATGRAPHICS CENTURION XP. Výsledky priamych škôd majú praktický význam pre tvorbu stratégie štátnej správy z pohľadu prevencie, úpravy právnych a technických predpisov. „Táto práca bola podporovaná Agentúrou na podporu výskumu a vývoja na základe zmluvy č. APVV-0727-12“. Použitá literatúra [1]

Boland, P.J. 2007.: Statistical and Probabilistic Methods in Actuarial Science. London: Chapman&Hall/CRC, 2007. 351 s. ISBN 1-58488-695-1.

[2]

Betáková, J.; Tomanovičová, J.: Vplyv zmeny spoločenských hodnôt a rizík na ochranu osôb pri hromadných, kultúrnych a spoločenských akciách, In: Ochrana obyvateľstva - Ostrava, VŠB - TU, 2014 - ISBN 978-80-7385-142-2.

[3]

Dvorský, J. 2012.: Paretovo rozdelenie v neživotnom poistení a zaistení, diplomová práca, Bratislava: EU, 2012, 73, EČ 17600/I/2012/3533809019.


[4]

Hofreiter, L. 2002.: Bezpečnostný manažment, Žilinská univerzita v Žiline, Fakulta špeciálneho inžinierstva, 2002 ISBN 80-7100-953-9.

[5]

Klučka, J. 2014.: Plánovanie a prognostika v aplikáciách. Žilinská univerzita v Žiline v EDIS-vydavateľstve ŽU, 2014, str. 99, ISBN 978-80-554-0833-0.

[6]

Michalíková, J. 2009.: Rozdelenie s ťažkými chvostami v neživotnom poistení: diplomová práca. Bratislava: UK, 2009. 53s. AK 09/5350.

[7]

Miskosch, T. 2009.: Non life insurance mathematics. SprigerVerlag Berlin Heidelberg, 2009, 235, s. ISBN 978-3-54088232-6.

[8]

Pacáková, V.; Sipková, Ľ.; Šoltés, E. 2006.: Simulácia extrémnych škôd pomocou Paretovho rozdelenia. In Forum statisticum Slovacum. - Bratislava: Slovenská štatistická a demografická spoločnosť, 2006. ISSN 1336-7420, 2006, roč. 2, č. 3, s. 137-145.

[9]

Pavelka, F.; Klímek, P. 2000.: Aplikovaná statistika. Vysoké učení technické v Brne, Fakulta managementu a ekonomiky ve Zlíne, 2000, č. 1, ISBN 80-214-1545-2.

51


Statistické úvahy k normovaným metodám verifikace zkušebních aparatur pro stanovení PTCH Statistical Consideration about the Standard Methods of Test Apparatus Verification for the Fire Technical Characteristics Determination Ing. Otto Dvořák, Ph.D. MV-GŘ HZS ČR, Technický ústav požární ochrany Písková 42, 143 01 Praha 4 - Modřany [email protected] Abstrakt V platných zkušebních normách pro stanovení např. požárně technických charakteristik jsou specifikovány mj. metody verifikace správné funkce zkušební aparatury. Příspěvek je statistickou úvahou ke správnosti těchto metod používajících znalost míry opakovatelnosti r a reprodukovatelnosti R stanovených kruhovou zkouškou (mezilaboratorními porovnáními). Klíčová slova Opakovatelnost, reprodukovatelnost, mez opakovatelnosti, mez reprodukovatelnosti, zkušební metoda, výsledek zkoušky, verifikace, zkušební zařízení. Abstract Methods of verification of the correct function of the test apparatus are specified apart from other things In valid test standards for determining e.g. the fire technical characteristics. The contribution is a statistical consideration about the trueness of these methods using knowledge of the repeatability limit r and reproducibility limit R determinated by the round robin test (interlaboratory comparisons).

a správného provádění zkušební metody překročil hodnotu ve vzorci (3) pouze v jednom případě z dvaceti, např. R = 3,2 °C (čl. 13.3, ČSN EN ISO 13769 [1]) Výše citovaná norma požaduje provést verifikaci po zakoupení zk. aparatury a následně pravidelně k ověření její správnosti/ nepoškození buď: a) jednou zkouškou realizovanou na CRM a SWS s tím, že rozdíl mezi jedním výsledkem a certifikovanou hodnotou CRM nebo vztažnou hodnotou SWS má být v následující toleranci: x R/ 2 kde x

výsledek zkoušky,

μ

certifikovaná hodnota CRM nebo vztažná hodnota SWS,

R

mez reprodukovatelnosti zkušební metody,

b) nebo n-krát opakovanými zkouškami realizovanými na CRM nebo SWS; rozdíl mezi průměrem z n výsledků a certifikovanou hodnotou CRM nebo vztažnou hodnotou SWS má být v následující toleranci: x -   R1 / 2

Úvod Ve zkušebních normách pro stanovení např. požárně technických charakteristik jsou specifikovány shodnosti měření za podmínek opakovatelnosti a reprodukovatelností pomocí mezí opakovatelnosti r a reprodukovatelnosti R a dále postupy k verifikaci správné funkce zkušební aparatury na základě porovnání diference mezi korigovanými zkušebními výsledky, naměřenými na SRM nebo SMS látkách/materiálech, a jejich nominálními hodnotami, a to s tolerancí vyjádřenou v dotčených normách nerovností pomocí r a/nebo R. Mezí opakovatelnosti, r se rozumí rozdíl mezi dvěma výsledky zkoušek, které byly získány stejným operátorem se stejným přístrojem za konstantních provozních podmínek u stejného zkušebního materiálu, by v dlouhodobém horizontu za normálního a správného provádění zkušební metody překročil hodnotu uvedenou v normě pouze v jednom případě z dvaceti, např. r = 1,4 °C (čl. 13.2, ČSN EN ISO 13769 [1]) Mez reprodukovatelnosti, R je definována jako rozdíl mezi dvěma jednotlivými a nezávislými výsledky zkoušek, získanými různými operátory pracujícími v různých laboratořích se stejným zkušebním materiálem, by v dlouhodobém horizontu za normálního


(2)

kde x̅ μ

certifikovaná hodnota CRM nebo vztažná hodnota SWS,

aritmetický průměr výsledků opakovaných zkoušek,

R1

se rovná výrazu daným vzorcem (3):

Keywords Repeatability, reproducibility, repeatability limit, reproducubility limit, test method, test result, verification, test apparatus.

(1)

R1  ([ R 2  r 2 (1  1 / n)]

(3)

kde R

mez reprodukovatelnosti zkušební metody,

r

mez opakovatelnosti zkušební metody,

n

počet opakovaných zkoušek provedených na CRM nebo SWS.

Otázkou je, jak statisticky správné jsou výše uvedené nerovnosti, viz následující text. Statistický model Chybu výsledku stanovení lze definovat jako rozdíl mezi výsledkem a skutečnou/referenční hodnotou měřené veličiny, tj. podle rovnice: X –   e

(4)

kde X

výsledek stanovení,

μ

skutečná/referenční hodnota měřené veličiny,

ξ

chyba způsobená odchylkou od definovaných zkuš. podmínek,

e

náhodná chyba, která vzniká i za dodržení podmínek opakovatelnosti.

Rozptyl celkové chyby (X - μ) označme σ2 se rovná součtu rozptylu ξ, a rozptylu e podle rovnice:

 2    2   e2

(5)

52


Tím jsme potvrdili platnost výše uvedených kritérií dle rovnic (2) a (3).

kde σ2

celkový rozptyl za podmínek reprodukovatelnosti,

σ ξ2

složka celk. rozptylu nekontrolovatelných faktorů,

σe2

rozptyl za podmínek opakovatelnosti.

reprezentující

variabilitu

Těmto složkám celkového rozptylu odpovídají příslušné mezní hodnoty reprodukovatelnosti R a opakovatelnosti r. Jestliže R a r jsou známy z kruhových zkoušek (byly určeny např. při validaci návrhu zkušební metody), dotčená zk. norma žádá, aby dvě měření X1 a X2, naměřená za podmínek: 1. Opakovatelnosti splňovala s pravděpodobností 0,95 toto kritérium: X1  X 2  r (6) Pokud by diference byla větší než r, tj. dle rovnice (7), považovali bychom naměřené hodnoty za zatížené nadměrnou chybou (za „neopakovatelné“). X1  X 2  r

Dále je zřejmé, že nesplnění kriteria x    R1 / 2 signalizuje,

a) buď zk. zařízení/metoda reprodukovatelnosti, nebo,

Pokud by diference byla větší než R dle rovnice (8), považovali bychom opět naměřené hodnoty za zatížené nadměrnou chybou (za „nereprodukovatelné“). (9)

Pokud jsou k dispozici referenční/nominální hodnoty μ měřené veličiny, např. CRM nebo SWS materiálů, potom bychom k ověření např. „reprodukovatelnosti“ výsledků nepotřebovali dvojici hodnot X1 a X2; stačilo by jedno měření/jeden výsledek, ale musela by být splněno následující kritérium:

nesplňuje

požadovanou

mez

b) dotčená laboratoř pracuje s velkou systematickou chybou, případně že podmínky okolí byly výrazně odlišné od normálních podmínek, atp. Ad b) Normová zkušební metoda by mohla v příloze normy ještě doporučit další možnost zkušební laboratoře, jak si ověřit správnosti svého zkušebního zařízení a správnost provádění zkoušky a to mezi-laboratorním porovnáním s jinou laboratoří a se stejným zkuš. vzorkem, tj. za podmínek reprodukovatelnosti. Potom by podle zákonů počtu pravděpodobnosti a matematické statistiky:

(7)

2. Reprodukovatelnosti splňovala následující kritérium opět s pravděpodobností 0,95: P (( X1  X 2 )  R )  0,95 (8)

X1  X 2  R

že:

Var ( x –  )  Var   e   1 / n   2  1 / n

1

(15)

s kritériem hodnocení: x    R / 2n

(16)

K výše uvedené rozvaze lze ještě doplnit: - známe-li hodnoty x a μ na konkrétním zk. zařízení, potom by v průměru z mnoha opakování mělo platit že x    0 , - pokud x    0 , zřejmě je na zařízení systematická chyba, - když x –    , a P ( x –  )   /)   , - když α je hladina významnosti,

Pokud známe referenční hodnoty μ měřené veličiny a máme možnost stanovení opakovat, můžeme realizovat stanovení buď:

- ξ = 1,96 · s při α = 0,05 ξ = 1,64 · s při α = 0,1 atd, když s (resp. σ)je směrodatná odchylka náhodných chyb, - pokud z opakovaných měření x –    (existuje systematická chyba), potom ξ = 1,96. s/√n. Výběrovou směrodatnou odchylku 1/ 2   1  1n ( xi  x 2 )  s lze odhadnout ze známého vzorce s    n ( 1)   potom je ξ = t · s/√n, když koeficient t závisí na n a na α.

a) n-krát za podmínek opakovatelnosti (stejný den, v téže laboratoři, na stejné aparatuře, se stejnou obsluhou),

Závěr

b) nebo n-krát za podmínek reprodukovatelnosti (např. v n různých laboratořích, jinou dobu, na aparatuře od jiného výrobce, samozřejmě s jiným personálem).

Výše uvedenou rozvahou byla potvrzena platnost normových kritérií pro ověření/verifikaci správné funkce zkuš. zařízení dle výše uvedených vztahů (1 - 3).

P ( X )  R /  2)  0,95

(10)

(vztah vyplývá ze zákonů matematické statistiky).

Podle názoru autora:

Ad a) Volbou určité laboratoře, termínu měření, konkrétní obsluhy a zk. zařízení jsme si zvolili konkrétní systém podmínek opakovatelnosti. Potom celková chyba (x - μ) je rovna součtu chyby tohoto konkrétního systému ξ a aritm. průměru chyb e̅ za podmínek opakovatelnosti, tj. x   e

(11)

Tomu odpovídá rozptyl: Var ( x –  )  Var ( )  Var ( e )

(12)

Protože z rovnice 5 výše platí, že σξ2 = σ2 - σe2 dosazením do rovnice (12) dostaneme: Var ( x –  )   2   e 2   e 2 / n   2   e 2 (1  1 / n)

- tato možnost by se mohla doporučit při připomínkování revizí zkuš. norem formou doplňku již zavedené přílohy pro verifikaci zk. zařízení. Mohly by ji využívat i výzkumné laboratoře vyvíjející nové zkuš. metody a/nebo akreditované zkušební laboratoře či laboratoře se správnou laboratorní praxí [9, 10]. Pokud se pracuje s konkrétními hodnotami r a R, neměly by se označovat jako opakovatelnost a reprodukovatelnost, jak je to běžně v ČSN normách, ale správně jako meze opakovatelnosti a reprodukovatelnosti [7].

(13)

Protože σ2 a σe2 jsou úměrné mezím reprodukovatelnosti R a opakovatelnosti r (ve stejném pořadí), lze rovnici (13) přepsat takto: 1 (14) x    ([ R 2  r 2 (1  1 / n)]) 2


- přesnější ověření zk. zařízení skýtá mezi-laboratorní porovnání s jin/ou/ými laboratoř/í/emi a s vyhodnocením výsledků stanovení podle výše odvozených vztahů (15 - 16),

1

Rozptyl náhodné veličiny X se ve statistice označuje často buď jako Var(X) (variance X), σ2(X), s2(X), nebo D(X). 53



ČSN EN ISO 13769 (65 6067):2013 Stanovení bodu vzplanutí - Metoda v uzavřeného kelímku podle Abela.

[2]

ČSN EN ISO 3679 (65 6018):2014 Stanovení bodu vzplanutí - Rychlá rovnovážná metoda v uzavřeném kelímku.

[3]

ČSN ISO 5725-1 (01 0251):1997 Přesnost (správnost a shodnost) metod a výsledků měření - Část 1: Obecné zásady a definice.

[4]

ČSN ISO 5725-2 (01 0251):1997 Přesnost (správnost a shodnost) metod a výsledků měření - Část 2: Základní metoda pro stanovení opakovatelnosti a reprodukovatelnosti normalizované metody měření.

[5]

ČSN ISO 5725-3 (01 0251):1997 Přesnost (správnost a shodnost) metod a výsledků měření - Část 3: Mezilehlé míry shodnosti normalizované metody měření normalizované metody měření.


[6]

ČSN ISO 5725-4 (01 0251):1997 Přesnost (správnost a shodnost) metod a výsledků měření - Část 4: Základní metody pro stanovení správnosti normalizované metody měření.

[7]

ČSN ISO 3534-1 (01 0216):1994 Statistika - Slovník a značky - Část 1: Obecné statistické termíny a termíny používané v pravděpodobnosti.

[8]

ČSN ISO 3534-2 (01 0216):1994 Statistika - Slovník a značky - Část 2: Aplikovaná statistika.

[9]

Dvořák, O.: Možnosti statistického vyhodnocení výsledků laboratorních stanovení jakostních parametrů technických prostředků PO a hasiv pro potřeby certifikace. In Požární ochrana 2005. Ostrava: VŠB - TUO, 2005. s. 115 - 119. ISBN 80-86634-66-3.

[10] Dvořák, O.: Equalizing the statistical or experimental fire protection data by the practically usable probability distributions. In Security and Safety Management and Public Administration Conference. Praha: Policejní akademie ČR, 2008.

54


Interakce elektrického pole s plameny The Interaction of the Electric Field with Flames Ing. Otto Dvořák, Ph.D.1 doc. Ing. Jan Staněk, CSc.

2

Ing. Jan Koller, Ph.D.2 Ing. Pavel Hrzina, Ph.D.2 Praha ČVUT v Praze, Fakulta elektrotechnická Technická 2, 166 27 Praha 6 [email protected], [email protected] 1

2

Abstrakt Příspěvek stručně uvádí vybrané fyzikální a matematické charakteristiky plamene jako studené plazmy a popisuje experimentální zkoumání interakce mezi lihovým kahanem a vnějším vysoko napěťovým elektrickým polem generovaným mezi vodorovnými elektrodami v laboratoři. Výsledky jsou uvedeny v tabulce a grafu zhášecího napětí versus vzdálenost mezi elektrodami. Pokusy potvrdily, že zhášecí napětí je závislé na polaritě pole, vzdálenosti mezi elektrodami a na velikosti plamene. Je zřejmé, že tyto poznatky mohou mít praktické využití i v oblasti požární ochrany. Výzkum této problematiky však dosud není uzavřen. Klíčová slova Plamen, studené plazma, fyzikální charakteristiky plazmy, matematický popis plazmy, laboratorní experiment, zhášení lihového plamene, vnější horizontální elektrické pole. Abstract The paper summarizes briefly the selected physical and mathematical characteristics of a flame as a cold plasma, and describes the experimental investigations of the interaction between a spirit flame and an external high-voltage electric field generated between two metallic electrodes in a laboratory. The results are presented in a table and a graph of the extinction voltage versus the distance between the electrodes. Experiments have confirmed that the extinction voltage is dependent on the field polarity, the distance between the electrodes and the flame size. It is clear that these findings may have a practical use in a fire protection field. Research on this issue is not yet closed. Keywords Flame, cold plasma, physical characteristics of plasma, mathematical description of plasma, laboratory experiment, extinction of a spirit flame, external horizontal electric field. Úvod V plameni jsou kationty, elektrony a reaktivní radikály, které se tvoří exotermními chemickými řetězovými reakcemi hoření a dále působením reakčního spalného tepla při vyšších teplotách plamene. Když na tyto částice v plameni působí vnější elektrické pole (dále jen EP), podléhají působení elektr. sil podle Coulombova zákona a jejich pohyb je tak usměrňován ve směru polarity EP. Výsledkem jsou změny jejich distribuce v příčném i podélném směru v plameni, změny tvaru plamene a jeho velikosti, zabarvení a stability, dále je ovlivněna tvorba sazí a polutantů/toxikantů ve spalinách, snižování rychlosti chem. reakce hoření a v neposlední řadě uhasínání plamene jak v normálním gravitačním poli Země, tak i v podmínkách mikrogravitace [1].


Množství realizovaných experimentů s působením EP na plamen dokladuje řada publikací. Významnou monografií je publikace J. Lawtona a F. J. Weinbergera [2], shrnující poznatky týkající se zejména ionizace, hoření, vlivu polí na ionty a elektrony v plamenech a v neposlední řadě experimentálních technik zkoumání plamene. Od té doby uplynulo 40 let a z literární rešerše je patrno, že v tomto období byla a dnes stále je interakce mezi plameny a elektr. poli (EP) předmětem zájmu jak základního, tak i aplikovaného výzkumu. Např. T. Pedersen [3] uvádí jeden z výsledků studia, že chemická reakce C2H3O+ + H2 → H3O+ + C2H2 je limitní v mechanismu hoření metanu v plameni. F. Borgatelli [4] na základě svých poznatků konstatuje, že aktivní řízení spalovacího procesu je v současné době stálou výzvou pro vědu a inženýry, neboť existuje řada veličin a fyzikálních jevů ovlivňujících hoření, např. ionty v plameni, které lze významně ovlivňovat EP a tím i chování plamene. Výzkumníci z Hardwardské univerzity spolupracující s jinými americkými výzkumnými skupinami [5] s cílem mj. separovat EP reakční část plamene od části s dosud nezreagovaným palivem. Za tím účelem úzce spolupracují elektro-inženýři s vědci v oblasti spalování. M. Zake [6] prezentuje výsledky laboratorního a experimentálního průmyslového výzkumu se zaměřením na interakce plamene propanu a vnějším radiálním EP. Vliv EP ověřovali měřením teploty plamene, jeho chem. složení a sálání tepla spalinami. Konstatuje, že interakce plamene s vnějším EP významně ovlivňuje procesy v plameni obsažených volných elektronů a pohyb a reakci iontů ve směru působení pole. Zrychlení pohybu elektronů vede dle jeho názoru k intenzivnějším excitacím, disociacím a chem. interakcím plynných sloučenin, zatímco u kladných kationtů k intenzivnějším tokům tepla a hmoty směrem ven z plamene, což vede k deformaci jeho podélné a příčné distribuce teploty a složení v plameni. E. Sher [7] studoval zhášení uhlovodíkových plamenů nehomogenním EP na hořáku typu svíčka s polokulovitou hlavou a vodorovnou deskou nad plamenem a VN vloženým mezi deskou a hořákem. Zhášení pozoroval ve dvou fázích: v první docházelo se zvyšováním napětí ke stlačování svítící zóny plamene směrem vzhůru až do určité kritické hodnoty intenzity EP, při které nastane náhlé smrštění plamene. V druhé fázi se plameny postupně smršťovaly zvyšováním VN až do úplného jejich zániku/uhašení. Přisuzuje to vlivu EP na polarizaci reakčních meziproduktů v zóně plamene. Síly EP vždy směřují vně zóny plamene a zejména ke špičce hořáku, kde je intenzita EP nejvyšší. DARPA (Defence Advanced Research Projects Agency) př americkém Ministerstvu obrany řeší výzk. projekt „Instant Fire Suppression“. Z publikované informace [8] vyplývá mj.: plameny jsou studená plazmata sestávající z pohyblivých elektronů a pomalých kationtů. Protože typické plameny nemohou existovat bez stabilní plazmy samy sobě, tato skutečnost nabízí možnost řízení plazmy a tím i chování plamene. Řízení umožňuje jak hašení plamene, tak i jeho časově-prostorové ovládání: např. ohýbání plamenů el. póly, prostorovou lokalizaci plamenů k zabránění jejich šíření na sousední ještě nezasažené hořlavé materiály atd. Konstatují, že řešení vyžaduje ještě hodně poznatků v oblasti teorie studené plazmy, chemie a dynamiky horké části plamene atd. Řada známých ruských vědců se této problematice věnuje na vysoké úrovni. Lze uvést např. práci A. A. Bekaeva a kol. [9] z Moskevské státní technické univerzity. Popisuje pokus působení stejnosm. el. pole na plamen knotu lihového kahanu, když záporná

55


elektroda byla vedena kolem knotu do lihu a druhá, kladná, na kovovou mřížku umístěné nad plynem v určité výšce. Zajímavý je též článek G. A. Guljajeva a kol. [10] o sinergickém účinku elektr. pole a interního has. plynu při hašení plamenů. Z pokusu vyplynulo, že el. pole takto působící zesiluje has. schopnost inertu jako hasiva. Technický ústav PO testoval interakci plamene s mikrovlnným zářením lékařské hypertemické soupravy, radaru a kuchyňské mikrovlnné trouby. Výsledky jsou uvedeny ve výzk. zprávě [1]. Jak již bylo zmíněno výše, interakce EP s plameny je přisuzována přítomnosti studené plazmy v plameni. Pro dokreslení lze uvést několik útržků z fyziky plazmatu. Studená plazma obsažená v plamenech uhlovodíků je vysoce reaktivní. Obsahuje 25 % i více výše uvedených aktivních částic a radikálů typu éterů (R-O-R), esterů (R-C=O-OR), karbonylů (-COOH), karboxylů (O=C-O) a hydroxylových skupin (-OH).

Takto lze formulovat tři základní podmínky pro existenci plazmatu: a) λD << L, b) ND >> 1, c) ωτ > 1. kde ω je frekvence oscilací a τ je průměrná doba mezi srážkami elektronů s neutrálními atomy. Podrobné matematické výpočty teploty a hustot nabitých částic v malých zónách plamene jsou složité, ale řeší se. Tyto výpočty zahrnují chemické procesy, dynamiku plynů, přenos tepla a tvorbu viditelného a neviditelného světla - to vše v plynu s měnícími se vlastnostmi. Za základních rovnic popisujících elektrodynamiku ve fyzice plazmatu lze čtenářům uvést pro zjednodušení pouze základní Maxwelovy rovnice (5 - 8) a Lorentzovu sílu (9):

Stupeň ionizace plazmatu α (poměr počtu ionizovaných částic ni vůči celkovému počtu částic n) je jedním z nejdůležitějších parametrů, který určuje chování plazmatu. Závisí především na teplotě a lze ho v prvním přiblížení odhadnout ze Sahovy rovnice pro ionizovaná plazmata v termodynamické rovnováze [1, 2, 11, 12].

  ni / n  C T

3/ 2

exp  U i / kT  ; C ~ 2, 4  10 m 21

3

Matematický popis plazmy: E 

(5)

  B 0

(1)

xE  

kde ni je koncentrace jednomocných iontů, nn je koncentrace neutrálních částic, Ui je ionizační potenciál a T je teplota plazmatu. Sahova rovnice je použitelná pro plyny. Protože teploty plamenů hořící na vzduchu za barometrického tlaku jsou velmi rozdílní (cca od 700 do 3200) °C, jsou rozdílné i jejich stupně ionizace a tím i jejich reaktivita na okolní EP, viz obr. 1 [3].

 0

(6)

B t

xB  0 J  0  0

(7) E t

F  q  ( E  v xB )

(8) (9)

kde E

vektor intenzity elektrického pole [V/m],

B

vektor magnetická indukce [V.s/m2 = T],

F

vektor síly [N],

J

vektor hustoty vodivého proudu [A/m2],

q

náboj (C = A · s),

t

čas [s],

v

rychlost náboje [m/s],

ρ

objemová hustota náboje [A s/m3 = C/m3],

ε0

permitivita vákua, dielektr. konst. [A s/Vm = F/m],

μ0

magnetická permeabilita vákua [V.s/(A.m) = H/m].

1 Popis experimentu Obr. 1 Rozpětí druhů plazmatů podle hustoty elektronů a jejich teploty (K) resp. energie (v eV) Základní vlastností plazmy je dále je její schopnost odstínit vložené elektr. potenciály. Míra tohoto odstínění se definuje tzv. Debyeho délkou, λD jako tloušťkou vrstvy:

D  69 T / n 

1/ 2

resp. D  7430  kT / n 

m

1/ 2

(2)

a. generátor vysokého napětí (VN) s kabeláží, viz obr. 2, b. regulační transformátor s kabeláží, viz obr. 3, c. lihový kahan, viz obr. 4,

m

(3)

kde jsou T v K a kT v eV.

N D  1,38  106 T 3/ 2 / n1/ 2

d. kovové elektrody plechové a drátěné, viz příklad jejich pozic při pokusu na obr. 5, obr. 6 a obr. 7, e. laboratorní stojany a svěrky/klemy,

Plazma je kvazineutrální tehdy, když délka systému L (v našem případě plamene) je mnohem větší než λD. V tomto případě lokální navýšení koncentrace náboje nebo vložený potenciál jsou odstínovány na vzdálenost, která je menší než L. Hustota plazmy n musí být dostatečná, aby λD < L a počet částic ND v tzv. Debyeově kouli podle rovnice (4):


Cílem experimentu, organizovaném TÚPO a realizovaném v laboratoři ČVUT-FEL v Praze, bylo verifikovat interakci vysokonapěťového elektrického stejnosměrného pole (dále jen EP) s lihovým plamenem a hlavní faktory, které tuto interakci ovlivňují s využitím poznatků pro realizaci následných plánovaných experimentů. K experimentu byly použity následující zkušební zařízení, laboratorní pomůcky a chemikálie:

f. stopky, barometr, vlhkoměr, teploměr, svinovací metr, zápalky, g. líh.

kde T je v K (4)

56


Obr. 2 Generátor VN

Obr. 6 Pozice plechových eld při pokusu

Obr. 3 Regulační transformátor

Obr. 7 Pozice eldy z drátu při pokusu ad a:

VN generátor s vinutím VN transformátoru a vakuovou polovodič. diodou umístěnými v boxu naplněným transform. olejem, Výstupní napětí: do 60 kV st.

ad b: Regulační transformátor je napojen na primární vinutí VN generátoru s regulací od (0 do 220) V/50 Hz a je osazen voltmetrem a ampérmetrem. Obr. 4 Lihový kahan

ad c:

Kovový lihový kahan s náplní 125 ml lihu.

ad d: Byly testovány následující elektrody o rozměrech: - EL1: (255x158x1) mm z hliníkového plechu, - EL2: (260x229x2) mm z nerezového plechu, - EL3: (300x300) mm z nerez pletiva, velikost oka (9x9) mm, ø drátu 0,5 mm, - EL4: (200x200) mm z nerez pletiva, velikost oka (3x3) mm, ø drátu 0,5 mm, - EL5: z Cu drátu o ø 1 mm ve tvaru L. ad g:

Líh obsahoval 95 % obj. etanolu a 5 % obj. metanolu.

Postup měření

Obr. 5 Pozice plechové a drátěné eldy při pokusu


Pod ústí ustáleně hořícího plamene lihového kahanu s nastavenou výškou plamene Hpl byla upevněná ve vodorovné pozici plochá kovová elektroda (dále jen elda) a v definované výšce h nad ní byla vodorovně fixována druhá kovová elda pomocí labor. stojanu a klemy. Pomocí kabelů byl následně připojen na jednu eldu plus pól a na druhou mínus pól VN zdroje. Po zapnutí VN zdroje bylo postupně zvyšováno napětí na eldách a současně se vizuálně a fotograficky zaznamenávala reakce plamene s cílem nalézt minim. zhášecí napětí Uzh a dobu uhašení τ pro dané uspořádání. 57


Byly testovány následující scénáře s plamenem o výšce Hpl = 20 mm: I Horní elda připojená na plus pól a dolní elda na mínus pól zdroje:

Tab. 1 Zhášení lihového plamene při uspořádání eld podle 1/II Hpl [mm]

h [mm]

Uzh [kV]

I [mA]

τ [s]

Eldy (polarita +, -)

1-2

EL1 (-), EL2 (+)

2-3

EL3 (-), EL4 (+)

20

40

15

n

a. horní elda EL2 a dolní elda EL1 ve vzájemné vzdálenosti 40 mm a 60 mm,

20

65

24

n

1-2

b. horní elda EL3 a dolní elda EL4 ve vzájemné vzdálenosti 40 mm a 60 mm, viz obr. 5.

20

60

10

n

1-2

EL5 (-), EL2 (+)

20

35

5

n

10

EL5 (-), EL2 (+)

II Horní elda připojená na mínus pól a dolní elda na plus pól zdroje:

U (kV)

20 15 10

0

Při obou testovaných vzdálenostech mezi vodorovnými plechovými eldami docházelo zvyšováním napětí k deformacím a zjevné nestabilitě plamene, jehož výška se měnila, většinou zmenšovala, ale bez uhašení plamene. Pokus byl vždy přerušen při napětí, kdy došlo k jiskření na hořáku nebo ke zkratu plamenem mezi deskami.

b.

Reakce plamene byla obdobná jako v případě a. s nepatrně menším vlivem EP.

h (mm) 0

50

100

Obr. 9 Závislost Uzh = f(h)

c. horní elda EL5 se svislou částí v ose plamene a se špičkou ve výšce 60 mm nad dolní eldou EL1, viz obr. 7.

a.

y = 0,2x - 2

5

b. horní elda EL3 a dolní elda EL1 ve vzájemné vzdálenosti 40 mm a 60 mm, viz obr. 6,

ad 1/I:

y = 0,36x + 0,6

25

b. horní elda EL3 a dolní elda EL4 ve vzájemné vzdálenosti 40 mm a 60 mm,

2 Výsledky zkoušek

EL3 (-), EL4 (+)

30

a. horní elda EL2 a dolní elda EL1 ve vzájemné vzdálenosti 40 mm a 60 mm,

Laboratorní podmínky: teplota ovzduší = 23 °C, barometr. tlak = 1018 hPa, relat. vlhkost vzduchu = 60 %.

EL1 (-), EL2 (+)

Závěr Experiment potvrdil, že plamen lihového kahanu, jako reprezentant uhlovodíkových plamenů, lze účinně zhášet stejnosměrným VN EP , když má hořák, resp. elektroda pod plamenem kladnou polaritu a elektroda nad plamenem zápornou polaritu. Opačná polarita nevedla ke zhášení, pouze deformovala plamen. Velikost zhášecího napětí je závislá nejenom na vzdálenosti kladné a záporné elektrody od sebe, ale též na velikosti plamene. Pro dané uspořádání pokusu byla tato závislost kvantifikována pro výšku plamene 20 mm. Vyšší zhášecí efekt prokázalo nehomogenní el. pole, realizované slabým drátem, v porovnání s EP realizovaným plechovými/drátěnými elektrodami. Poznatky budou využity pro návrh a realizaci scénářů hašení uhlovodíkových plamenů směrem k praktickému využití pro hašení požárů.

ad 1/II:


a.

Při obou testovaných vzdálenostech mezi vodorovnými plechovými eldami docházelo zvyšováním napětí k deformacím a zjevné nestabilitě plamene, změně jeho zbarvení, zmenšování výšky a následně zhasnutí plamene, viz obr. 8 a tab. 1.

[1]

Dvořák, O.; Ševčík, L.; Karl, J.: Dílčí výzkumná zpráva s výsledky řešení za r. 2013 DVÚ č. 5 „Hašení požárů elektromagnetickým polem“. Praha: MV-GŘ HZS ČR, Technický ústav požární ochrany.

b., c. Reakce plamene byly obdobné jako v případě a. s nepatrně vyššími časy zhášení.

[2]

Lawtona, J.; Weinberger, F.J.: Electrical Aspects of Combustion, University of London: Clarendon Press Oxford a jeho překlad D. Lautona a F. Vajnerrghra do ruštiny Moskva: Energija“, 1976.

[3]

Pedersen, T.: Simulation of electric field effects in premixed flames. Combustion and Flame, Vo. 94, No. 4. 1993, pp. 433448.

[4]

Borgatelli, F.: Behaviour of a small diffusion flame as an electrically aktive component in a high-voltage circuit. Combustion and Flame, Vo. 159, No. 1, 2012, pp. 210 - 220.

[5]

Dostupné na: http://www.thecrimson.com/article/2011/3/29/ electrical-flame-field-scientists/.

[6]

Zake, M.: Enhanced Electric Field Effect on a Flame, Journal of Enhanced Heat Transfer, Vol. 5, No. 3, 1998, pp. 139 - 163.

[7]

Sher, E. at all.: Extinction of Flames in a Nonuniform Electric Field. Combustion Science and Technology, Vo. 87, No. 1-6, 1993.

[8]

Dostupné magentic/.

[9]

Bakaev, A.A. at all.: New Fire - Extinguishing Method. Russian Engineering Research, Vol. 32, No. 1, 2012, pp. 75-77.

d.

Nehomogenní EP s velkou intenzitou před špičkou drátu se jevilo jako nejúčinnější, viz obr. 8 a tab. 1.

Data z tab. 1 jsou pro názornost vynesena do grafu Uzh versus h, viz obr. 9 níže. Jsou zatížena nejistotou s těmito hlavními zdroji: byla realizována pouze dvě měření (dvě různá h), každé měření (pro jedno h) bylo bez opakování, není zohledněna rozdílnost zhášecí doby τ a rychlosti nastavení Uzh.

a)

b)

c)

Obr. 8 Reakce plamene na zvyšování intenzity EP: a) před zapnutím zdroje VN, b) při překročení mezní hodnoty U, c) zhasnutí plamene


na:

http://www.wired.com/2008/05/electro

58


[10] Guljajev, G.A. at. All.: Ob efektech sinergizma při sovmestnom dejstvii električeskovo polja i inertnovo razbavitělja na gazofaznaje plamene, 1986, pp. 57-59. (v ruštině) [11] Chen, F.F.: Úvod do fyziky plazmatu. Praha: Academia, 1984. [12] Peratt, A.L. (1996).: "Advances in Numerical Modeling of Astrophysical and Space Plasmas". In Astrophysics and Space Science 242 (1-2): 93-163.


59


Some Comments on Explosion Parameters and Inert Effect on the Explosion Limits of the Flammable Gases and Liquids MSc Eng. Paulina Flasińska Institute of Industrial Organic Chemistry, Chemical Safety and Static Electricity Department 6 Annopol Str., 03-236 Warsaw, Poland [email protected] Abstract Extremely important is ensured the safety wherever the flammable substances are transported, stored and processed. Hence, it is necessary to know their explosion parameters and how minimize the risk of explosion. The present work shows one method of the reducing that risk: an inertisation. Nitrogen was used as an inert gas. There was proposed the procedure of the determination of limiting oxygen concentration (LOC) according to international standards EN 1839 (method B) and EN 14756. The experiments were carried out for selected chemicals: hydrogen, methane, hexane, ethanol. In a triangular diagrams there were shown the explosion areas for the tested substances. The results were compared with previous references which were discussed. Certainly, our experiments can provide specific knowledge of the explosion hazards and will be helpful in assessing the risk of explosion in our workplaces. Keywords Explosion limits, limiting oxygen concentration (LOC), inertisation, flammable substance. 1 Introduction The purpose of this research is to understand the explosion properties of flammable gases and liquids. Frequently, the dangerous goods are involved in the technological processes. Their inappropriate use or storage can cause explosion or toxic hazard. Therefore, the characteristic of the flammable substances have to be known during conducting processes. Knowledge of the explosion parameters allows to assess the risk level and adapt equipment for safe use. With the growth of chemical industry, there have been numerous catastrophes including explosions of large containers with air mixtures of various chemicals. A good, representative example of such catastrophe was an explosion in 1974 in Nypro localised in Flixborough, UK, where approximately 80 t of 155 °C hot cyclohexane was released due to an installation damage. The liquid cyclohexane immediately formed steam cloud and formed highly explosive cyclohexane-air mixture. Because of the disaster occurred during the weekend, only 28 people were killed and hundreds other were injured in the nearby sites. In order to increase the safety of both workers and infrastructure of the chemical industry, a large branch of laboratory work was developed in order to determine proper conditions as well as threshold limit values of substances used in the industry. Due to great hazard occurring during various processes, it is vital to determine parameters that influence the effect of conflagration or explosion. Including:

This article discusses gases and liquids explosion properties and how the inert effects on the explosion limits. Flammable gases or liquids may form explosive atmospheres of gas/vapors in air [1]. Studies of the explosion parameters can help to know the combustion properties and explosion behaviour. In addition, these data provide relevant information which can be used while designing technological processes. 2 Characterizing explosion parameters Explosion limits: According to EN 1839 the lower explosion limit (LEL) is the lowest concentration of the flammable mixture at which is not possible explosion due to an ignition source. Upper the explosion limit (UEL) is the upper concentration of flammable mixture at which is not possible explosion due to an ignition source. These values are confirmed by 5 tests. Between the LEL and the UEL there is the explosion range. The mixture will not burn when is considered too lean or too rich. The explosion limits are two most important properties of flammable gases and vapors. Temperature and pressure have an impact on the explosion limits. Generally, pressure has little effect on the LEL. Whereas the UEL increases significantly with pressure. The UEL increases and the LEL decreases with temperature. The addition of inert gas (eg. N2, H2O, CO2) reduces the amount of oxygen in the flammable mixture and the explosion range decreases. Many data for the explosion limits derive from theoretical methods. There are some methods for calculating these. One of them based on reaction stoichiometry [2]. Theoretical methods use also vapor pressure of the flammable substance [3] or the number of carbon and hydrogen atoms present in the chain [4]. Sometimes the theoretical values have some differences from experimental data. Hence, it is so important to determine these parameters in the laboratory.

• physical and chemical properties of the substance (state of matter, density, heat of combustion, etc.),

Fig. 1

• characteristics of the space in which technological process take place,

Limiting oxygen concentration: In previous standards and regulations the limiting oxygen concentration (LOC) was known as the minimum oxygen concentration (MOC). The LOC is defined as the amount of oxygen below which combustion of the flammable substance-oxygen-inert mixture is not occurred. The LOC depends on used inert gas, temperature and pressure. This parameter has particular an application in fire safety engineering. In accordance

• properties of the combustible mixture, • properties of the source of ignition, • reactivity of the substance while in contact with other substances.


60


to EN 14756 the LOC is calculated based on the limiting air concentration (LAC): LOC  0, 209 LAC

[mol%]

(1)

Common way of presenting the LOC is a triangular diagram. The typical diagram shows dependence between concentrations of three components - flammable substance, air and intert gas. The diagram describes also the flammability zone for the determined substance (Fig. 1). 3 Research stand and method However, stoichiometric methods give overview, the experimental methods give not only values of the explosion parameters but also show the phenomena which accompanies these processes. Apparatus: Experiments were performed in a close spherical, acid-proof, steel test vessel of 20 dm3 internal volume. The general view of the research stand is shown in Fig. 2. The apparatus was designed and constructed by firm ANKO and Institute of Industrial Organic Chemistry. The whole device consists of explosion vessel, pressure and temperature sensors, vacuum pump, cooling system, stirrer and computer. The transmission computer interface is established for catching the explosion pressure - time corresponding records after an explosion. Using that vessel it is possible to measure the explosion pressures up to 16 bar and to work at a maximum temperature of 150 °C. The ignition source is a fusing wire, placed at the center of the test vessel. An igniter releases 10 - 20 J of energy. The device initiating the measurement is established in accordance with EN 1839.

The determination of the explosion limits were performed according to EN 1839 whereas the limiting oxygen concentration was carried out in accordance to EN 14756. In our study nitrogen was used as an inert gas because of his universality, cheapness and availability. Methane: In the first series of experiments the explosion limits were determined for methane at 25 °C and atmospheric pressure. The value of the LEL is equal to 4,6 mol%. In this case, we received the excellent agreement between our LEL and literature data [5]. Whereas the experimental upper explosion limit is 17,2 mol% and higher than in the previous references [3, 6]. Second part of the experiments was the determination of the limiting oxygen concentration. According to EN 14756 the detect of the LOC is highly difficult in particular because of the verbal description. To start the determination of this parameter the explosion limits are required. In order to carry out the tests, the test substance concentration shall be corrected with xts = 1,2 LEL. Next, the new explosion limit must be obtained by different air and inert concentration starting from 50 mol% and constant molar fraction of test substance xts. The increment of inert shall be 5 mol%. Hereby the explosion limit can be obtained. The inert fraction of this explosion limit is xin and the air fraction is xair. This point is probably the apex of the explosion range. Afterwards it should be decided which test procedure to use: short or extended. In the short procedure only the area around the apex is investigated, while in the extended procedure the full explosion range is studied. This choice depends on the formula below: UEL  0,8 100 – xair 

(2)

If the inequality is satisfied, the short procedure shall be applied. In the studies of methane the short procedure was used. Four additional tests were conducted with xair. For methane the step size was 0,2 mol%. In addition the confirmation of the limiting air concentration was carried out with 0,8 xin, and is in the apex of the explosion range. The results were demonstrated on the triangular diagram. The flammability triangular diagram was shown in Fig. 3. The explosion area is marked in orange. It means the mixture of methane-air-nitrogen creates the explosive mixture in this all concentration area. The filled black squares denote inflammable mixture. As can be seen in diagram, the LOC is 6,7 mol% for methane. In other publications this value is equal 6,6 mol% [7] so this result can be considered as successful.

Fig. 2 Method: The tests are performed in the following way: the pressure in the test vessel is reduced to below 10 mbar, then the sample is then injected into the vessel, after that, air is loaded into the vessel up to the atmospheric pressure, the mixture in the vessel is stirred and next has stabilized without stirring for 3 minutes. Afterwards the mixture is ignited and the data from the pressure sensor are processed by the computer. The criterion of explosion for vapors is 0,06 bar. If the explosion pressure exceeds this value, the result is considered as positive and this vapors mixture with air is explosive. 4 Results and discussion The purpose of this research was to determine the experimental explosion parameters: the low explosion limit (LEL), the upper explosion limit (UEL), the limiting oxygen concentration (LOC). Ostrava 3. - 4. září 2014

Fig. 3 Hydrogen: The study was conducted at 25 °C and atmospheric pressure. The explosion parameters are exactly: the LEL 4,0 mol%, the UEL - 78,4 mol%. The results of the determination of the explosion limits were the basis for the start of the study 61


of the limiting oxygen concentration. Series of tests began from xH2 = 1,2 LEL and with 50 % nitrogen content in the mixture. In that way the apex of the explosion area was determined. For hydrogen xin is 72,5 mol% and xair is 22,7 mol%. Therefore, the inequality (2) is not satisfied, the limit concentration of air (LAC) was determined in accordance with the extended procedure. The results plotted on a triangular diagram (Fig. 4). The LAC was read from the diagram and it is 17,5 mol%. The value of the LAC has been confirmed in five additional shots. Using the formula (1) value was calculated limiting oxygen concentration. The LOC is 3,7 %.

the literature data follows from the use other testing system [3]. Also it is known the explosion range increases with the higher temperature. Having the explosion limits, the determination of the LOC was started. Firstly, the tests were conducted with xts = 1,2 LEL. Then the inert fraction xin (50,5 %) and the air fraction is xair (46,3 %) were obtained. Next the inequality above was calculated and the result of this decided to carry out the studies using the short procedure. The results of the experiments were illustrated in the triangular diagram (Fig. 6). As can be seen, the LOC of ethanol is 9,7 mol%. Our experimental value is approximated to the literature data [7, 8].

Fig. 4 Fig. 6 Hexane: For hexane our LEL is 1,0 mol%, while our UEL 8,8 mol%. The tests were performed at 40 °C and atmospheric pressure. In order to determine the apex of the explosion area, the study began from xC6H14 = 1,2 mol% and 50 % nitrogen content in the mixture. The determined xin is 61,0 mol% and xair is 37,8 mol%. Therefore, the inequality (2) is satisfied, the LAC was determined in accordance with the short procedure. The final results were plotted on the triangular diagram (Fig. 5). The LAC of hexane is 37,8 % whereas the LOC is equal to 7,9 %.

Fig. 5 Ethanol: For ethanol we set the test temperature as 120 °C and atmospheric pressure. The explosion range was determined and is equal from 2,6 mol% to 22,0 mol%. Difference between our experimental values, in particular concerning the UEL, and Ostrava 3. - 4. září 2014

5 Conclusion The research of the LOC showed how to prevent the explosions and the fires. Analyzing the triangular diagrams above, it can be concluded that even a small addition inert gas (in this case nitrogen) may cause the mixture will not be flammable at a given concentration. Because of the improvement of safety in industries, transport and storage of the flammable substances, these results are of the particular value and can be applied. The results were obtained for hydrogen, methane, hexane and ethanol and compared with literature data (Tab. 1). It should be noted that the determination of the limiting oxygen concentration is extremely difficult to study and carry out that is time-consuming and laborious process. This difficulty is caused the intricate provisions in the standard [9]. In addition this standard is inconsistent - refers to the standard for the explosion limits [10], but there is not close with relationship with that. It should be noted with regard that the guidelines for the conducting of research often are senseless and repeatedly the studies of dangerous goods for classification base on that standards. As an example can be given the research results for hexane which were shown in the standard. According with that the LEL was determined at an ambient temperature but the UEL - at 40 °C while the LOC was determined at 100 °C. Why does that difference occur in the temperature? Earlier, the standard reports that all these tests should be done at one temperature. This example merely confirms that the standards are not always accurate and reliable. The literature also is in doubt. In general, the authors of these publications report the results of studies from the 50 s of the last century (and they have been collected in the extensive work of HF Coward and GW Jones Fri "Limits of Flammability of Gases and Vapors"). It should be noted that these studies were performed using a different apparatus and in accordance with other standards or procedures. Authors often neglect the conditions of the determination and do not give any information about them. As already mentioned, the explosion limits and the limit oxygen 62


concentration strictly depend on temperature and pressure. It is worth noting that there are also differences between our test stand and apparatus which were presented in the publications. The biggest difference is another method of producing the mixture of steam air. In our apparatus, the mixture is prepared inside the vessel. The test stands which are presented in other publications, are provided in a device for preparing the mixture. Then the ready mixture is introduced into the vessel. Method of preparing a mixture of steam and air may also influence the results. After a series of studies and comparing our results with literature data, it is noted that with our system we obtain a wider explosion range of determined substances. However, this is a general tendency of our measurement system. Taking into account security considerations, the results of our studies are significant and it shows a more complete picture of substance properties. Described research allowed to know the inertisation of the explosive atmospheres. The experimental results confirmed the validity of assumptions, the explosive range narrowed with the addition of an inert gas into the mixture, the explosion pressure decreased in the final stage of testing became a non-flammable mixture. Tab. 1 Comparison of the LOC by different methods for selected substances Research method

Calculated by stoichiometric method [4]

Name of substance

Our experiments and results

Standard data EN 14756 [9]

Literature data

hydrogen

3,7 %

4,4 %

4,7 % [6] 5 % [11]

4%

methane

6,7 %

-

9,9 % [7] 10,7 % [6] 12 % [11]

9,2 %

hexane

7,9 % (at 40 °C)

8,3 % (at 100 °C)

12 % [11]

9,5 %

ethanol

9,7 % (at 120 °C)

-

9,8 % [12] 8,6 % [7]

7,8 %

References [1]

Flasińska, P.; Frączak, M.; Piotrowski, T.: Explosion Hazard Evaluation and Determination of the Explosion Parameters for Selected Hydrocarbons C6 - C8, Central Journal of Energetic Materials, 2012, 9(4), 399-409.


[2]

Crowl, D.A.; Louvar, J.F.: Chemical process safety: fundamentals with applications, vol. 2, Prentice Hall PTR, New Jersey, 2002, 225-267.

[3]

Coronado, C.J.R.; Carvalho, Jr.J.A.; Andrade, J.C.; Cortez, E.V.; Carvalho, F.S.; Santos, J.C.; Mendiburu A.Z. 2012: Flammability limits: A review with emphasis on ethanol for aeronautical applications and description of the experimental procedure, Journal of Hazardous Materials, 2012, 241-242, 32-54.

[4]

Shimy, A.A.: Calculating Flammability Characteristics of Hydrocarbons and Alcohols, Fire Technology, 1970, 6(2), 135-138.

[5]

Gieras, M.; Klemens, R.; Rarata, G.; Wolański, P.: Determination of explosion parameters of methane-air mixture in the vessel of 40 dm3 at normal and elevated temperature, Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2006, 19, 263-270.

[6]

Zlochower, I.A.; Green, G.M.: The limiting oxygen concentration and flammability limits of gases and gas mixtures, Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2009, 22, 499-505.

[7]

Razus, D.; Molnarne, M.; Fuß, O.: Limiting oxygen concentration evaluation in flammable gaseous mixtures by means of calculated adiabatic flame temperatures, Chemical Engineering and Processing, 2004, 43, 775-784.

[8]

Brooks, M.R.; Crowl, D.A.: Flammability envelopes for methanol, ethanol, acetonitrile and toluene, Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2007, 20, 144 - 150.

[9]

PN-EN 14756, Determination of limiting concentration of gases and vapours, 2008.

oxygen

[10] PN-EN 1839, Determination of explosion limits of gases and vapours, European Committee for Standardisation, Brussels, 2013. [11] Crowl, D.A.: Minimize the Risks of Flammable Materials, CEP Magazine, 2012. [12] Brooks, M.R.; Crowl, D.A.: Hazards Evaluation Laboratory Michigan Technological University Houghton, Michigan, 2001.

63


Investigation of the Influence of Nozzle Inclination Angle and Output on the Size of Sprinkling Area and Intensity of the Spray Jerzy Gałaj, PhD.

Application of the spray to fire protection area

Sławomir Bąk, MSc.

In order to extinguish the fire, different ways of water application are used. It can be applied using the nozzles, water monitors, sprayers, sprinklers, and even aircraft, where it is applied in the form of the discharges. Any way is good as far as it is effective. The most common method of delivering water for the purposes of fire extinguishing is to apply it using firefighting jets. A division of them is shown in Fig. 1. Among sprayed mist jets can be distinguished, where average droplet diameters δ are less than 1000 μm (see Fig. 1). Streams containing small droplets are of very good extinguishing properties resulting from a great amount of heat received from burning materials. The great total surface of water droplets causes its quick evaporation. In addition to many advantages of the spray there are also some drawbacks. For example one of them is a significantly smaller distance in comparison with solid jets, for which one can provide this type of extinguishing agent (Wilczkowski, 1999).

The Main School of Fire Service, Faculty of Fire Safety Engineering 52/54 Slowackiego St., 01-629 Warsaw, Poland [email protected], [email protected] Abstract A main purpose of this work was to investigate the influence of water nozzle inclination angle and output on the size of sprinkling surface as well as sprinkling intensity. These measures are important for extinguishing process using the spray generated by water nozzles. Research object as well as measurement method and stand are described in this paper. The following values of sprinkling area and intensity for four different inclination angles of: 30, 35, 40 and 45º and four different outputs: 100, 200, 300 and 400 dm3/min in both tabular and graphical (histograms) forms are given. Analysis of the results obtained during the experiments was performed. General conclusions were formulated based on the analysis results. It has been concluded among the others, that the obtained results can be useful for validation of computer model simulating extinguishing process using spray applied by water nozzles. Keywords Water nozzle, sprinkling intensity, sprinkling surface, sprayed stream, extinguishing effectiveness. Introduction The effectiveness of the use of water as the extinguishing agent depends on many factors. The effective result of fire extinguishing is achieved by applying the water to fire under high pressure. In addition, a degree of dispersion of the stream is of a great significance. Water in fire protection is typically used in two forms: solid and spray streams. Currently, there is a tendency to use the latter one. Scientific experiments show that this form of water stream has a greater surface by which heat is transferred and thus enhances the obtained effect of extinguishing (Bielecki, 1996; Grimwood et al., 2005; Grimwood, 2008; Kaleta, 1985; Konecki et al., 2003; Mawhinney et al., 1996; Zbrożek et al., 2009). Moreover, the use of spray during firefighting provides less water consumption, and consequently lower costs and smaller fire losses. The advantages of the water stream in the form of sprayed streams cause that they found common application in the nozzles, which are currently the main equipment used during firefighting operations. The main purpose of the research work is to examine the influence of angular position and water capacity of the nozzle Turbo Master on the location and the size of the surface and sprinkling intensity. According to the authors' knowledge, this type of test for such nozzle has been carried out for the first time in Poland, The results obtained can be used to evaluate the range and extinguishing effectiveness of tested nozzle depending on its angular position and flow rate of the water. They can also be useful in the validation process of extinguishing models (Novozhilov et al., 1997; Novozhilov et al., 1999; Mc Grathan, Kevin, 2006; Gałaj, 2013). The work consists of a descriptive part, which discusses the use of sprayed streams in fire protection and an experimental part, which provides a description of the subject of research, the measurement method and the results obtained, as well as their analysis. At the end of the work the conclusions formulated on the basis of the carried out analysis are included. Ostrava 3. - 4. září 2014

Fig. 1 Division of firefighting water jets (Wilczkowski, 1999) A spray containing drops of medium diameters in the range of 1000 - 3000 μm is a stream of surface effect. It covers larger area than the solid one and has a significant cooling effect resulting from the greater heat convection surface and ability to evaporate. Minor water damage and the ability of the deposition of dust and fumes are also advantages of the spray. It can be used indoors during dumping down and defending objects and materials situated near a combustion zone. They are also used for extinguishing of solids, loose and fibrous as well as gradual cooling of hot surface, which could be distorted, collapsed or damaged. Mist jet containing drops of medium diameters in the range 10 - 999 μm is a stream of space effect. A strong break down of water stream into drops under high pressure significantly reduces the time needed to extinguish. They are more often applied to extinguishing of internal fire due to the small water losses. Semi-solid bodies such as tar, grease or wax, flammable liquids lighter than water as well as electrical equipment under voltage can be extinguished by mist jets. The ability to sedimentation and displacement of the smoke gives them the possibilty to control it. The disadvantage of mist jet is a small range and susceptibility to air movements but thanks to good spraying firefighter is better protected against radiant heat. The theoretical and experimental investigations have been shown, that sprayed stream consisting of the drops with an average diameter of around 350 μm has the best extinguishing properties (Grimwood et al., 2005; Grimwood, 2008; Kaleta, 1985; Mawhinney, 1996; Zbrożek et al., 2009). Firefighters applying sprayed stream and forming protective umbrella by the use of mist stream are shown in Fig. 1 and 2, respectively.

64


Tests were performed in Fire Station No. 2 in Stalowa Wola. The following equipment was used to carry out the experiments: nozzle Turbo Master, vice serving as the tripod, handle made of metal sheet serving as fastener of the tripod stand with the nozzle, fire-rescue vehicle with mounted pump GBA 2/24, fire hose line W52 with adapter 75/52, plastic containers serving as measuring containers, warning bollards, as well as measuring tools like: stopwatch, meter, bucket with the scale and angle level applied to set the angle between nozzle and horizontal plane. View of measuring stand before and during test are shown in Fig. 5 and 6.

Fig. 2 A view of firefighter applying sprayed stream (Bąk, 2014)

Fig. 5 View of measuring stand before test

Fig. 3 A view of firefighter forming protective umbrella by the use of mist stream (Bąk, 2014) A description of the tests The subject of the tests was water nozzle Turbo Master. It makes possible to obtain three types of water firefighting jets: solid, spray and mist. It has an adjustable flow of rate using a rotary ring and integrated function of cleaning (rinsing). Flow of rate can be regulated according to the following ranges: 100 - 200 300 - 400 - rinsing (in dm3/min). Dilation angle of sprayed stream can be continuously regulated by rotating of nozzle head (up to 160°). Cleaning function can be initiated by rotating the ring to the extreme left position, which enables rinsing of pollutants with a diameter of up to 6 mm. Turbo Master working at the flow rate of 400 dm3/min and a pressure of 0,6 MPa creates water droplets of average diameter of about 450 μm. Higher pressure and/or less flow rate causes reducing of droplets size to approximately 200 μm. Stream enables sufficient protection against the effect of high-voltage jump to 380 kV required by DIN standard VDE0132 at the maximum value of the flow rate. The operating pressure of the nozzle is 0,6 MPa, while the maximum pressure is 1,6 MPa. View of the nozzle Turbo Master is shown in Fig. 4.

Fig. 4 Water nozzle Turbo Master (Bąk, 2014) Ostrava 3. - 4. září 2014

Fig. 6 View of measuring stand during test Tests were carried out for the sprayed stream of dilution angle of 60° at constant operating pressure equal to 0,6 MPa. The nozzle was located at height of 1,2 m commonly used by firefighter during extinguishing operations. Experiments for different angular positions of the nozzle in vertical plane α (30°, 35°, 40°, 45°) and different flow of rates Q (Q = 100 dm3/min, Q = 200 dm3/min, Q = 300 dm3/min, Q = 400 dm3/min) were performed. The first value obtained during tests was the maximum range of the spray. The scheme of measuring stand used for determination of the maximum range according to standard EN 671-1 is presented in Fig. 7. The second value obtained during tests was the size of sprinkling area. Due to the fact that its shape was similar to the ellipse, formula P = π · a · b for area of ellipse was utilized to determine sprinkling area, where: a, b - ellipse semi-axis (Fig. 8). The last value obtained during experiments was sprinkling intensity determined in selected five points of sprinkling area (see Fig. 8). It is the quantity of water per unit area and time. It was calculated in accordance with the following formula: 60  1000  V Iz  [mm/min] (1) F t where F

area of measuring vessel [m2],

V

volume of water in measuring vessel [m3],

t

measurement time [s]. 65


Five plastic containers with dimensions of 320 x 520 x 210 mm were used in the experiments. Four of them were arranged with a special attention on the outer perimeter of the sprinkling area inside it (see Fig. 8). Five containers were located there, where the sprinkling intensity seemed to be the biggest. Scheme of the arrangement of measuring containers is shown in Fig. 8.

9. Writing and saving the measured values. 10. Arrangement of the containers in accordance with the diagram shown in Fig. 8. 11. Application of sprayed stream (opening the ball valve) along with the simultaneous starting of stopwatch measuring time of the current test. 12. Stopping of sprayed stream after filling more than 50 % of the volume of the container No. 4 (where sprinkling intensity seemed to be the biggest) or after 90 seconds (closing the ball valve of the nozzle) along with stopping the stopwatch. 13. Pouring water from every container to measuring bucket in order to read the volume. This action should be repeated five times (for all five containers). 14. Writing and saving the values of all measured volumes and time. 15. Repeating of actions described in items 3 - 14 for all combinations of inclination angles and flow rates of the nozzle.

Fig. 7 Scheme of measuring stand for the study of the maximum range of sprayed stream applied by the nozzle (PN EN 671 - 1:2012); A - mounted pump, B - nozzle Turbo Master, α - inclination angle in deg (angle between nozzle axis and horizontal plane), lmax - the maximum range of the stream in m

Results and their analysis The maximum ranges of sprayed stream obtained for different angles α and flow rates Q at operating pressure of 0,6 MPa are presented in the graphical form of histograms in Fig. 9. The values are also included in Tab. 1. 14

ɲ

12 10

30°

8

35°

6

40°

4

45°

2 0 Q=100 dm3/min

Fig. 8 Scheme of the arrangement of the containers (blue rectangulars with digits from 1 to 5) and bollards (yellow circles) (a and b - small and big ellipse semi-axis)

The study of the maximum range of the spray as well as area and intensity of sprinkling was conducted according to the following procedure:

Q=200 dm3/min

Q=300 dm3/min

Q=400 dm3/min

Fig. 9 The values of the maximum ranges of sprayed stream in m for different inclination angles and outputs of the nozzle

Tab. 1 The values of the maximum ranges of sprayed stream in m for different inclination angles and outputs of the nozzle (the lowest value - red colour, the highest value - green colour) α [deg]

30

35

40

45

100

8,05

8,00

6,1

3,8

2. Setting the operating pressure of 0,6 MPa at the outlet of the nozzle by regulating the rotor pump rotation.

200

10,50

8,65

8,2

7,0

300

12,20

10,00

8,5

11,0

3. Setting the proper inclination angle of the nozzle α by the use of angular level (30°, 35°, 40° or 45°).

400

8,60

8,90

9,4

10,0

1. Setting of the nozzle head in the position corresponding to the studied sprayed stream.

4. Setting the proper flow rate Q using a rotary ring (100 dm3/min, 200 dm3/min, 300 dm3/min or 400 dm3/min). 5. Application of the sprayed stream by opening the ball valve of the nozzle. 6. Putting four warning bollards in the points indicated by sprinkling area (shown in Fig. 8). 7. Stopping of sprayed stream application by closing the ball valve of the nozzle. 8. Measurement of the distance from the nozzle-tip to the farthest point of sprinkling area as well as small a and big b ellipse axis by the use of the measuring meter. Ostrava 3. - 4. září 2014

Q [dm3/min]

The histograms shown in Fig. 9 and the values listed in Tab. 1 show that with the inreasing angle α (30 ÷ 45°) at flow rate Q = 400 dm3/min the maximum range of sprayed stream rises from 8,6 m do 10 m. In turn, at flow rates of 100, 200 and 300 dm3/min with increasing angle α the maximum range decreases (the exception is the range measured at angle α = 45° and Q = 300 dm3/min, which could be connected with measuring error caused by momentary air movement). Increasing flow rate from Q = 100 dm3/min to Q = 300 dm3/min causes increase in the maximum range of the spray (from 8,05 to 12,2 m at α = 30º, from 8 to 10 at α = 35º, from 6,1 to 8,5 m at α = 40º and from 3,8 to 11 m at α = 45º). At maximum output Q = 400 dm3/min, except 66


case when α = 40° (from 8,5 to 9,4 m), the maximum range slightly decreases compared to the other tested outputs (from 12,2 to 8,6 m at α = 30º, from 10 to 8,9 m at α = 35º, from 11 to 10 at α = 45º). The maximum value of the spray range equals to 12,2 m (marked by green colour in Tab. 1) has been reached at Q = 300 dm3/min and α = 30°. The minimum value of the spray range equals to 3,8 m (marked by red colour in Tab. 1) was received at Q = 100 dm3/min and α = 45°.

Tab. 3 The values of sprinkling intensity in mm/min for different outputs of the nozzle at α = 45º (the highest value - green colour, the lowest value - red colour) No of container

100

200

300

400

1

8,01

4,01

4,01

4,01

2

4,01

6,01

6,01

0,80

The sprinkling areas calculated based on the measured ellipse axis for different inclination angles and outputs of the nozzle at operating pressure 0,6 MPa are presented in the form of histograms in Fig. 10. The resulted values are included in Tab. 2. On the basis of the results obtained, it can be concluded that, for α = 30º i 45º sprinkling area inreases for all tested outputs (from 11,61 to 30,10 m2 at α = 30º and from 9,84 to 44,04 m2 at α = 45º). This increase is significantly faster in the range of outputs of 100 - 300 dm3/min than 300 - 400 dm3/min. For the rest of studied inclination angles sprinkling area is growing with the increase of the output, but only in the range of 100 - 300 dm3/min (from 19,92 to 34,74 m2 at α = 35º and from 11,26 to 40,69 m2 at α = 40º). For Q = 400 dm3/min and angles 35º i 40º reverse tendency was observed, due to the fact that sprinkling area at this output was less than at Q = 300 dm3/min (from 34,74 to 32,28 m2 at α = 35º and from 40,69 to 38,15 m2 at α = 40º). 50 45 40 35 30 25 20 15 10 5 0

ɲ

Output Q [dm3/min]

3

4,01

4,01

8,01

2,00

4

10,02

16,03

24,04

28,04

5

0,40

7,20

1,00

1,60

30 25 20

Q=100dm3/mi n

15

Q=200dm3/mi n

10 5 0 Pojemnik 1

Pojemnik 2

Pojemnik 3

Pojemnik 4

Pojemnik 5

35 ° Q=100 dm3/min

Q=200 dm3/min

Q=300 dm3/min

Q=400 dm3/min

Tab. 2 The values of sprinkling surface in m2 for different inclination angles and outputs of the nozzle (the highest value - green colour, the lowest value - red colour) 30

35

40

45

100

11,61

19,92

11,26

9,84

200

22,48

26,60

19,78

16,55

300

29,15

34,74

40,69

43,18

400

30,10

32,38

38,15

44,04

Q [dm3/min]

Due to large amount of results related to the measurement of sprinkling intensity only two of them are demonstrated in this paper. The first contains the values obtained for different outputs and inclination angle of the nozzle α = 45º (Tab. 3 and Fig. 11), while the second contains values obtained for different inclination angles and maximum flow rate Q = 400 dm3/min (Tab. 4 and Fig. 12).


Q1=100 [dm3/min] Q2=200 [dm3/min]

25 20 15

Fig. 10 The values of sprinkling surface in m2 for different inclination angles and outputs of the nozzle

α [deg]

Sprinkling intensity [mm/min]

30 30 °

10 5 0 No. 1

No. 2 No. 3 No. 4 Number of container

No. 5

Fig. 11 The values of sprinkling intensity in mm/min for different outputs of the nozzle at α = 45º Tab. 4 The values of sprinkling intensity in mm/min for different inclination angle of the nozzle at Q = 400 dm3/min No of container

30°

35°

Angle α 40°

45°

1

24,04

14,02

8,01

4,01

2

12,02

8,01

4,01

0,8

3

10,02

10,02

6,01

2,0

4

16,03

24,04

26,04

28,04

5

6,01

2,00

1,8

1,60

67


No. 1. The minimum value of sprinkling intensity equal to 0,4 mm/ min (at α = 45°) was achieved at the point of No. 5.

30

At Q = 200 dm3/min the maximum value of sprinkling intensity equal to 21,03 mm/min (at α = 30°) was achieved at the point of No. 1. The minimum value of sprinkling intensity equal to 0,6 mm/ min (at α = 30°) was achieved at the point of No. 1. Decrease or the same value of sprinkling intensity with the increase in inclination angle α in the range of 35° - 45° can be observed. The exception is the measurement at α = 30°, where values of sprinkling intensity registered in the points No. 2, 3 and 4 is lower than the values measured at angles 35°, 40° and 45°.

25 30°

20

35°

15

40° 10

45°

5 0

At Q = 300 dm3/min the maximum value of sprinkling intensity equal to 24,04 mm/min (at α = 45°) was achieved at the point of No. 4. The minimum value of sprinkling intensity equal to 0,8 mm/min (at α = 35° and 40°) was achieved at the point of No. 5. Sprinkling intensity registered in the point No. 1 decreases with increase in inclination angle α.

pojemnik 1pojemnik 2pojemnik 3pojemnik 4pojemnik 5

Sprinkling intensity [mm/min]

30

At Q = 400 dm3/min the maximum value of sprinkling intensity equal to 28,04 mm/min (at α = 45°) was achieved at the point No. 4. The minimum value of sprinkling intensity equal to 0,8 mm/min (at α = 45°) was achieved at the point No. 2. It can be concluded that in all points, except the point No. 4, value of sprinkling intensity decreases with increase in inclination angle α (see Tab. 4).

25 30°

35°

40°

45°

20 15 10 5

Conclusions

0

On the basis of the results obtained during tests and their analysis the following conclusions can be formulated:

No. 1

No. 2

No. 3

No. 4

No. 5

Number of container

Fig. 12 The values of sprinkling intensity in mm/min for different inclination angle of the nozzle at output Q = 400 dm3/min The results presented in tabular form (Tab. 3 and 4) and graphics (Fig. 11 and 12) show significant influence of output and inclination angle of the nozzle on sprinkling intensity. Histograms illustrates values of sprinkling intensity measured in characteristic points of elliptic area indicated by sprayed stream. At α = 30° the maximum value of sprinkling intensity equal to 24,04 mm/min (at Q = 400 dm3/min) occured in point No. 1 (the shortest distance between nozzle and sprinkling area). The minimum value of sprinkling intensity equal to 0,6 mm/min (at Q = 200 dm3/min) was observed in point No. 5 (around the maximum range). At α = 35° the maximum value of sprinkling intensity equal to 24,04 mm/min (at Q = 400 dm3/min) occured in point No. 4 (the distance between containers No. 1 and 5 at the point where the sprinkling intensity seemed to be the biggest). The minimum value of sprinkling intensity equal to 0,8 mm/min was registered in point No. 5 (at Q = 300 dm3/min). You can also find that in most cases, with the increase in nozzle output increases sprinkling intensity. The exception are the points No. 2 (located on left side of sprinkling surface - see Fig. 8) and No. 5, which may result in error of measurement caused by air movement. At α = 40° the maximum value of sprinkling intensity equal to 26,04 mm/min (at Q = 400 dm3/min) occured in point No. 4. The minimum value of sprinkling intensity equal to 0,8 mm/min was registered in point No. 5 (at Q = 300 dm3/min). At α = 45° the maximum value of sprinkling intensity equal to 28,04 mm/min (at Q = 400 dm3/min) occured in point No. 4. The minimum value of sprinkling intensity equal to 0,4 mm/min was registered in point No. 5 (at Q = 100 dm3/min). At Q = 100 dm3/min the maximum value of sprinkling intensity equal to 12,88 mm/min (at α = 30°) was achieved at the point of Ostrava 3. - 4. září 2014

1. Maximum range of the spray generated by the nozzle Turbo Master equal to 12,2 m was obtained at inclination angle of α = 30° and output Q = 300 dm3/min. This is quite significant conclusion, since it might be expected, that it should be the greatest at the highest output equal to 400 dm3/min. However, as a result of its increase, there is a change in droplets diameter, which has an influence on the flight path of the stream (see Tab. 1). 2. Maximum range of the spray generated by the nozzle Turbo Master decreases with increase of inclination angle for outputs changing from 100 dm3/min to 300 dm3/min, while increases for Q = 400 dm3/min (see Tab. 1). 3. Maximum range of the spray generated by the nozzle Turbo Master increases with increase of output changing from 100 dm3/min to 300 dm3/min. For Q = 400 dm3/min and α = 35º or 40º slightly smaller values are achieved (see Tab. 1). 4. Nozzle Turbo Master generating the sprayed stream at pressure 0,6 MPa and spray angle about 60° covers a surface from 9,84 to 44,04 m2 for all tested outputs and inclination angles of the nozzle. 5. The size of sprinkling area decreases with increase in inclination angle for outputs Q = 100 dm3/min and Q = 200 dm3/min, while increases for outputs Q = 300 dm3/min and Q = 400 dm3/min (see Tab. 2). 6. The size of sprinkling area increases with increase in output changing from 100 dm3/min to 300 dm3/min. For Q = 400 dm3/min size of sprinkling area is similar to those obtained for Q = 300 dm3/min (see Tab. 2). 7. The maximum width of sprinkling area obtained during tests was around 9,6 m and achieved (obtained, received?) for the following parameters α = 40° and Q = 300 dm3/min. 8. The maximum values of sprinkling intensity in point No. 4 (located near the centre of the ellipse on the extent of nozzle axis) and the minimum values in point No. 5 (located on the circumference of the ellipse and on the extent of nozzle axis) were observed. The values of sprinkling intensity measured in points No. 2 and 3 (located near the intersection of the small

68


axis of the ellipse with its circumference) were significantly smaller than in point No. 4 and, comparable to those that have been observed in point No. 1 (located on the opposite side of the point No. 5 near intersection of the big axis of the ellipse with its circumference closest to the nozzle). 9. The maximum value of sprinkling intensity equal to 28,04 mm/ min at following parameters: α = 45°, Q = 400 dm3/min, and the minimum value equal to 0,4 mm/min at following parameters α = 45°, Q = 100 dm3/min, were achieved. 10. Measurement uncertainity errors may be caused among others by: a) adverse weather conditions that occur during tests (such as a gust of wind), b) imprecise setting of measuring containers on the outer perimeter of sprinkling area, c) differences between real shape of sprinkling area and ellipse assumed, d) inaccuracy in measuring of water volume and time, e) differences in operating pressure during idividual tests, f) fluctuations of the nozzle outputs during test. Acknowledgements This paper is a results of work under project No. O ROB 0006 01/ID 6/1, funded by NCBiR. References [1]

Bielicki, P. (1996).: Podstawy taktyki gaszenia pożarów. 1-st ed. Real Press, 1996. Kraków, 296 p. ISBN 9788386688357.

[2]

Derecki, Tad. (1999).: Sprzęt pożarniczy do podawania wody i pian gaśniczych. ed. Szkoła Główna Służby Pożarniczej, 1999. Warszawa, 204 p. ISBN 83-909162-4-X.

[3]

Gałaj, J. (2013).: Analysis of effectiveness of upper layer cooling with spray stream generated by water nozzle using computer simulation method. In Proceedings of Conference “Fire Protection 2013”, Ostrava 4-5 September 2013. ISBN 978-80-7385-127-9

[8]

Kaleta, A. (1985).: Wpływ rozdrobnienia strumienia wodnego na jego skuteczność gaśniczą. Technika Pożarnicza. Biuletyn Informacji Technicznej KGSP, 1985, vol. 2. pp.

[9]

Konecki, M.; Król, B.; Wróblewski, D. (2003).: Nowoczesne metody działań ratowniczo gaśniczych. ed. Szkoła Głowna Służby Pożarniczej. Warszawa, 2003.

[10] Koszykowski, R. (2014).: Badanie wpływu położenia kątowego i wydajności wybranego działka pożarniczego na proces rozpadu prądu zwartego na strumień rozpylony. Master Thesis, The Main School of Fire Service, Warsaw 2014. [11] Mawhinney, J.; Solomon, R.: Water mist fire suppression systems NFPA. Fire Protection Handbook. Eighteenth Edition 1996. [12] McGrathan, K. (2006).: Fire Dynamics Simulator. Technical Reference Guide. NIST Special Publication 1018, 2006. Washington D, 99 p. [13] Novozhilov, V.; Harvie, D.; Green, A.R.; Kent. J.H. (1997).: A Computational Fluid Dynamic Model of Fire Burning Rate and Extinction by Water Sprinkler. Combustion Science and Technology. Vol. 123, No. 1-6, pp. 227-245. [14] Novozhilov, V.; Moghtaderi, B.; Kent, J.H.; Fletcher, D.F. (1999).: Solid fire extinguishment by water spray. Fire Safety Journal. Vol. 32. pp. 119-135. [15] Orzechowski, Z.; Prywer, J. (2008).: Wytwarzanie i zastosowanie rozpylonej cieczy. WNT. Warszawa, 503 p. ISBN 978-83-204-3416-3. [16] Wilczkowski, S. (1999).: Środki gaśnicze. ed. Szkoła Aspirantów PSP. Kraków, 182 p. ISBN 83-908685-1-2. [17] Zbrożek, P.; Prasuła, J. (2009).: Wpływ wielkości średnic kropel mgły wodnej na efektywność tłumienia pożarów i chłodzenie. Bezpieczeństwo i technika pożarnicza. 2009, CNBOP, Vol. 3. [18] 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).

[4]

Gil, D.; Placek, P. (2003).: Armatura wodna i pianowa. Centralna Szkoła Państwowej Straży Pożarnej, 2003. Częstochowa, 188 p. ISBN 83-910868-5-2.

[5]

Grimwood, P.; Hartin, E.; McDonagh, J.; Raffel, S. (2005).: 3D Fire Fighting Training, Techniques and Tactics. Fire Protection Publication, Oklahoma State University, ISBN 978-0879392581.

[19] Saramański, S. (2014).: Badanie wpływu położenia kątowego i ciśnienia zasilania na wielkość i intensywność powierzchni zraszania przy pomocy prądu zwartego wytwarzanego przez prądownice PWT 52 Turbo Supon oraz PW/R 52 Supon. Master Thesis, The Main School of Fire Service, Warsaw 2014.

[6]

Grimwood, P. (2008).: Euro Firefighter: Global Firefighting Strategy and Tactics, Command and Control and Firefighter Safety. Jeremy Mills Publishing Limited, West Yorkshire, England 2008, ISBN 978-1-906600-25-9.

[20] NFPA 750:2000. Standard on Water Mist Fire Protection Systems. [21] PN - 89/M - 51028:1989. Sprzęt pożarniczy. Prądownice wodne do pomp pożarniczych.

Jones, W.; Peacock, R.; Forney, G.; Reneke, P. (2005).: CFAST-Consolidated Model of Fire Growth and Smoke Transport (version 6). Technical Reference Guide. NIST Special Publication 1026, 2005. Washington DC, 125 p.

[22] PN EN 671 - 1:2012 Stałe urządzenia gaśnicze, hydranty wewnętrzne, hydranty wewnętrzne z wężem półsztywnym.

[7]


[23] VDS CEA 4001:2003. Richtlinien für Sprinkleranlagen. Planung und Einbau.

69


Komplexná metodika hodnotenia protipožiarnych zásahov v mestských sídliskách Comprehensive Assessment Methodology Fire Interventions in Urban Neighborhoods Ing. Stanislava Gašpercová, PhD.1 Ing. Mária Polorecká, PhD.1 Ing. Peter Kozák2 Žilinská univerzita v Žiline, Fakulta špeciálneho inžinierstva Ul. 1. Mája 32, 010 26 Žilina, Slovenská republika 2 Žilinská univerzita v Žiline, Univerzitný vedecký park Univerzitná 8215/1, 010 26 Žilina, Slovenská republika [email protected], [email protected] [email protected] 1

Abstrakt Hlavným zámerom tohto článku je vytvoriť univerzálnu metodiku, pre všetky bytové domy a sídliská v rámci Slovenskej republiky. Tým zjednotíme spôsob vykonávania protipožiarnych kontrol v bytových domoch a takisto ujednotíme maximálne výšky sankcií za jednotlivé nedostatky, ktoré sa pri výkone kontroly zistia. Nakoľko sa protipožiarne kontroly zameriavajú najmä na dodržiavanie požiadaviek na zariadenia na zásah inštalovaných v týchto objektoch venovali sme sa pri vytváraní metodiky výhradne týmto zariadeniam. Pre názornosť je posledná kapitola venovaná aplikácií vytvorenej metodiky na vybraný bytový dom. Kľúčové slová Metodika hodnotenia, rozhodovací strom, bytový dom, zariadenia na zásah, sankcie. Abstract The main aim of this article is to create universal methodology for all residential homes and estates in Slovak republic. By way of carrying unite fire inspections in residential buildings and also unify the maximum amount of penalties for various deficiencies that are identified during the inspection. As the fire control mainly focused on compliance with the requirements for equipment for the intervention to be installed in these buildings we pay when setting the methodology meant these facilities. For illustration is the last chapter devoted to applications built on the methodology chosen apartment building.

osôb. Aby bolo možné vykonať v čo najkratšom čase rýchly a bezpečný zásah hasičov, je dôležité mať neustále k dispozícií vo výbornom technickom stave všetky zariadenia, ktorých úlohou je napomáhať zasahujúcim hasičom pri ich práci a evakuovaným osobám pri ich úniku. Medzi ne samozrejme zaraďujeme aj zariadenia na zásah, ktoré sú z hľadiska zabezpečenia požiarnych zásahov, a to nielen v mestských sídliskách veľmi dôležité. Popis metodiky hodnotenia podmienok zabezpečenia požiarnych zásahov Metodika hodnotenia podmienok zabezpečenia požiarnych zásahov je spracovaná v počítačovom programe Microsoft Office Excel. Tento program bol vybraný najmä z nasledovných dôvodov. Umožňuje jednak jednoduché zakreslenie rozhodovacieho stromu, je nainštalovaný do všetkých nových počítačov a prevažnej väčšiny starších. Práca s ním je pomerne jednoduchá a hlavne umožňuje prepojenie medzi jednotlivými hárkami, v ktorých sú určené požiadavky na konkrétne zariadenia na zásah a riešené nedostatky spolu so sankciami. Do programu je možné v prípade potreby zapracovať rôzne údaje ako napr. o dostupnej hasičskej technike, vybavení hasičských jednotiek technickými prostriedkami a pod. Program tiež umožňuje prepojenie na iné dokumenty ako napr. zákony, vyhlášky a pod. Výstupom rozhodovacieho stromu sú kritické miesta, ktoré bude potrebné analyzovať a následne riešiť. Základné časti rozhodovacieho stromu sú nasledovné: Úvodný hárok Tvorí ho rozhodovací strom, kde vrcholovú udalosť tvorí kontrolovaný bytový dom. Vetvy stromu tvoria jednotlivé zariadenia na zásah, viď obr. 1.

Keywords Assessment methodology, decision tree, apartment building, equipment for intervention, sanctions. Úvod Veľkosť rozšírenia požiaru v stavbe je vždy priamo úmerná času, ktorý uplynul od jeho vzplanutia po začiatok hasiacich prác. S časom rastie nielen plocha zasiahnutá požiarom, ale aj množstvo uvoľneného tepla, objem splodín horenia a teda aj riziko ohrozenia osôb, ktoré sa v stavbe nachádzajú. Z toho vyplýva, že čím skôr sa začne s likvidáciou požiaru, tým menšia je pravdepodobnosť zranenia alebo usmrtenia Ostrava 3. - 4. září 2014

Obr. 1 Hlavné časti rozhodovacieho stromu

Obr. 2 Vetva rozhodovacieho stromu pre vonkajší požiarny vodovod 70


Jednotlivé vetvy majú približne rovnakú štruktúru. Ukážka vetvy prístupovej komunikácie je na obr. 2. Pomocné hárky Obsahujú prehľadný zoznam minimálnych požiadaviek pre daný typ zariadenia na zásah, viď tab. 1. Tieto požiadavky sú vypracované na základe príslušných právnych predpisov a noriem. Pre jednoduchú obsluhu sme ku každej časti rozhodovacieho stromu, kde sa hodnotí teoretický stav zariadenia umiestnili odkaz na konkrétny hárok a tabuľku, kde sa tieto požiadavky riešia. Bytové domy boli, z hľadiska protipožiarnej bezpečnosti, počas svojej dlhoročnej výstavby riešené viacerými normami. Z tohto dôvodu sú pre každú riešenú časť vytvorené tabuľky s minimálnymi požiadavkami nielen pre normy radu STN 92 02XX ale aj pre STN 73 08XX [1 - 6]. Hlavička každej tabuľky obsahuje zoznam právnych predpisov a noriem, ktoré o danej problematike pojednávajú. Pomocné hárky majú rovnaké rozdelenie ako hlavné časti rozhodovacieho stromu. Hárok nedostatkov a sankcií V tomto hárku sú rozobrané hlavné nedostatky, ktoré je možné pri kontrole zariadení na zásah v bytových domoch nájsť. Sú vyhotovené v tabuľkovej forme, a pre prehľadnosť každá tabuľka pojednáva o jednom druhu zariadenia na zásah, viď tab. 2 a obr. 8. Pre jednoduchú obsluhu sme ku každej časti rozhodovacieho stromu, kde sa hodnotia možné koncové udalosti umiestnili odkaz na konkrétny hárok a tabuľku, v ktorom sa tieto nedostatky riešia. Postup hodnotenia podmienok zabezpečenia požiarnych zásahov v mestských sídliskách Pri kontrole bytového domu a jeho zariadení na zásah, s použitím predkladaného rozhodovacieho stromu, postupujeme nasledovným spôsobom: 1. Keďže je rozhodovací strom vyhotovený ako univerzálny, niektorými zariadeniami na zásah nemusí byť bytový dom vybavený. V takom prípade postupujeme ďalším krokom. Napr. v prípade, že stavba nie je vybavená nástupnou plochou, viď obr. 3, túto vetvu ukončíme a pokračujeme vetvou vnútorná zásahová cesta.

Obr. 3 Vetva rozhodovacieho stromu pre prístupovú komunikáciu 2. Ak je stavba zabezpečená príslušným zariadením na zásah, pokračujeme ďalším krokom a to hodnotením teoretického stavu. Tvorí ho v tabuľkovej forme vypracovaný zoznam minimálnych požiadaviek na konkrétne zariadenia na zásah. Tieto požiadavky sú vypracované na základe príslušných právnych predpisov a noriem. Pre jednoduchú obsluhu je ku každej časti rozhodovacieho stromu, kde sa hodnotí teoretický stav zariadenia na zásah umiestnený odkaz, viď obr. 4, na konkrétny hárok a tabuľku, kde sa tieto požiadavky riešia.


Bytové domy boli počas svojej dlhoročnej výstavby projektované, z hľadiska protipožiarnej bezpečnosti, viacerými normami. Z tohto dôvodu sú pre každú riešenú časť vytvorené tabuľky s minimálnymi požiadavkami na ňu kladenými, nielen pre normy radu STN 92 02XX, ale aj pre STN 73 08XX. Hlavička každej tabuľky obsahuje zoznam právnych predpisov a noriem, ktoré o danej problematike pojednávajú, viď tab. 1.

Obr. 4 Hodnotenie teoretického stavu pre prístupovú komunikáciu

Tab. 1 Minimálne požiadavky pre prístupové komunikácie Požiadavky na prístupové komunikácie bytových domov navrhnutých podľa STN 92 0201 a vyhlášky MV SR č. 94/2004 Z.z.: -

prejazdná šírka minimálne 3 m

-

šírka výjazdov a prejazdov minimálne 3,5 m

-

výška výjazdov a prejazdov minimálne 4,5 m

-

nosnosť vozovky na jednu nápravu hasičského automobilu minimálne 80 kN

-

vzdialenosť od vchodu do stavby maximálne 30 m

3. Ak sú všetky minimálne požiadavky na zariadenie na zásah splnené, riešenú vetvu ukončíme, viď obr. 5 a pokračujeme vetvou ďalšou.

Obr. 5 Ukončenie vetvy stromu pre prístupovú komunikáciu 4. Ak pri kontrole zistíme, že nie všetky požiadavky kladené na kontrolované zariadenie na zásah sú splnené, je nutné ich ďalej riešiť. Buď uložením sankcie alebo vylúčením veci z používania, podľa závažnosti vzniknutej situácie. Pre jednoduchú obsluhu je ku každej časti rozhodovacieho stromu, kde sa hodnotia možné koncové udalosti umiestnený odkaz, viď obr. 6, na konkrétny hárok a tabuľku, kde sa tieto nedostatky riešia. Každé zariadenie na zásah má v hárku nedostatkov vytvorenú, pre prehľadnosť, vlastnú tabuľku s vypísanými najčastejšie sa vyskytujúcimi nedostatkami. Zoznam nedostatkov pre prístupovú komunikáciu je vytvorený v tab. 2.

71


6. Vopred popísaným postupom riešime aj ostatné zariadenia na zásah. Obdobným spôsobom by bolo možné postupovať aj v prípade hodnotenia podmienok pre akýkoľvek zásah, či už technický, ekologický alebo iný.

Obr. 6 Odkaz na hárok a tabuľku nedostatkov pre prístupovú komunikáciu Tab. 2 Zoznam nedostatkov pre prístupovú komunikáciu Zoznam nedostatkov, ktoré môžu ovplyvniť použitie prístupovej komunikácie pre príjazd hasičskej techniky na miesto požiaru: -

nedostatočná voľná šírka vplyvom odstavených automobilov

-

nedostatočná voľná šírka vplyvom nahrnutého a neodvezeného snehu

-

nedostatočná voľná šírka prejazdov a výjazdov vplyvom odstavených automobilov

-

nedostatočná voľná šírka prejazdov a výjazdov vplyvom nahrnutého a neodvezeného snehu

Aplikácia metodiky na hodnotenie požiarnych zásahov na vybraný bytový dom Na náhodne vybraných bytových domoch v rámci sídlisk na území mesta Žilina bol s pomocou vytvorenej metodiky vykonaný bezpečnostný audit. Pri bezpečnostnom audite bola na presné určenie dĺžok a šírok prístupových komunikácií, nástupných plôch a vzdialeností hydrantov od bytových domov využitá kombinácia viacerých geodetických metód [7]. Použité boli GNSS merania, terestrické meranie robotizovaným elektronickým tachymetrom a 3D skenovanie s podporou leteckej fotogrametrie [8]. Nakoľko nám rozsah tohto článku nedovoľuje ukázať aplikáciu metodiky na hodnotenie požiarnych zásahov v mestských sídliskách na všetkých bytových domoch, vybrali sme jeden reprezentatívny, na ktorý bola táto metodika následne aplikovaná. Spôsob aplikácie metodiky je popísaný v nasledujúcom texte.

-

nedostatočná voľná výška prejazdov a výjazdov

Bytový dom Gaštanová 7

-

nedostatočný polomer otáčania

-

ukončenie prístupovej komunikácie vo vzdialenosti od stavby, ktorá nie je prípustná

-

porušená celistvosť vozovky

Objekt sa nachádza na ulici Gaštanová 7 na sídlisku Solinky v Žiline. Jedná sa o radový bytový dom konštrukčného systému P 1.14. Prístup k objektu je z dvoch strán a to po ulici Gaštanová a Javorová. Bezpečnostný audit bol vykonaný dňa 12. marca 2014 vo večerných hodinách. Satelitná snímka bytového domu na ulici Gaštanová 7 v Žiline je na obr. 9.

5. Na základe zistených koncových udalostí vykonáme následne ich rozbor, ktorý zahŕňa zistenie, kto je za daný nedostatok zodpovedný, podľa ktorého právneho predpisu bude riešený a akú maximálnu pokutu je možné uložiť. Pre jednoduchú obsluhu je ku každej časti rozhodovacieho stromu, kde sa rieši rozbor koncových udalostí, umiestnený odkaz, viď obr. 7, na konkrétny hárok a tabuľku, kde sa tieto sankcie riešia.

1. Zistenie druhov zariadení na zásah v bytovom dome Riešený bytový dom je zabezpečený nasledovnými zariadeniami na zásah: - prístupová komunikácia, - vnútorná zásahová cesta, -

vnútorný požiarny vodovod,

-

požiarne hydranty s plochou hadicou,

-

vonkajší požiarny vodovod,

-

podzemné hydranty.

Ostatnými typmi zariadení na zásah nie je stavba vybavená, a preto sa ďalej neriešia. Obr. 7 Odkaz na konkrétny hárok a tabuľku sankcií pre prístupovú komunikáciu Kvôli prehľadnosti je po kliknutí na vybraný nedostatok zobrazený komentár s odkazom na právny predpis pojednávajúci o danom priestupku. Ukážka zobrazenia komentáru je na obr. 8.

Obr. 8 Zobrazenie možnej sankcie v prípade vzniku konkrétneho nedostatku


2. Riešenie teoretického stavu zariadení na zásah Z hľadiska hodnotenia teoretického stavu zariadení na zásah je riešená stavba postavená na základe požiadaviek noriem radu STN 73 08XX.

Obr. 9 Satelitná snímka bytového domu Gaštanová 7

72


3. Zistenie nedostatkov

Záver

Na základe porovnania teoretického stavu a skutočného stavu zariadení na zásah boli zistené nasledovné nedostatky:

Výstupom metodiky je zoznam nedostatkov, ktoré boli na základe kontroly zistené v riešenom bytovom dome, výpis právnych predpisov, ktoré boli porušené a na základe ktorých sa daný nedostatok rieši. Okrem toho je pre každý nedostatok určená zodpovedná osoba a maximálna výška sankcie, ktorou môže byť táto osoba za nedodržanie minimálnych požiadaviek na zariadenia na zásah pokutovaná.

- prístupová komunikácia nemá dostatočnú voľnú šírku - odstavené automobily, - vnútorná zásahová cesta nemá dostatočnú voľnú šírku - poličky, - vnútorný požiarny vodovod nemá zabezpečenú povinnú kontrolu, - požiarne úseky nie sú oddelené požiarnymi uzávermi, - podzemný požiarny hydrant nie je viditeľne označený. 4. Uloženie sankcií zodpovedným osobám Postupujeme na základe zistených nedostatkov, ktoré sú porovnané s nedostatkami v hárku nedostatkov a sankcií v grafickom strome. Zoznam nedostatkov a k nim priradených maximálnych výšok sankcií je v tab. 3. Tab. 3 Určenie maximálnej výšky sankcií pre bytový dom Gaštanová 7 Popis nedostatku

Súvisiaci právny predpis

Zodpovedná osoba

Maximálna výška sankcie

Prístupová komunikácia nemá dostatočnú voľnú šírku

Zákon č. 314/2001 Z.z. § 59 odsek 2 písmeno d)

správca komunikácie (mestský, obecný úrad)

16 596 eur

Vnútorná zásahová cesta nemá dostatočnú voľnú šírku


správca nehnuteľnosti

16 596 eur

Vnútorný požiarny vodovod nemá zabezpečenú povinnú kontrolu

Zákon č. 314/2001 Z.z. § 59 odsek 2 písmeno a)


16 596 eur

Požiarne úseky nie sú oddelené požiarnymi uzávermi

Zákon č. 314/2001 Z.z. § 59 odsek 1 písmeno e)


8 298 eur

Podzemný hydrant nie je viditeľne označený


správca vodovodnej siete

16 596 eur


Metodika je vytvorená ako univerzálna, preto môže byť použitá na akýkoľvek bytový dom s rôznym vybavením zariadeniami na zásah, konštrukčným celkom, rokom či miestom výstavby. Jej použitie je jednoduché a nenáročné na vedomosti a zručnosti užívateľa. Prioritným užívateľom by mali byť orgány štátneho požiarneho dozoru, avšak môže byť použitá aj správcami zariadení na zásah na priebežnú kontrolu ich stavu. Použitá literatúra [1]

STN 73 0802. 2010. Požiarna bezpečnosť stavieb. Spoločné ustanovenia. Bratislava, 2010.

[2]

STN 73 0833. 1976, Budovy pre bývanie a ubytovanie. Praha, 1976.

[3]

STN 92 0201 - 3. 2000, Požiarna bezpečnosť stavieb. Únikové cesty a evakuácia osôb. Bratislava, 2000.

[4]

STN 92 0400. 2005, Požiarna bezpečnosť stavieb. Zásobovanie vodou na hasenie požiarov. Bratislava, 2005.

[5]

Vyhláška MV SR č. 94/2004 Z.z., ktorou sa ustanovujú technické požiadavky na protipožiarnu bezpečnosť pri výstavbe a pri užívaní stavieb, v znení neskorších predpisov.

[6]

Vyhláška MV SR č. 699/2004 Z.z., o zabezpečení stavieb vodou na hasenie požiarov, v znení neskorších predpisov.

[7]

Villim, A.; Mužík, J. 2013.: Spracovanie družicových a terestrických meraní v 3D geodetickej sieti pre dopravnú infraštruktúru. In Juniorstav 2013, 15. odborná konference doktorského studia. Brno: Vysoké učení technické v Brně, 2013. ISBN 978-80-214-4670-0.

[8]

Villim, A.; Mužík, J. 2013.: Using R-tree as spatial indexing structure for point cloud processing. In TRANSCOM 2013: 10th European conference of young research and scientific workers. Žilina: University of Žilina, 2013. ISBN 978-80554-0696-1.

73


Spôsoby a možnosti efektívnej prípravy krízových štábov Ways and Capabilities of Effective Crisis Staff Training Ing. Matúš Grega Ing. Vladimír Andrassy, PhD. Akadémia ozbrojených síl gen. M. R. Štefánika, Simulačné centrum Demänova 393, 031 06 Liptovský Mikuláš, Slovenská republika [email protected], [email protected] Abstrakt Príspevok sa zaoberá vzdelávaním a prípravou prvkov krízového manažmentu. Poukazuje na nutnosť zmien v systéme prípravy krízových štábov a ponúka riešenie v podobe počítačom podporovaných cvičení s využitím jednotlivých typov simulačných nástrojov. Sú v ňom zdôraznené výhody takejto prípravy, oblasti výcviku krízových štábov, ako aj možnosti a kapacity simulačných nástrojov. Príspevok prináša aj postrehy riadiacich funkcionárov z realizovaných cvičení. Záver špecifikuje faktory, ktoré sú dôvodom prečo nie sú simulačné technológie plnohodnotne využívané pre výcvik krízových štábov a definuje základný model počítačom podporovaných cvičení krízového manažmentu. Kľúčové slová Krízový manažment, simulácie, výcvik a vzdelávanie, krízový štáb, simulačné technológie. Abstract This article deals with the education and training of the elements of crisis management. It indicates the need for change in the training system of crisis staff and offers a solution in the form of computer assisted exercises with the use of various types of simulation tools. It emphasizes the benefits of such training, the training of crisis staff, as well as the capability and capacity of simulation tools. The article also brings management officials insights to the conducted exercises. Conclusion identifies the factors which are the reason why the simulation technology are not adequately used for the training of crisis staff and defines the basic model of crisis management computer assisted exercises. Keywords Crisis management, simulation, training and education, crisis staff, simulation technology. 1 Dôležitosť zmeny v systéme prípravy krízových štábov Krízové riadenie je neoddeliteľnou súčasťou riadenia štátu, štátnych a samosprávnych orgánov, organizácií alebo inštitúcií. Celý systém krízového riadenia je potrebné chápať v zmysle realizácie činností na zvládanie, elimináciu, znižovanie dopadov krízovej situácie, ako aj činnosti na minimalizáciu neurčitosti, zvyšovanie úrovne bezpečnosti, ochrany obyvateľstva s komplexnou podporou zúčastnených prvkov krízového manažmentu. Na to, aby krízový manažér dokázal pohotovo a účinne reagovať na vzniknutú situáciu, aby dokázal prijímať a efektívne vyhodnocovať nové informácie z rôznorodých zdrojov a riešiť problémy, ktoré prináša krízová situácia, je potrebné mať dobre pripravený (nielen teoreticky) a stmelený krízový štáb. V ňom každý vie, aké sú jeho povinnosti, je si vedomý toho, že pod časovým stresom je potrebné sa správne a rýchlo rozhodovať. Práve z toho dôvodu je potrebné dbať na pravidelnú a efektívnu prípravu a vzdelávanie pracovníkov štátnej správy a orgánov samosprávy v oblasti krízového riadenia a krízového manažmentu. Takéto vzdelávanie je jedným z dôležitých prvkov k získaniu potrebných odborných Ostrava 3. - 4. září 2014

znalostí, technickej a technologickej pripravenosti pre riešenie možných mimoriadnych udalostí a na zvládanie krízových situácií (GREGA, ANDRASSY: 2013). Malo by však byť riešené formou ucelenej koncepcie prípravy tak, aby systémovo a koncepčne zabezpečovalo prípravu osôb v oblasti krízového riadenia, ochrany obyvateľstva, ochrany štátu, hospodárskych a ďalších opatrení pre krízové stavy vnútornej bezpečnosti a verejného poriadku, požiarnej ochrany a integrovaného záchranného systému (ďalej len „IZS“). Príprava a vzdelávanie by mali byť realizované v úzkej spolupráci s akademickou obcou, profesionálmi z praxe a tiež špecializovanými pracoviskami. Súčasný stav prípravy krízových štábov orgánov samosprávy a jednotlivých záchranných zložiek odpovedá určitej neujasnenosti východiskových predpokladov. Na koordinácii jednotlivých prvkov sa podieľa viac subjektov ako je v iných krajinách bežné. Komplikovaná a najmä dlhotrvajúca transformácia verejnej správy priniesla iba základný rámec pre postupnú aktivizáciu prvkov krízového manažmentu v širšom poňatí. Prvky (záchranárske - výkonné) krízového manažmentu vyžadujú individuálnu prípravu. Takáto príprava zložiek Hasičského a záchranného zboru (ďalej len „HaZZ“), zložiek Rýchlej zdravotníckej pomoci a zložiek Policajného zboru je v súčasnom období organizovaná na vysokej profesionálnej úrovni s využitím vlastných výcvikových kapacít. Výcvik a odborná príprava pracovníkov záchranných organizácií by mal byť trvalý proces, ktorý nekončí prijatím pracovníkov a ich zaradením na funkcie. Naopak, týmto krokom by sa pracovník (záchranár, hasič, zdravotník a pod.) mal dostať do systému permanentnej prípravy a výcviku, ktorého cieľom je dosiahnutie požadovanej úrovne pripravenosti systému ako celku pre riešenie možného krízového javu. V súčasnosti je trend výcviku záchranárskych profesií zameraný na využívanie trenažérov a simulátorov, ktoré dokážu v súčinnosti s vyspelou výpočtovou technikou navodzovať podmienky, v ktorých sa záchranár nachádza počas krízy a stanovovať úlohy, ktoré musí riešiť. Súčasťou výcviku a odbornej prípravy pracovníkov pôsobiacich vo výkonných prvkoch IZS by tiež malo byť aj periodické preverovanie vedomostí, odborných zručností a fyzickej pripravenosti (ŠIMÁK, 2004). Žiaľ, takáto príprava je vykonávaná individuálne, jednotlivé zložky cvičia samostatne, alebo len s minimálnou participáciou ostatných zložiek, tzv. súčinnostné cvičenia. Je potrebné uvedomiť si, že všetky prvky systému krízového manažmentu musia byť schopné zasiahnuť rovnako presvedčivo a účinne v rôznych krízových javoch. Príslušníci systému krízového manažmentu musia byť schopní plniť úlohy s vysokou profesionálnosťou od náročných, vyžadujúcich odborné vzdelanie, až po jednoduché manuálne práce, vyžadujúce predovšetkým manuálne zručnosti. Úplne iná situácia je v oblasti vzdelávania krízových štábov samosprávnych orgánov miest a obcí. Vzhľadom na neexistenciu jednotného systému vzdelávania, nedobudované výcvikové zariadenia a s prihliadnutím na množstvo ostatných faktorov je možné konštatovať, že ich príprava a vzdelávanie je len na minimálnej úrovni. Teoretická príprava je spravidla koncipovaná s cieľom oboznámenia resp. informovania zúčastnených o legislatívnych základoch, o kompetenciách a úlohách krízových štábov. V praktickej časti je vykonaná názorná ukážka hasičskej, záchrannej techniky, spôsobu budovania protipovodňových hrádzi a pod.1 Samozrejme, aj takáto príprava je dôležitá, ale nemôže byť len jedinou prípravou krízových manažérov, krízových štábov. 1

Príklad: http://www.cokosice.ocu.sk/index.php?ids=3 alebo http:// www.oubrezno.sk/?q=node/252. 74


Na riešení následkov mimoriadnych udalostí sa zúčastňuje mnoho zložiek a subjektov, ktoré majú rôzne polia pôsobností a mali by byť koordinované jedným miestom a to krízovým štábom. Keďže súčinnostné cvičenia, ktorých cieľom je koordinácia riadiacich a výkonných zložiek sú len v reálnych podmienkach ťažko vykonateľné je jednou z potenciálnych alternatív efektívnej prípravy prvkov krízového riadenia využitie rôznych typov simulácií. Simulácia činnosti zložiek IZS, simulácia rozhodnutí prvkov krízového štábu so simuláciou dôsledkov ich rozhodovania pri riešení krízovej situácie je jednoznačne efektívnou formou prípravy a vzdelávania. Efektivita simulácie spočíva v jednoduchosti a dostupnosti použitia počítačom podporovaných cvičení a taktiež vo finančnej nenáročnosti v porovnaní s cvičeniami vykonávanými v reálnych podmienkach (GREGA, BUČKA: 2013). 2 Distribuovaná interaktívna simulácia Výskum, vzdelávanie a príprava profesionálov v oblasti prípravy a riešenia krízových situácií sa v súčasnosti ťažiskovo opiera o informačné technológie a technológie zamerané do oblasti modelovania a simulácie napr. modelovanie objektov, simuláciu komunikácie, analýzu rizík, patrí do neho aj riešenie poskytovania zdravotnej starostlivosti v teréne, nasadenie zložiek integrovaného záchranného systému, činnosť krízových štábov, zvládnutie stresov a opätovná konsolidácia ekonomiky, dopravy, komunikácií, infraštruktúry. Využívaním pracoviska pre simuláciu krízových situácií je možné modelovať konkrétnu krízovú situáciu podporujúcu hľadanie optimálneho riešenia a následne definovať jednotlivé kroky smerujúce k minimalizácii nežiaducich javov počas jej trvania a odstraňovania následkov. Na základe modelových situácií je možné overiť skúsenosti z reálneho života a získať optimálny výsledok na riešenie tej ktorej konkrétnej modelovej situácie, spracovať metodiku s optimálnym variantom riešenia. S využitím odpovedajúceho hardvérového a softvérového vybavenia je možné namodelovať niekoľko charakteristických krízových situácií napr. záplavy, požiare, kontaminácia územia, teroristické útoky, preprava toxického odpadu, epidémie, pandémie a pod. S dôrazom na potrebu zabezpečenia vyváženosti podstatných rysov simulácie riešenej situácie a odpovedajúcich možností podpory ľudského rozhodovania hovoríme o nasledujúcich typoch simulácií: Konštruktívna simulácia je na počítačovej báze s využitím matematických metód založená simulácia plánovania a riadenia činnosti krízových štábov a simulovaných operácií so zobrazením virtuálneho prostredia. Je typom simulácie, kedy entita obsahuje všetko potrebné, aby v priebehu simulácie nahradila originál a to aj taký, ktorý zahrňuje človeka. Zobrazenie syntetického dynamického prostredia je podobné topografickej mape, aj keď pre potreby spracovávania algoritmov správania sa entít obsahuje aj výškové dáta a ďalšie informácie o vlastnostiach geografických objektov. Virtuálna (interaktívna) simulácia je špeciálny spôsob využívania technických prostriedkov k vierohodnému napodobňovaniu rôznych objektov a postupov prirodzeného prostredia v takzvaných umelých, dočasných, syntetických prostrediach. Využíva sa hlavne pre riešenie úloh osádok vozidiel, pilotov a palubného personálu lietadiel a štábov malých jednotiek k vedeniu operácií v syntetickom prostredí odpovedajúcom reálnemu. Je to rýchlo sa rozvíjajúca technológia v oblasti modelovania a simulácií. Živá (inštrumentovaná) simulácia sa orientuje na možnosť priblížiť správanie sa jednotlivcov a malých celkov vybavených špeciálnymi simulačnými senzormi (osádky vozidiel, zložky integrovaného záchranného systému a pod.) v podmienkach približujúcich sa reálnej situácii s využitím skutočne používaných (reálnych) technických prostriedkov a systémov.


Simulačné centrum využíva simulačný nástroj konštruktívnej simulácie One semi automated Testbed Baseline (OTB) vo verzii OTB v2.5.1 International, ktorý tvorí „bránu“ medzi jednotlivými typmi simulácie. OTB je otvorený systém hierarchicky usporiadaných programových knižníc konštruktívnej simulácie, ktoré slúžia ku generovaniu entít (simulovaných jednotiek) a poloautomatickému generovaniu ich správania sa. Činnosť entít je generovaná v syntetickom dynamickom prostredí, ktoré je zdieľané všetkými simulátormi používanými v rámci spoločného cvičenia. Každá entita je v rámci syntetického dynamického prostredia samostatným modelom konkrétneho prvku simulovaných jednotiek a v kontexte k ostatným prvkom poloautomaticky jedná. Znamená to, že entita: a) spolu so simuláciou fyzikálnych zákonitostí autonómne simuluje aj najnižší stupeň taktického rozhodovania a správania sa, b) pre jednanie, ktoré vyžaduje vyšší stupeň taktického rozhodovania vyžaduje vstupy od operátora simulovaných jednotiek. Týmto spôsobom simulujú entity v súčinnosti so vstupmi od operátorov činnosť jednotiek realizovanú počas vykonávaného cvičenia. Pre vzájomnú spoluprácu entít je potrebné, aby okrem interaktivity s operátorom boli aj vzájomne interaktívne. Spoluprácu niekoľko rádovo stoviek až tisícok entít v procesoch prebiehajúcich paralelne v reálnom čase rieši distribuovaná interaktívna simulácia (DIS). Entity v rámci DIS nezdieľajú spoločnú databázu, každá entita formou štandardizovaného DIS protokolu hlási ostatným entitám zmenu svojho stavu vyslaním správy. Príjem a vstupné spracovanie entitami vyslaných správ je neoddeliteľnou súčasťou činnosti každej entity. Pri takejto činnosti vzniká „vlastný pohľad“ entity na simulovaný svet a deje v ňom. Tým je umožnený vznik jej vlastných akcií a reakcií, ktoré niekedy viac, niekedy menej navzájom súvisia a ovplyvňujú sa v rámci spoločného syntetického dynamického prostredia. V rámci distribuovanej simulácie je pre výmenu informácii medzi simulačnými aplikáciami používaný štandardizovaný dátový protokol DIS (v súčasnosti už protokol HLA), ktorý definuje jednotnú architektúru, modely, protokoly, štandardy a databázy. Protokol DIS v sebe nesie informácie o štruktúre jednotiek a ich vybavení, stave simulovaných jednotiek, prijímaných úlohách a ich plnení, ich polohe, informácie o charaktere terénu a jeho zmenách vplyvom poveternostných podmienok, ročnej a dennej dobe, stave a zmenách vplyvom slnečného alebo mesačného svitu a pod. Na základe využitia princípu DIS môžu v reálnom čase spoločne interaktívne spolupracovať virtuálne entity, ktorých správanie je riadené počítačom (konštruktívna simulácia), virtuálne entity riadené operátormi (virtuálna simulácia) a živé entity pri splnení podmienky vzájomnej interakcie a korelácie. Výsledkom kooperácie jednotlivých typov simulácií a v nich existujúcich entít je počítačom podporované cvičenie (Computer Assisted eXercise - CAX). Podstata CAX spočíva v riešení problémov počas procesu „učenia sa“ manažovať krízové situácie. S využitím didaktických zásad a všeobecných postupov riešenia krízových situácií, na základe tvorivého myslenia, teoretických a praktických skúseností ich riešenia. Výstupom je návrh plánu riešenia krízovej situácie, ktorý by mal objektívnejšie špecifikovať spôsoby a možné riziká riešenia a eliminácie dopadov. Príprava plánu riešenia krízovej situácie prechádza niekoľkými etapami: a) identifikácia problému (mapovanie hrozieb a ich príčin, identifikácia, indikácia a analýza rizík, prijatie zmierňujúcich opatrení), b) analýza zraniteľnosti (skryté príčiny, nebezpečné podmienky, dynamika škodlivého javu) a transfer technológií, c) určenie zámeru a cieľov, d) vyhodnotenie zraniteľnosti.

75


Samotná realizácia CAX pozostáva z troch fáz: Prípravná (plánovacia) fáza, počas ktorej sa formou koordinačných porád spracovávajú dokumenty nevyhnutné na vykonanie CAX s maximálnou možnou mierou reality. Sú definované požiadavky na obsah, úlohy a ciele cvičenia premietnuté do dokumentov pre prípravu zoznamu udalostí (rozohry) realizovaných počas simulácie s možnosťou spracovania variantných riešení podľa plánu krízových scenárov v závislosti na cieľoch. Exekutívna (vykonávacia) fáza, ktorá umožňuje veliteľom a štábom rozvinúť svoje taktické a operačné umenie potrebné pre riešenie vzniknutej krízovej situácie. Vytvára reálnu predstavu o časovom vplyve a priestorovom faktore počas trvania operácie. Prehlbuje návyky v práci príslušníkov štábu, zladenosť vykonávania jednotlivých úloh a ich nadväznosť pri organizácii a vedení v rámci nasadenia. Ďalej umožňuje upevňovať schopnosť integrácie a využitia pridelených síl a prostriedkov, v neposlednom rade rozvíja návyky v správnom využívaní terénnu. Zvyšuje podiel jednotlivcov na procesoch velenia a riadenia jednotiek. Simulátor umožňuje intenzívny a pružný výcvik, kde je možné jednotlivé postupy meniť v závislosti na rozhodnutí cvičiaceho štábu podľa modelovej rozohry a naprogramovaného scenára riešenia krízových situácií podľa spracovaného plánu. Evaluačná (hodnotiaca) fáza. Keďže akákoľvek výcviková činnosť by mala byť vyhodnotená, preto je aj táto fáza nemenej dôležitou a neoddeliteľnou súčasťou cvičenia. Kvalitná príprava a vykonanie rozboru poukáže na klady a nedostatky v činnosti cvičiaceho štábu vzhľadom na stanovené ciele. Získané podklady z kontrolnej činnosti rozhodcov, zo záznamov technických prostriedkov a diskusie spracovávané skupinou rozboru denne po skončení simulácie (resp. v závere cvičenia), dávajú námet k zdôvodneniu jednotlivých rozhodnutí cvičiaceho štábu a cvičiacej jednotky. 3 Realizované cvičenia a ich prínos pre prax CAX AMMONIA 2009 bolo zamerané na plánovanie a riadenie opatrení na ochranu obyvateľstva a hospodárstva jednotlivých zložiek krízového štábu mesta Veľký Krtíš (ObÚ COaKR Veľký Krtíš, krízového štábu ObÚ, Okresného riaditeľstva HaZZ a PZ Veľký Krtíš) pri riešení následkov havárie osobného automobilu s cisternou prepravujúcou amoniak. Cieľom cvičenia krízového manažmentu s podporou simulačných technológií bolo precvičiť koordináciu činnosti, riadenie evakuácie a prijímanie opatrení pri poskytovaní pomoci ohrozenému obyvateľstvu. Po úspešnom zvládnutí nácviku zhodnotili odbornú stránku vedúci OCOaKR Ing. Jaroslav Lentvorský a jeho zástupca Mgr. Ján Vozár nasledovne: „Sme spokojní s dodržiavaním zákonných noriem, až na niektoré nedostatky v komunikácii, čo však neovplyvnilo celkový priebeh nácviku. Prístup všetkých cvičiacich počas nácviku bol na veľmi dobrej úrovni. Zúčastnené zložky si overili svoje možnosti a schopnosti a ukázali, ako by v skutočnosti riešili takúto alebo podobnú mimoriadnu udalosť. Počas nácviku sa zistili aj určité nedostatky, ale z toho dôvodu sa vlastne nácvik má vykonať, má ich ukázať, aby sa mohli odstrániť.“ Cvičenie hodnotili aj prednostka ObÚ Ing. Mirka Kokavcová a primátor Ing. Dalibor Surkoš. Vyjadrili spokojnosť s prípravou, ako aj s priebehom nácviku s tým, že by bolo dobré podobné nácviky organizovať pravidelne, napr. raz ročne, pre rôzne mimoriadne udalosti (víchrica, terorizmus, povodeň a pod.). CAX ADEÓNA 2013 bolo zamerané na prípravu krízového štábu mesta Veľký Krtíš, pracovníkov ObÚ Veľký Krtíš, členov krízového štábu ObÚ, príslušníkov Okresného riaditeľstva HaZZ, Policajného zboru Veľký Krtíš a Banská Bystrica pri plánovaní a riadení opatrení na ochranu obyvateľstva a hospodárstva pri riešení následkov teroristického útoku na Kultúrny dom v meste Veľký Krtíš. Cieľom bolo precvičiť koordináciu činnosti, Ostrava 3. - 4. září 2014

riadenie evakuácie a prijímanie opatrení pri poskytovaní pomoci ohrozenému obyvateľstvu. CAX POVODEŇ 2014 precvičilo činnosť starostov obcí, Okresného úradu Veľký Krtíš odboru krízového riadenia, krízového štábu okresného úradu, evakuačnej komisie okresného úradu po následkoch povodne vo vybraných obciach okresu. Cieľom bolo vykonať plánovanie a realizovať opatrenia zamerané na pomoc obyvateľstvu pri riešení následkov povodne, precvičiť činnosť orgánov krízového riadenia pri organizovaní a riadení vyčlenených síl a prostriedkov vykonávajúcich záchranné práce2. Na nasledujúce otázky odpovedal prednosta okresného úradu Veľký Krtíš Mgr. Jozef Cuper, ktorý sa zúčastnil oboch cvičení (ADEÓNA a POVODEŇ) v pozícii riadiaceho cvičenia. 1) „Pán prednosta, v čom vidíte hlavné prínosy realizácie týchto cvičení?“ Odpoveď: „V priebehu môjho vedenia okresného úradu sme v súčinnosti s Centrom výcviku zrealizovali simulačné cvičenia a to jedno so zameraním na zvládnutie teroristického útoku - obsadenie kultúrneho domu a tento rok na zvládnutie prívalovej vlny v priebehu povodní. Dovolím si tvrdiť, že tohtoročné cvičenie bolo zamerané na pravdepodobnejší vznik mimoriadnej. situácie, lebo s problémom povodní sa potykáme skoro každý rok. Simulačné cvičenie sme plánovali a pripravovali niekoľko mesiacov, lebo bolo potrebné pripraviť zámer, celkový plán cvičenia , plán rozohry a iné. Hlavný prínos vidím v tom, že aj keď sa jedná o simuláciu je potrebné si predpripraviť a zvládnuť všetky procesy tak, ako keby vznikla mimoriadna situácia. V priebehu niekoľkých hodín sa vytvorili situácie a na ne aj opatrenia, ktoré by mohli nastať aj v reále. Prínosov bolo veľmi veľa: a) nasimuloval sa priestor a čas, ktorý akoby v reále mohol byť, čím sa vytvorila predstava, čo by sa bolo stalo v skutočnosti - máme predstavu ako sa zachovať. b) precvičili sa jednotlivé kroky a postupy, čím sa rozšírila skúsenosť, ako zvládať mimoriadne situácie. c) meratelnosť hodnôt a výsledkov práce. d) dostupnosť s inými zložkami (hasiči, polícia, ...) finančná nezaťaženosť. e) možnosť doplniť rozohry, príp. zmeniť rozohry. f) v rámci rozohier - príprava na konkrétne riešenia procesov. g) možnosť nakombinovať postupnosť prác jednotlivých záchranných zložiek. 2) „Pán prednosta, akých chýb sa dopúšťali cvičiaci starostovia a kde sú ich rezervy, ktoré by dokázali ovplyvniť priebeh riešenia reálnej mimoriadnej udalosti?“ Odpoveď: „Chyby, ktoré v priebehu cvičenia nastali boli aj teoretické - vypĺňanie a podávanie hlásení, vyhlásenie mimoriadnej situácie - kedy a ako, práca s krízovým štábom, vyhodnotenie situácie, možnosti osloviť záchranné zložky.“ 3) „Pán prednosta, je prostredie, ktoré Vám vytvára simulačné centrum a simulačný nástroj, na ktorom vykonávate cvičenia postačujúci? čo sú jeho výhody resp. nevýhody?“ Odpoveď: „Priestor, v akom prebiehalo cvičenie bol úplne na naše možnosti ohrozenia postačujúci. Veľmi dobre sa nám spolupracovalo s centrom jednak po stránke prípravy, samotného priebehu a tiež samotného vyhodnotenia. Jedným negatívom bolo asi to, že zložky centra by mohli mať lepšie zmapovaný priestor štátu3 a jednotlivých oblastí a tým aj možnosti ohrozenia.“ Cvičenia krízového manažmentu s podporou simulačných technológií pre orgány štátnej správy a samosprávy nie sú vykonávané pravidelne a už vôbec nie v adekvátnej periodicite. S podporou vybavenia simulačného centra sú pravidelne realizované cvičenia s Akadémiou Policajného zboru, ktorá realizuje odbornú stáž študentov katedry verenej správy a krízového manažmentu a s okresným úradom a mestom Veľký Krtíš. Je možné konštatovať, že cvičeniami si zúčastnení zvyšujú úroveň svojich 2 3

Pozn.: tohto cvičenia sa zúčastnilo 7 starostov obcí. Poznámka autorov: zmapovaný = podrobná zdigitalizovaná priestorová databáza 76


vedomostí a zároveň získali aj potrebné praktické skúsenosti pre plnenie úloh v krízových situáciách. Cvičenia orgánov krízového riadenia preverili schopnosti v rade konkrétnych situácií. Každé takéto cvičenie nepochybne prispelo k ďalšiemu rastu kvality prvkov systému krízového manažmentu a hlavne jeho súčasným a potenciálnym pracovníkom (BLAŽEK et al.: 2012). Výhody z takto realizovaných cvičení s podporou simulácií je možné zhrnúť v nasledujúcich bodoch: -

kvantifikovať javy a procesy umožňujúce ich presnejšiu analýzu a uplatnenie optimalizácie v rozhodovacej činnosti orgánov riadenia,

-

možnosť modelovať a simulovať generalizácie objektov, javov a procesov a na ľubovoľnej úrovni (taktickej, operačnej, globálnej),

-

objektívne vyjadriť vplyv terénu a ďalších environmentálnych faktorov,

-

uplatniť vplyv subjektívnych faktorov vzájomných interakcií (najmä ich racionálnych aspektov) v rozhodovacích procesoch orgánov riadenia,

-

možnosť realizácie cvičení so situáciou prebiehajúcou v ľubovoľnom geografickom regióne, v rôznych klimatických a meteorologických podmienkach s rôznou technikou podľa existujúcich alebo nových spoločných operačných postupov,

-

relatívne nízka ekonomická náročnosť na realizáciu cvičení s využitím súčasnej vybudovanej infraštruktúry,

-

možnosť kvalitnej registrácie priebehu cvičení a ich využitia pre objektívnejšie hodnotenie ich výsledkov a formulácií záverov a odporúčaní pre teóriu a prax (dokumentácia priebehu riešenia vzniknutej situácie v 2D a 3D zobrazení, možnosť čiastkových a komplexných štatistických údajov),

-

možnosť prepojenia systémov konštruktívnej simulácie so simulačnými systémami iných kategórií,

-

sústredenie informácií pre rozbor cvičenia, ďalšiu analýzu a jej využitie v nasledujúcom období - výcviku,

-

možnosť hľadania optimálnych riešení pri použití síl a prostriedkov a to neustálym opakovaním,

-

pripraviť manažérov krízy na prevzatie rizík v dôsledku ich rozhodnutí.

4 Záver Neustály rozvoj informačných technológií, dynamické prostredie, ťažko predvídateľné prírodné katastrofy s rýchlym priebehom a zvyšujúce sa požiadavky na krízových manažérov sú hlavné atribúty, prečo musíme neustále hľadať nové a efektívne riešenia vzdelávania a prípravy orgánov krízového riadenia. Je evidentné, že súčasná príprava a vzdelávanie, ktoré sa opierajú o tradičné metódy ako sú výklad s cieľom objasnenia krízovej legislatívy, statické ukážky techniky a prostriedkov, prednášky s témami krízových javov za minulé obdobie a pod., nemôžu v potrebnej miere rozvíjať líderské schopnosti krízových manažérov, neumožňujú precvičovanie koordinácie, kooperácie, flexibility, schopnosti reakcie na novovzniknuté udalosti, prijatie a analýzu informácií a pod.. S prihliadnutím na finančné kapacity, stav domestifikácie súčasného systému konštruktívnej a virtuálnej simulácie, výsledky uskutočnených cvičení krízového manažmentu a nesporných výhod, ktoré prinášajú, sa práve simulačné centrá s odborne pripraveným personálom, potrebným softvérovým a hardvérovým vybavením javia ako najvhodnejšie riešenie prípravy krízových štábov. Aj napriek nespornej potrebe zmeny vo výcviku krízových štábov vzhľadom na zodpovednosť k verejnému obyvateľstvu a vyššie uvedených a popísaných výhod, je cvičení vykonávaných s podporou simulačných technológií vykonávaných veľmi málo.


Dôvodov je viacero: -

simulačné centrá sú gescii Ministerstva obrany SR a preto je len na ochote riadiacich funkcionárov miest, obcí alebo okresných úradov, či budú realizovať takého cvičenia, keďže sa jedná o zložky samosprávy, resp. o úrady v pôsobnosti Ministerstva vnútra,

-

neochota riadiacich pracovníkov, lebo príprava CAX je relatívne časovo náročný proces a je to nad rámec ich funkčných povinností,

-

nedostatok financií, pričom sa jedná len o cestovné a stravné náklady,

-

nevôľa realizácie CAX, ktorá plynie z nepoznaného prostredia a obáv z odhalenia vlastných chýb a nedostatkov.

Chýba ucelená a záväzne akceptovaná koncepcia efektívnej prípravy a vzdelávania krízových manažérov štátnej správy a samosprávy s využitím moderných informačno-komunikačných technológií, ktorá dokáže efektívne pripraviť členov krízových štábov, primátov, starostov a ďalšie orgány samosprávy a štátosprávy. Simulačné centrá v pôsobnosti Ministerstva obrany umožňujú pre zložky IZS a krízové štáby vykonať špecializovaný a rôznorodý výcvik a prípravu, kde by si štáby dokázali overiť, preveriť správnosť operačných postupov, funkčnosť informačných tokov ako na horizontálnej, tak na vertikálnej úrovni, časové normy havarijných a poplachových plánov a tiež preveriť štáby v schopnostiach koordinácie a kooperácie. S vyššie popísanými cieľmi je možné realizovať variabilné cvičenia: -

prvostupňové cvičenia pre výcvik lokálnych krízových štábov miest a obcí so simulovanou situáciou povodní, zosuvu pôdy, veternej kalamity alebo chemickej havárie,

-

dvojstupňové cvičenia pre výcvik kooperácie zložiek samosprávy a štátnej správy, kde by v úlohe cvičiacich boli príslušníci nielen miest a obcí, ale aj príslušníci okresného úradu z daného okresu a príslušníci krajských úradov,

-

cvičenia s komplexnou tematikou a pôsobnosťou na štátnej úrovni, kde vrcholovým orgánom bolo niektoré ministerstvo resp. ministerstvá v závislosti od simulovanej situácie,

-

cvičenia pre parciálne zložky IZS, ktorých výcvik by bol orientovaný na riešenie elementárnych krízových situácií s nutnosťou kooperácie s inými zložkami.

Použitá literatúra [1]

Andrassy, V.; Grega, M.: Didaktické postupy riešenia úloh v oblasti krízového manažmentu. Akadémia ozbrojených síl generála M. R. Štefánika, Liptovský Mikuláš, SR, 2013.

[2]

Blažek, V.; Nečas, P.; Kelemen, M. a kol.: Metodológia tvorby typových krízových scenárov pre prípravu študentov - krízových pracovníkov v APZ Bratislava, AOS L. Mikuláš a VŠBM Košice, projekt vedeckovýskumnej úlohy. Akadémia policajného zboru, Bratislava, SR, 2012.

[3]

Grega, M.; Bučka, P.: Cvičenia krízového manažmentu nevojenského charakteru v praxi. In Riešenie krízových situácií prostredníctvom simulačných technológií, zborník vedeckých prác z medzinárodnej vedeckej konferencie. Akadémia ozbrojených síl gen. M. R. Štefánika, SR, 2013. pp. 38-45. ISBN 978-80-8040-481-9.

[4]

Halaška, J.; Hon, Z.; Šilková, M.: Možnosti zvýšenia efektivity řešení krízových situací. In The Science for Population Protection, 2012, č. 1, vol. 4, ISSN 1803-635X.

[5]

Hubáček, M.; Vráb, V.: Výcvik vybraných bezpečnostních složek s využitím konstruktivní simulace. In The Science for Population Protection, 2012, č. 3, vol. 4. pp. 1-16. ISSN 1803-635X.

77


[6]

Marcinek, M.: Organizácia, fungovanie a rozvoj integrovaného záchranného systému na území Slovenskej republiky. In Wospolczesne determinanty bezpieczenstwa, medzinárodná vedecká konferencia. Gliwice, Poľská republika, 2011, ISBN 978-83-61401-64-3.


[7]

Suja, M.: Perspektívy rozvoja integrovaného záchranného systému do roku 2010. In: Aktuálne otázky verejnej správy (verejnej služby) a možnosti jej ďalšieho zdokonaľovania, zborník z medzinárodnej vedeckej konferencie, Bratislava, SR, 2008. pp. 95-100. ISBN 978-80-8054-442-3.

[8]

Šimák, L.: Krízový manažment vo verejnej správe. Žilinská univerzita, FŠI, DP Košice, SR, 2004. ISBN 80-88829-13-5.

78


Dispersion Conditions of Combustible Dusts for Determination of Minimum Ignition Energy (MIE) Rozviřovací podmínky hořlavých prachů pro stanovení minimální iniciační energie Ing. Jana Havelková Ing. Petr Lepík VŠB - TU Ostrava, Fakulta bezpečnostního inženýrství Lumírova 13, 700 30 Ostrava-Výškovice [email protected] Abstract The minimum ignition energy (MIE) is an important firetechnical characteristic which is linked to the sensitivity of a sample to be ignited by electrical spark. Nowadays, this value is determined in accordance with a standard EN 13821 Potentially explosive atmospheres - Explosion prevention and protection Determination of minimum ignition energy of dust/air mixtures. Most often modified Hartmann tube with volume of 1.2 l and with 7 bar of dispersion pressure is used for determination of MIE. In this paper, it is discussed whether single value of dispersion pressure is accurate for all kinds of dust. From already done tests it can be derived that dusts with lower bulk density are pushed out of the test vessel and desired homogeneous dust cloud is not created. This hypothesis will be examined by further tests.

Determination of MIE is object of two international standards IEC 1241-2-3 (IEC, 1994) and EN 13821 (EN, 2002). Discrepancy in determination of MIE due to these standards was described in previous article (Havelková, Lepík, 2014). The present paper deals with an approach of EN 13821 (EN, 2002) to the issue of sample dispersion that appears to be insufficient. Determination of MIE according to EN 13821 In general, determination of MIE requires pneumatic dispersing of a given amount of dust corresponding to theoretical concentration in the measuring vessel. Created dust-air mixture is subjected to a spark discharge from a capacitor, whereas ignition or non-ignition is visually detected. The picture shows phase of dispersion, ignition and following propagation of flame through the dust cloud in the modified Hartmann tube (Fig. 1).

Keywords Minimum ignition energy (MIE), combustible dust, Hartmann tube, dispersion pressure. Abstrakt Minimální iniciační energie (MIE) je důležitou požárnětechnickou charakteristikou prachu, která udává citlivost dané látky ke vznícení elektrickou energií. V dnešní době se tato hodnota stanovuje na základě mezinárodní normy EN 13821 Prostředí s nebezpečím výbuchu - Prevence a ochrana proti výbuchu Stanovení minimální zápalné energie směsi prachu se vzduchem. Pro měření MIE se nejčastěji používá modifikovaná Hartmannova trubice o objemu 1,2 l s rozviřovacím tlakem 7 barů. V tomto příspěvku je diskutováno, zda jednotná hodnota rozviřovacího tlaku pro všechny typy prachů je vhodná. Z již provedených měření lze odvozovat, že prachy s nižší sypnou hustotou jsou vytlačeny mimo zkušební nádobu a nedochází k vytvoření homogenního oblaku prachu. Tato hypotéza bude prověřena dalšími experimentálními měřeními. Klíčová slova Minimální iniciační energie (MIE), hořlavý prach, Hartmannova trubice, rozviřovací tlak. Introduction In dusty technologies explosion hazard may threaten. The explosion might be prevented if the dust characteristics are known. Optimal explosion protection depends on fire-technical characteristics of dust. One of these characteristics is minimum ignition energy (MIE) which will be discussed further. The minimum ignition energy is linked to the sensitivity of a sample to be ignited by electrical spark and it is defined as the lowest electrical energy just sufficient to effect ignition of the most ignitable mixture of a given dust under specific test conditions.


Fig. 1 Phases of test a) dispersion, b) ignition, c) propagation of flame through the dust cloud The minimum ignition energy is a function of the dust/air mixture dynamics (turbulence) and the dust concentration. The value of MIE shall be measured at the optimum dust concentration and the lowest turbulence level. The turbulence level is inversely proportional to ignition delay time. The procedure begins with a value of ignition energy that will reliably ignite a given concentration in air of the dust being tested. Then, the spark energy is reduced in steps until the energy, at which sample is not ignited, is achieved. Test procedure is performed for various ignition delay times. The result is a value of MIE which lies between the highest energy, E1, at which ignition fails to occur in 10 successive attempts to ignite the dust/air mixture, and the lowest energy, E2, at which ignition occurs within up to 10 successive attempts (EN, 2002). In this standard importance of dispersion pressure is not taken into account, as it is in the second standard dealing with determination of MIE of dust/air mixture (IEC, 1994). More recent European standard (EN, 2002) only gives an example of modified Hartmann tube that uses a dispersion pressure of 7 bar for all kinds of dust. The Hartmann tube is the most frequently used test apparatus which is recommended by both mentioned standards. Design of the test apparatus is shown in the following picture (Fig. 2).

79


Explosion vessel is a cylinder made of glass with volume of 1.2 l (Hartmann tube). A removable vent is located at the top of the tube. System of dispersion with a mushroom shaped nozzle is placed in the bottom of tube. Dispersion pressure is adjustable in range from 0 to 10 bar. Ignition delay time may be set up on 0 ms and increased by 30 ms time steps. There are implemented two spark generating systems. For 10 mJ and higher energies a triggering by electrode movement is applied and for lower energies there is a high-voltage relay. Stainless steel electrodes have 2 mm in diameter. Gap between electrodes must be at least 6 mm. It is possible to adjust inductance either on 0 mH or 1 mH while with increasing inductance incendivity of spark increases and value of MIE decreases. Another part of the MIE-D 1.2 apparatus is touch-screen control panel facilitating manipulation with the device to user (Fig. 4).

Fig. 2 Modified Hartmann tube (EN, 2002) Test apparatus for determination of MIE For determination of MIE the Hartmann tube or modified Hartmann tube is recommended. Furthermore, it can also be determined in other vessels meeting normative requirements, for instance 20-l-sphere vessel. In Czech and many foreign laboratories the tests are carried out on the apparatus MIKE 3 manufactured by Kühner AG in Switzerland. Equipment working on similar principle was manufactured also by British company Chilworth Technology and Polish company ANKO and others. The results given in following part were determined at apparatus MIE-D 1.2 manufactured in Czech company OZM Research s.r.o. in Explosion Protection Laboratory at the Faculty of Safety Engineering of VSB - Technical University of Ostrava. Apparatus MIE-D 1.2 works on Hartmann tube principle, as well. Apparatus, test procedure and software are described in manual (Janovský, 2012). The item consists of explosion vessel, dispersion system, ignition system and control panel. Apparatus is closed in compact equipment cabinet (Fig. 3).

Fig. 4 Basic screen of control panel (Janovský, 2012) Influence of dispersion pressure on the value of MIE The issue of influence of dispersion pressure on the final value of MIE is dealt by team of Explosion Protection Laboratory workers at the Faculty of Safety Engineering of VSB - Technical University of Ostrava. Partial results and predictions are presented in following text. Partial results are stated for three samples which will be further characterized by grain size distribution and bulk density, and the samples were wheat flour, potato starch and instant coffee. Wheat flour The sample was wheat flour commonly available in retail chains. It is white, slightly yellowish, powder whose microscopic image with a tenfold magnification is shown in Fig. 5a). Grain size distribution of wheat flour is given in Tab. 1. Tab. 1 Grain size distribution (sieve analysis) of wheat flour (Hanák, 2014)

Fig. 3 Apparatus MIE-D 1.2 Ostrava 3. - 4. září 2014

Sieve specification

Grain size on sieve [mm]

Mass of sample [g]

Conversion [%]

Above sieve [%]

Under sieve [%]

0.180

> 0.18

0.65

0.656

0.656

99.344

0.150

0.15 - 0.18

1.40

1.413

2.069

97.931

0.125

0.125 - 0.15

3.50

3.532

5.600

94.400

0.106

0.106 - 0.125

21.55

21.746

27.346

72.654

0.075

0.075 - 0.106

58.82

59.354

86.700

13.300

0.063

0.063 - 0.075

10.37

10.464

97.164

2.836

0.040

0.040 - 0.063

2.35

2.371

99.536

0.464

< 0.040

0.46

0.464

100.000

0.000

Mass of sample after analysis [g]

99.10

Median grain size [mm]

0.09596

Σ

100

80


Bulk density was determined in accordance with ČSN EN 725-8 (ČNI, 2006) and its value for wheat flour is ρbulk = 530 kg.m-3 ± 20 kg.m-3. Potato starch Next tested sample was potato starch from Amylon a.s. Grain size distribution of this sample is given in Tab. 2. Microscopic grain image of potato starch with a twentyfold magnification is shown in Fib. 5b). Tab. 2 Grain size distribution (sieve analysis) of potato starch (Hanák, 2014) Sieve specification


Mass of sample [g]

Conversion [%]

Above sieve [%]

Under sieve [%]

0.125

> 0.125

0.72

0.715

0.715

99.285

0.106

0.106 - 0.125

3.94

3.914

4.629

95.371

0.090

0.090 - 0.106

4.85

4.818

9.447

90.553

0.075

0.075 - 0.090

7.95

7.897

17.344

82.656

0.063

0.063 - 0.075

21.09

20.950

38.293

61.707

0.040

0.040 - 0.075

46.06

45.753

84.047

15.953

0.032

0.032 - 0.040

12.84

12.755

96.801

3.199

< 0.032

3.22

3.199

100.000

0.000


100.7


0.05986

Σ

Fig. 5 Microscopic image of samples a) wheat flour (10x); b) potato starch (20x); c) instant coffee (10x) (Hanák, 2014) Tab. 4 lists determined values of MIE of described samples with dispersion pressure of 7 bar, due to standard EN 13821 (EN, 2002), and with alternative dispersion pressures. Tab. 4 MIE of samples with various dispersion pressures Sample

Instant coffee

ρbulk* [kg.m-3]

220

100

Bulk density of the sample of potato starch is ρbulk = 680 kg.m ± 20 kg.m-3.

-3

Wheat flour

Tab. 3 Grain size distribution (sieve analysis) of instant coffee (Hanák, 2014) Sieve specification


Mass of sample [g]

Conversion [%]

Above sieve [%]

Under sieve [%]

0.212

> 0.212

36.53

37.421

37.421

62.579

0.180

0.180 - 0.212

16.96

17.373

54.794

45.206

0.150

0.150 - 0.180

16.47

16.872

71.666

28.334

0.125

0.125 - 0.150

16.68

17.087

88.752

11.248

0.106

0.106 - 0.125

4.60

4.712

93.464

6.536

0.090

0.090 - 0.106

4.07

4.169

97.634

2.366

0.075

0.075 - 0.090

2.06

2.110

99.744

0.256

< 0.075

0.25

0.256

100.000

0.000


97.62


0.183191201

Σ

100

Bulk density of the instant coffee is: ρbulk = 220 kg.m-3 ± 20 kg.m-3.


Potato starch

MIE [mJ]

Statistic value of energy Es [mJ]

7

> 300 < 1000

590

4

> 300 < 1000

440

5

> 300 < 1000

380

7

> 30 < 100

84

4

> 100 < 300

220

7

> 30 < 100

47

5

> 30 < 100

38

530

Instant coffee The last sample was instant coffee Nescafé Classic Crema from Nestlé Česko s.r.o. Detail of sample with a tenfold magnification is shown in Fig. 5c). Grain size distribution of instant coffee is given in following table (Tab. 3).

Pressure [bar]

680

* deviation is ± 20 kg.m-3. Considering obtained data it could be concluded that dispersion pressure does not have significant influence on category of sensitivity of a sample to be ignited by electrical spark. Except very low pressure which is not able to uplift sample into spark gap. On the contrary, dispersion pressure influences statistic value of energy Es. Specifically with the sample of instant coffee having the lowest bulk density, value Es decreased with dispersion pressure of 5 bar to two-thirds of the value obtained with normative dispersion pressure of 7 bar. Moreover, range of ignitable concentrations was extended. There is an assumption that samples with lower bulk density will require lower dispersion pressure than 7 bar to create optimal dust cloud. This hypothesis is disrupted by sample of potato starch whose bulk density is higher than bulk density of wheat flour, but with dispersion pressure of 5 bar value Es slightly decreased. It is considered that bulk density is not sole characteristic according to which optimal dispersion pressure could be predicted. Anyway, it is necessary to consider that dispersing of light samples by high pressure (even 7 bar) may bring inaccuracies to results as the sample will be pushed out of the spark gap. This effect is shown on Fig. 6.

81


For more sophisticated results it will be necessary to perform several other tests with samples of different characteristics. Particularly, samples with different bulk densities should be examined to explore the real relationship between this characteristic and dispersion pressure and their influence on minimum ignition energy. References Fig. 6 Dispersion of sample of instant coffee a) inadequate dispersion of 150 mg of the sample with dispersion pressure 7 bar; b) optimal dispersion of 150 mg of the sample with dispersion pressure 4 bar (Hanák, 2014)

[1]

ČNI, 2006. ČSN EN 725-8. Advanced technical ceramics Methods of test for ceramic powders - Part 8: Determination of tapped bulk density. Praha: Český normalizační institut (ČNI).

[2]

IEC, 1994. IEC 1241-2-3. Electrical apparatus for use in the Presence of combustible dust - Part 2 Test Methods - Section 3 Method for Determining Minimum Ignition Engergy of Dust/ Air Mixtures.

[3]

EN, 2002. EN 13821 Potentially explosive atmospheres - Explosion prevention and protection - Determination of minimum ignitron energy of dust/air mixtures.

[4]

Hanák, J. 2014.: Vliv rozviřovacího tlaku na stanovení minimální iniciační energie prachu. Ostrava, 2014. Diploma thesis. VSB - Technical University of Ostrava. Supervizor doc. Dr. Ing. Aleš Bernatík.

[5]

Havelková, J.; Lepík, P. 2014.: Normative approach to determine the minimum ignition energy (MIE) of combustible dust. In Bezpečnost a ochrana zdraví při práci 2014: sborník přednášek XIV. ročníku mezinárodní konference: Ostrava, VŠB - TU, 14. - 15. května 2014. Ostrava: Sdružení požárního a bezpečnostního inženýrství, s. 3. ISBN 978-80-7385-145-3, ISSN 1804-2767.

[6]

Janovský, B. 2012.: MIE-D 1.2, přístroji pro stanovování minimální iniciační energie prachových disperzí, MANUÁL. Hrochův Týnec: OZM Research s.r.o.

Conclusion The minimum ignition energy is an important fire-technical characteristic which is linked to the sensitivity of a sample to be ignited by electrical spark. Determination of this characteristic is dealt by two international standards whereas in the paper more recent of them, EN 13821 (EN, 2002), was discussed. Procedure of determination of MIE according to the standard was described. On the contrary to older standard IEC 1241-2-3 (IEC, 1994), EN 13821 does not take into account importance of dispersion pressure. Item MIE-D 1.2 which was used for determination of MIE with various dispersion pressures was described. The apparatus works on Hartmann tube principle recommended by standard EN 13821 (EN, 2002). Beyond the scope of the standard the apparatus is modified for setting dispersion pressure. In the paper, its influence on the final value of MIE was discussed. It has shown that especially dusts with low bulk density are the most influenced. Supposedly, dispersion pressure lower than 7 bar would be more accurate for creating optimal concentration of dust/air mixture at the time of ignition. On the other side, lower pressure may not be enough to uplift samples with higher bulk density (e.g. wheat flour)


82


Bezpečnost a ekonomika provozu stabilních hasicích zařízení Safety and Operation Economics of Fixed Extinguishing Systems plk. Ing. Zdeněk Hošek, Ph.D. Ministerstvo vnitra - generální ředitelství HZS ČR Kloknerova 26, 148 01 Praha 414 [email protected] Abstrakt Správný návrh, instalace certifikovaných komponent, řádná montáž a funkční zkouška jsou sice důležitým, ale pouze výchozím předpokladem pro správnou funkci systémů stabilních hasicích zařízení. Neméně důležitým faktorem však zůstává zajištění jejich trvalé provozuschopnosti. Jedná se o provádění předepsaných revizí, kontrol, údržby, a oprav. Základní požadavky související s navrhováním, instalací a provozuschopností požárně bezpečnostních zařízení, a tudíž i stabilních hasicích zařízení, stanoví zákon č. 133/1985 Sb., o požární ochraně, ve znění pozdějších předpisů. Tyto zákonné požadavky pak v podrobnostech rozvádí vyhláška č. 246/2001 Sb., o stanovení podmínek požární bezpečnosti a výkonu státního požárního dozoru (vyhláška o požární prevenci) a vyhláška č. 23/2008 Sb., o technických podmínkách požární ochrany staveb, ve znění vyhlášky č. 268/2011 Sb. Na tomto místě je však nezbytné upozornit na skutečnost, že na bezpečný provoz těchto zařízení se vztahuje rovněž celá řada jiných právních předpisů a normativních dokumentů. Jedná se zejména o předpisovou základnu z oblasti vyhrazených technických zařízení. V praxi to znamená, že odpovědný projektant musí již ve fázi projektové přípravy systémů stabilních hasicích zařízení velmi pečlivě zvážit, zda je nasazení konkrétní aplikace v daných podmínkách ekonomické. Nastavení rovnováhy mezi požárními a bezpečnostními požadavky ve vztahu k ekonomické zátěži tak sehrává jednu z klíčových rolí v procesu investiční výstavby. Podcenění těchto aspektů znamená v souhrnu nejen primární prodražení celého stavebního díla, ale vede zpravidla i k následným neadekvátním provozním nákladům. Klíčová slova Požárně bezpečnostní zařízení (PBZ), stabilní hasicí zařízení (SHZ), sprejové SHZ, mlhové SHZ, pěnové SHZ, plynové SHZ, práškové SHZ, aerosolové SHZ, elektrická požární signalizace (EPS), tlakové nádoby, tlaková zařízení, přepravitelná tlaková zařízení, kontroly, periodické zkoušky, kontroly provozuschopnosti, funkční zkoušky, výchozí revize, pravidelné revize. Abstract Proper design, installation of certificated components, proper montage and functional test are important, but only primary preconditions for the correct function of fixed extinguishing system. No less important factor is provision of its permanent functionality. It is provided by prescribed revisions, controls, maintenance and repairs. Basic requirements connected to design, installation and operation of fire protection system and also fixed extinguishing system are stated in the Act No. 133 of 1985 “On Fire Protection” in accordance to later amendments. Above mentioned requirements in details are described in Decree No. 246 of 2001 “On Stipulation of Fire Safety Conditions and on State fire Supervision Performance (Decree on Fire Prevention)” and Decree No. 23 of 2008 “On the Technical Requirements for the Fire Protection of Buildings” in accordance to Decree No. 268 of 2011. It is important to stress that safety operation of such installations is regulated also by several laws and normative documents. It is namely the set of regulations from the branch of specific technical equipment. In praxis, it means that responsible designer has to plan very carefully already Ostrava 3. - 4. září 2014

in the design preparedness phase of fixed extinguishing system whether the use of concrete applications in given conditions is economic. Setting a balance between fire and safety requirements in connection to economic burden plays one of the key roles in investment construction process. The underestimation of mentioned aspects causes not only primary higher investments but also usually consequent non-adequate operational costs. Keywords Fire safety system (FSS), fixed extinguishing system (SES), sprinkler SES, fog SES, foam SES, gas SES, powder SES, aerosol SES, Fire detection and fire alarm systems (FDAS), pressure containers, pressure device, mobile pressure device, controls, periodic tests, controls of operability, functional tests, starting revisions, periodical revisions. 1 Úvod Vznik, rozvoj a šíření požáru v objektech závisí na mnoha činitelích. Obecně lze však konstatovat, že požární ochranu a požární bezpečnost stavebních objektů lze velmi pozitivně ovlivnit aplikací příslušných prvků aktivní požární ochrany. Jedná se především o použití vyhrazených druhů požárně bezpečnostních zařízení, jimiž lze zajistit včasnou detekci a lokalizaci požáru nebo dokonce samočinné potlačení požáru. Mezi nejznámější a nejúčinnější druhy těchto PBZ se bezesporu řadí stabilní hasicí zařízení (SHZ). 2 Stabilní hasicí zařízení SHZ jsou jedním z nejspolehlivějších prvků aktivní požární ochrany, které spolu s EPS, zařízením dálkového přenosu, zařízením pro detekci hořlavých plynů a par, polostabilním hasicím zařízením, automatickým protivýbuchovým zařízením, zařízením pro odvod kouře a tepla a s požárními klapkami tvoří skupinu tzv. vyhrazených PBZ. Jedná se o skupinu výrobků určených k trvalému zabudování do stavby, které podmiňují požární bezpečnost stavby, a na jejichž projektování, instalaci, provoz, kontrolu, údržbu a opravy jsou proto kladeny předpisy o požární ochraně zvláštní požadavky. SHZ jsou tedy současně i výrobky určenými k zabudování do staveb a patří proto mezi tzv. „stanovené výrobky“, které podléhají posouzení shody autorizovanou osobou podle zákona č. 22/1997 Sb., o technických požadavcích na výrobky a o změně a doplnění některých zákonů, ve znění pozdějších předpisů. Pro většinu součástí (komponentů) SHZ existují harmonizované evropské technické specifikace, podle kterých může být provedeno ověření stálosti vlastností v souladu s přímo aplikovatelným právním předpisem EU, kterým je nařízení Evropského parlamentu a Rady (EU) č. 305/2011 ze dne 9. března 2011, kterým se stanoví harmonizované podmínky pro uvádění stavebních výrobků na trh a kterým se zrušuje směrnice Rady 89/106/EHS. Na SHZ jako celek však harmonizovaná evropská technická specifikace neexistuje. Konkrétní postup posouzení shody u těchto zařízení proto v České republice, a to plně v souladu s evropským právem, upravuje nařízení vlády č. 163/2002 Sb., kterým se stanoví technické požadavky na vybrané stavební výrobky, ve znění pozdějších předpisů (viz příloha č. 2, tab. 10 Technická zařízení staveb, položka č. 3 - Výrobky pro potlačení a hašení požáru). SHZ zajišťuje buď automaticky (samočinně), nebo prostřednictvím systému EPS včasné a rychlé hašení požáru přímo v místě jeho vzniku, a to včetně vyhlášení požárního poplachu. Hlavním účelem SHZ je především minimalizace doby volného rozvoje požáru a jeho lokalizace. I když je převážná část těchto zařízení projektována pro tzv. uvedení požáru pod kontrolu 83


(lokalizace požáru) existují i systémy, které jsou schopny požár likvidovat zcela. V obou případech je však nutná i následná asistence jednotky požární ochrany.

Nedílnou součástí plynových, práškových a vysokotlakých mlhových SHZ jsou tlakové lahve a proto jsou tato zařízení současně považována za:

SHZ obvykle sestávají z nádrže nebo tlakového zásobníku na hasivo, čerpacího zařízení, potrubních rozvodů s řídícími ventily a výstřikových koncovek účelně rozmístěných v chráněném úseku nebo technologii. Nedílnou součástí většiny SHZ je pak detekční, řídicí, monitorovací a poplachové zařízení.

a) vyhrazená technická zařízení podle zákona č. 174/1968 Sb., o státním odborném dozoru nad bezpečností práce, ve znění pozdějších předpisů, nejsou-li stanovena k posuzování shody podle zvláštního zákona, a zároveň, b) vyhrazená plynová zařízení:

3 Třídění SHZ podle použitého hasiva

-

tlakové stanice1 podle ustanovení § 2 písm. c) vyhlášky č. 21/1979 Sb., kterou se určují vyhrazená plynová zařízení a stanoví některé podmínky k zajištění jejich bezpečnosti, ve znění pozdějších předpisů,

-

zařízení pro rozvod plynu2 podle ustanovení § 2 písm. f) vyhlášky č. 21/1979 Sb.

SHZ se obecně třídí podle aplikovaného hasiva na následující druhy: Vodní SHZ -

Sprinklerová SHZ: • se suchou soustavou, • s mokrou soustavou, • s předstihovou soustavou.

-

Sprejová (drenčerová) SHZ.

-

Mlhová SHZ: • nízkotlaká: p < 1,25 MPa, • středotlaká: 1,25 MPa ≤ p < 3,5 MPa, • vysokotlaká: p > 3,5 MPa,

-

Parní SHZ.

Pěnová SHZ -

na těžkou pěnu (n* = 6 - 20),

-

na střední pěnu (n* = 20 - 200),

-

na lehkou pěnu (n* > 200).

*n = číslo napěnění Prášková SHZ -

ABC* s výtlačným plynem N2,

-

ABC* s výtlačným plynem CO2,

-

HRD (High Rate Discharge) s pyrotechnickou patronou - pro technologické hašení.

*univerzální prášek pro hašení požárů tříd A, B, a C podle ČSN EN 2+A1 Třídy požárů: 5/2005 Plynová SHZ -

na CO2 (nízkotlaká a vysokotlaká),

-

na inertní plyny (např. argon, dusík nebo jejich směsi jako je Aragonite nebo Inergen),

-

na halonové alternativy (halogenované uhlovodíky typu HFC např. hasivo FM 200; nebo hasiva na bázi ketonů - např. hasivo NOVEC nebo Sapphire).

Aerosolová SHZ -

aerosol vzniká hořením pevné směsi v generátoru a je jím zaplavován chráněný prostor.

V praxi je běžná vzájemná kombinace jednoho druhu vyhrazeného technického zařízení s druhým, jako např. plynové a tlakové a platná legislativa umožňuje tuto kombinaci i u SHZ. Tímto nejsou dotčeny právní, ani normativní předpisy z oblasti požární ochrany (např. zákon č. 133/1985 Sb., vyhláška č. 246/2001 Sb., ČSN EN 15004-1 apod.). V případě, že autorizovaná osoba vydává na SHZ výrobci, dovozci nebo sdružení výrobců nebo dovozců stavební technické osvědčení (STO) podle nařízení vlády č. 163/2002 Sb., je nutno dodržet ustanovení nařízení Evropského parlamentu a Rady (EU) č. 305/2011. V něm se uvádí, že pakliže se na výrobek (systém, dílec, komponent nebo konstrukční prvek) vztahují jiné směrnice, nařízení či rozhodnutí, musí být současně splněny u stavebních výrobků i tyto požadavky (např. zákon č. 174/1968 Sb. a jeho prováděcí předpisy). Výrobci dnes vyrábějí, montují, zkoušejí a opravují plynová SHZ dle ČSN EN 15004-1 (389250) Stabilní hasicí zařízení - Část 1: Návrh instalace a údržba. Prováděné pneumatické zkoušky potrubního rozvodu podle čl. 8.2.3.12 předmětné normy se zkušebním tlakem 3 bary (0,3 MPa) jsou nedostatečné, neboť provozní tlak plynu u hubice dosahuje u některých vysokotlakých plynových SHZ běžně až 50 barů (5 MPa). Z výše uvedených důvodů lze konstatovat, že takto zkoušené zařízení nelze považovat pro provoz za bezpečné. Technická inspekce České republiky (dále jen „TIČR“) požaduje pro plynová, prášková a vysokotlaká mlhová SHZ, jakožto vyhrazená plynová zařízení níže uvedené odbornosti: a) montáž a opravy právnická a podnikající fyzické osoba OPRÁVNĚNÍ podle ustanovení § 3 vyhlášky č. 21/1979 Sb. v rozsahu: -

§ 2 písm. c) zařízení pro plnění nádob plyny, včetně tlakových stanic (dle TIČR označení skupiny C2 pro technické plyny),

-

§ 2 písm. f) zařízení pro rozvod plynů (dle TIČR označení skupiny F6 rozvody technických plynů),

b) montáž a opravy fyzická osoba - OSVĚDČENÍ podle ustanovení § 6 vyhlášky č. 21/1979 Sb. v rozsahu: -


-


4 Plynová, prášková a vysokotlaká mlhová SHZ jako vyhrazená technická a vyhrazená plynová zařízení Plynová SHZ jsou sestavena ze zdroje hasiva (např. svazky tlakových lahví N2, CO2, INERGEN apod.) a potrubí, kterým plyn na základě příslušného impulsu z ústředny SHZ proudí do chráněného prostoru. U práškových a vysokotlakých mlhových SHZ se jedná o kombinované hašení. V prvním případě prášek plní funkci hasiva a plyn pak funkci hasiva i výtlačného média. Ve druhém případě plní funkci hasiva voda a plyn funkci hasiva i výtlačného média.


c) revize a zkoušky právnická a podnikající fyzická osoba OPRÁVNĚNÍ podle ustanovení § 3 vyhlášky č. 21/1979 Sb. v rozsahu: 1

2

Tlakové stanice jsou souhrnné funkční celky, sloužící k odběru plynů ze tří a více kovových tlakových lahví k dopravě plynů. Součástí tlakové stanice jsou rovněž armatury, propojovací potrubí, zařízení pro úpravu tlaku, měřicí a zabezpečovací zařízení, apod. 84


-


-


d) revize a zkoušky fyzická osoba - OSVĚDČENÍ podle ustanovení § 6 vyhlášky č. 21/1979 Sb. v rozsahu: -


-


e) obsluha fyzická osoba - OSVĚDČENÍ podle ustanovení § 5 vyhlášky č. 21/1979 Sb. v rozsahu: -


-


f) kontrola zařízení fyzická osoba - dle ustanovení § 3 vyhlášky č. 85/1978 Sb., o kontrolách, revizích a zkouškách plynových zařízení, ve znění vyhlášky č. 352/2000 Sb. Organizace oprávněná k montážím nebo opravám zařízení je povinna zajistit zkoušku zařízení po dokončení montáže nebo rekonstrukce v rozsahu stanoveném příslušnými předpisy a projektovou dokumentací (viz § 7 vyhlášky č. 21/1979 Sb.). Dále je dle ustanovení § 3 odst. 8 písm. c) vyhlášky č. 21/1979 Sb. povinna písemně oznámit organizaci státního odborného dozoru (TIČR) příslušné podle umístění zařízení alespoň 15 dnů předem místo a dobu provádění zkoušek zařízení pro rozvod plynů s vysokým tlakem. V tomto případě se jedná o rozvody hasební látky plynových SHZ. 5

Další požadavky na SHZ

5.1 Další technické požadavky na SHZ, jejichž součástí jsou tlakové nádoby na plyny, vyplývají z ČSN 07 8304 Tlakové nádoby na plyny - Provozní pravidla: Počet nádob, které jsou součástí systémů SHZ umístěných v jednopodlažním a vícepodlažním objektu, může být nejvýše 320 (přepočteno na nádoby s vodním objemem 50 litrů) v jednom požárním úseku. Všechny nádoby musí být vybaveny tlakovou pojistkou proti výbuchu vnitřním přetlakem. Jsou-li instalovány nádoby do počtu 24 ks včetně (přepočteno na nádoby s vodním objemem 50 litrů), mohou být umístěny v chráněném prostoru. Je-li instalováno více než 24 nádob (přepočteno na nádoby s vodním objemem 50 litrů), musí být umístěny v samostatné místnosti určené výhradně pro umístění nádob systému SHZ. Tato místnost musí tvořit samostatný požární úsek, konstrukce musí být druhu DP1 s požární odolností minimálně EI 60 (viz článek 7.7). Počet nádob, které jsou součástí systémů SHZ umístěných v suterénních prostorech, může být celkově nejvýše 160 (přepočteno na nádoby s vodním objemem 50 litrů). Všechny nádoby musí být vybaveny tlakovou pojistkou proti výbuchu vnitřním přetlakem. Je-li instalováno více než 6 nádob (přepočteno na nádoby s vodním objemem 50 litrů), musí být umístěny v samostatné místnosti určené výhradně pro umístění nádob systému SHZ. Tato místnost musí tvořit samostatný požární úsek, konstrukce musí být druhu DP1 s požární odolností minimálně EI 90. Prostor nad vstupními dveřmi do místnosti a vnitřní prostor místnosti s nádobami musí být vybaveny výstražným systémem indikujícím případ poklesu tlaku v nádobách s hasivem nebo únik hasiva (viz článek 7.8).


Pokud jsou nádoby stabilních hasicích zařízení umístěny v prostoru mimo chráněný úsek a celkové množství hasiva v nádobách je ve vztahu k objemu prostoru s nádobami vyšší než hodnota NOAEL, musí být v případě zaznamenaného úniku hasiva uvedeno do provozu havarijní větrání, tj. 6násobná výměna vzduchu za hodinu. Odvětrání musí být vyvedeno mimo objekt (viz článek 7.9). Nádoby, které jsou součástí systémů stabilních hasicích zařízení, nesmějí být skladovány společně s jinými nádobami, které nejsou součástí SHZ. Toto ustanovení platí pro plné i prázdné nádoby. Rovněž nesmí být skladovány společně s žíravinami (vyjma uzavřených akumulátorů), s radioaktivními materiály a jinými nebezpečnými látkami (viz článek 7.10). Prostor, v němž jsou umístěny nádoby stabilních hasicích zařízení, musí být chráněn zařízením pro snížení tlaku, které v případě úniku hasiva zamezí destrukci konstrukcí vlivem zvýšení tlaku v prostoru (viz článek 7.11). 5.2 Další technické požadavky na SHZ, jejichž součástí jsou stabilní tlakové nádoby, vyplývají z ČSN 69 0012+Z4 Tlakové nádoby stabilní - Provozní požadavky: Součástí většiny vodních SHZ jsou stacionární (stabilní) tlakové nádrže, které smí být uvedeny do provozu pouze tehdy, jestliže jejich stav neohrožuje bezpečnost osob a okolí a u nichž byly provedeny předepsané výchozí revize a zkoušky v normou předepsaných lhůtách. Projekt systému SHZ Technické požadavky na SHZ jsou v širokém rozsahu obsaženy zejména v kodexu českých technických norem z oblasti požární bezpečnosti staveb třídy ČSN 73 08xx a to jak z hlediska vlivu na výpočtové požární zatížení, tak i podmínek jejich použití při ochraně nevýrobních a výrobních objektů. Podle vyhlášky č. 246/2001 Sb., patří, jak již bylo řečeno, SHZ do skupiny vyhrazených zařízení. Z toho vyplývá, že pro jejich projektování, instalaci, provoz, kontrolu a údržbu platí zvláštní požadavky. Výstavba systému SHZ se provádí tak, aby byl splněn účel, pro který byl do stavby či technologie navržen a aby nemohla být jeho funkce a provozuschopnost v případě požáru ovlivněna ostatními technickými zařízeními včetně systémů měření a regulace ve střeženém objektu či prostoru, případně v jejich střežených částech. Výstavba systému SHZ probíhá v logických krocích a návaznostech (fázích) podle obr. 1.

I. Návrh

II. Projektování

III. Montáž

IV. Uvedení do provozu

V. PĜevzetí do užívání

VI. Provoz

Obr. 1 Fázový diagram pro výstavbu a provoz systému SHZ Projekt systému SHZ vychází z požárně bezpečnostního řešení stavby a zpracovává se v rozsahu projektové dokumentace pro provádění stavby a obsahuje: a) stanovení konkrétních druhů či typů a konfigurace veškerých komponentů navrženého systému SHZ, b) stanovení intensity dodávky vody či jiných druhů hasiva úměrně s vyskytujícím se nebezpečím. V úvahu přichází následující třídy nebezpečí: -

malé LH,

-

střední OH / OH 1, OH 2, OH 3 a OH 4, 85


-

vysoké - výrobní HHP/HHP1, HHP 2, HHP 3, HHP 4,

Současný vývoj v oblasti aplikace systémů SHZ

-

vysoké - skladování HHS/HHS I, HHS II, HHS III, HHS IV,

Současný vývoj a poznatky v oblasti aplikace systémů SHZ přináší zásadní změny od návrhu na základě intenzity dodávky vody včetně jiných druhů hasiv a definované účinné plochy, úměrně vyskytujícímu se nebezpečí. Zřetelným příkladem je zejména rozdíl mezi evropským a americkým přístupem k ochraně skladů, kdy se podle EN 12845+A2 Stabilní hasicí zařízení - Sprinklerová zařízení - Navrhování, instalace a údržba navrhují pro toto nebezpečí sprinklery s K 803 nebo K 115 zatímco v USA jsou to sprinklery s K 200 - K 360. Uvedená problematika byla také předmětem letošní londýnské mezinárodní konference Fire Sprinkler International 2014. K nejvýraznějším změnám a odklonům od dosavadních zažitých přístupů dochází na základě nových výzkumů zejména v následujících kritériích:

c) umístění strojovny SHZ v objektu, d) rozvody potrubí, umístění nádrží (tlakových případně lahví) s hasivem, rozmístění, druh a typ výstřikových trysek či sprinklerů v prostoru, poplachových zvonů a dalších komponentů systému SHZ v různých částech či prostorách objektu včetně způsobu a druhu jejich propojení, c) způsob zabezpečení objektu nebo technologie systémem SHZ v závislosti na navrženém rozsahu ochrany a jejich rozdělení na detekční a poplachové zóny, d) stanovení opatření pro ovládání systému SHZ a pro zobrazení jeho indikací například na ústředně EPS,

nechráněné ocelové konstrukce nevyžadují zvýšení požární odolnosti nátěry, nástřiky nebo obklady pokud je sklad chráněn sprinklerovým zařízením se sprinklery s K 200 až K 360,

e) zajištění napájení systému SHZ ze dvou na sobě nezávislých zdrojů, f) zvláštní požadavky pro náhradní pohon či zdroj hasiva,

pokud je sklad chráněn příslušným sprinklerovým zařízením lze za stanovených podmínek ustoupit od instalace požárních uzávěrů otvorů,

g) stanovení algoritmů pro řízení či ovládání veškerých PBZ připojených na ústřednu EPS (na základě podmínek PBŘ), h) požadavky na provedení funkčních či koordinačních funkčních zkoušek.

při aplikaci příslušného druhu sprinklerové ochrany ve skladovacích prostorách není účelné ani ekonomické instalovat současně zařízení pro odvod kouře a tepla a kouřové zábrany, které prokazatelně snižují účinnost této ochrany a současně markantně zvyšují zatížení ovzduší CO2.

Pro navrhování instalaci a údržbu SHZ platí následující dílčí normativní dokumenty: Druh SHZ

Normativní dokument

Sprinklerová

ČSN EN 12845+A2 Stabilní hasicí zařízení - Sprinklerová zařízení Navrhování, instalace a údržba

Sprejová

ČSN P CEN/TS 14816 Stabilní hasicí zařízení - Vodní sprejová zařízení Navrhování, instalace a údržba

Mlhová

ČSN P CEN/TS 14972 Stabilní hasicí zařízení - Mlhová zařízení - Navrhování a instalace

Pěnová

ČSN EN 13565-2+Opr. 1 Stabilní hasicí zařízení - Pěnová zařízení - Část 2: Navrhování, konstrukce a údržba

Plynová

ČSN EN 15004-1 Stabilní hasicí zařízení - Plynová hasicí zařízení - Část 1: Návrh, instalace a údržba

Prášková

ČSN EN 12416-2+A1 Stabilní hasicí zařízení - Prášková zařízení - Část 2: Navrhování, konstrukce a údržba

Aerosolová

ČSN P CEN/TR 15276-2 Stabilní hasicí zařízení - Aerosolová hasicí zařízení Část 2: Navrhování, instalace a údržba

Z výše uvedených důvodů se v současné době připravuje rozsáhlá revize EN 12845. Uvedený vývoj by měl být následně promítnut také do českých technických norem z oblasti požární bezpečnosti staveb, zejména pak do ČSN 73 0845 Požární bezpečnost staveb Sklady, ČSN 73 0872 Požární bezpečnost staveb - Ochrana staveb proti šíření požáru vzduchotechnickým zařízením, a ČSN 73 0810+Z3 Požární bezpečnost staveb - Společná ustanovení. Použitá literatura [1] Zákon č. 133/1985 Sb., o požární ochraně, ve znění pozdějších předpisů. [2] Vyhláška č. 246/2001 Sb., o stanovení podmínek požární bezpečnosti a výkonu státního požárního dozoru (vyhláška o požární prevenci). [3] Vyhláška č. 23/2008 Sb., o technických podmínkách požární ochrany staveb, ve znění vyhlášky č. 268/2011 Sb. [4] Závazné a odborné stanovisko TIČR ke stabilním hasicím zařízením (2013). [5] Rybář. P.: Stabilní hasicí zařízení, MV - GŘ HZS ČR, Praha 2013. [6] Soustava ČSN 73 08XX Požární bezpečnost staveb. [7] Sborník přednášek z mezinárodní konference Fire Sprinkler International 2014, London, May 2014.

3


K-faktor udává průtok sprinkleru [l.min-1] při tlaku 1 bar. 86


Přístup EU, NATO k ochraně obyvatelstva EU and NATO Approach to Population Protection plk. Ing. Jiří Chalupa, Ph.D., MPA Ministerstvo vnitra - generální ředitelství HZS ČR Kloknerova 26, pošt. přihr. 69, 148 01 Praha 414 [email protected] Abstrakt NATO a EU prošlo v minulém období řadou změn v oblasti ochrany obyvatelstva. Přednáška poukazuje na současný stav a priority civilního nouzového plánování v NATO po reformě v roce 2010 a představuje novou legislativu CO (Mechanismus CO) v EU. Klíčová slova Civilní nouzové plánování, civilní prostředky a zařízení, Výbor pro civilní nouzové plánování, plánovací skupiny, Euro-atlantické koordinační středisko pro řešení katastrof, mezinárodní cvičení, civilní ochrana, Mechanismus, prevence, připravenost, odezva. Abstract NATO and the EU has undergone a number of changes in the field of population protection in the previous period. This presentation refers to the current state of play and priorities of civil emergency planning in NATO after the reform in 2010, and describes the new EU civil protection legislation (Union Civil Protection Mechanism). Keywords Civil Emergency Planning, civil assets and facilities, Civil Emergency Planning Committee, Planning Groups, Euro-Atlantic Disaster Response Coordination Centre, international exercises, civil protection, Mechanism, prevention, preparedness, response. Hlavní úkoly civilního nouzového plánování v NATO jsou vyjádřením základních bezpečnostních povinností Aliance a zahrnují civilní zabezpečení vojenských operací a operací v rámci reakce na krizové situace, podporu národních orgánů v civilních nouzových situacích a ochranu civilního obyvatelstva. Civilní nouzové plánování musí v těchto oblastech působnosti hrát důležitou roli v řízení použitelnosti civilních prostředků a zařízení a udržování normálního života během mimořádných událostí. Všeobecná koordinace je zajišťována Výborem pro civilní nouzové plánování (Civil Emergency Planning Committee - CEPC), který podléhá přímo Severoatlantické radě. CEPC koordinuje čtyři plánovací skupiny, sdružující zástupce národních institucí. Tyto skupiny se pravidelně scházejí několikrát ročně a výstupy z jejich jednání jsou důležitým přínosem pro civilní nouzové plánování v NATO. Základním dokumentem civilního nouzového plánování v NATO je Politická směrnice CNP NATO. Stanovuje prioritní


činnosti a působnosti v daném období. Nynější směrnice je vydána na období let 2014 - 2017. Politická směrnice je v souladu s pěti rolemi pro civilní nouzové plánování NATO, stejně jako se třemi klíčovými úkoly pro NATO, jak jsou popsány ve Strategické koncepci z roku 2010 - kolektivní obrana, krizový management a spolupráce v oblasti bezpečnosti, s vizí napomoci vytvořit bezpečné a zajištěné prostředí pro obyvatelstvo spojenců a partnerských států. Účelem tohoto dokumentu je poskytnout budoucí politické směřování pro civilní nouzové plánování NATO na období 2014 - 2017. Během tohoto období bude v oblasti civilního nouzového plánování kladen důraz na implementaci Strategické koncepce a podporující Politické směrnice, stejně jako ostatních relevantních strategických dokumentů. Předpokládá se, že obzvláště po roce 2014 se bude Aliance méně zaměřovat na operace a více se zaměří na připravenost, plánování a prevenci, stejně jako na školení, vzdělání a cvičení. Proto je práce CNP NATO koncentrována do těchto oblastí. V roce 1998 zahájilo činnost Euroatlantické koordinační středisko pro řešení mimořádných událostí (EADRCC). Jeho hlavním úkolem je koordinace odezvy členských států NATO a partnerských států na živelní a technické mimořádné události v rámci Euro-atlantické oblasti. EADRCC bylo dosud zapojeno do více než čtyřiceti mimořádných událostí, jako jsou např. povodně, lesní požáry a zvládání následků zemětřesení. V rámci zvyšování připravenosti organizuje EADRCC pravidelně mezinárodní cvičení. Mechanismus civilní ochrany Společenství byl zřízen v roce 2001 na podporu zesílené spolupráce mezi Společenstvím a členskými státy při asistenčních zásazích v oblasti civilní ochrany v případě výskytu závažných mimořádných událostí nebo bezprostředního nebezpečí jejich výskytu uvnitř nebo vně EU. V roce 2013 byl za účelem posílení účinnosti, efektivnosti a soudržnosti evropské odezvy na katastrofy přijat Rozhodnutím Evropského parlamentu a Rady 1313/2013/EU nový Mechanismus civilní ochrany Unie. Jeho cílem je podporovat, koordinovat a doplňovat činnosti členských států v oblasti civilní ochrany a zlepšovat účinnost systémů v oblasti prevence, připravenosti a odezvy. Za účelem posílení spolupráce v oblasti civilní ochrany a zajištění efektivnější a rychlejší odezvy zavádí mechanismus civilní ochrany Unie řadu nových prvků a opatření, k nimž například náleží: kapitola v oblasti prevence; zřízení střediska pro koordinaci odezvy na mimořádné události (ERCC); zřízení evropské kapacity pro odezvu na mimořádné události (EERC), která bude sestavena z dobrovolného souboru předem vyčleněných kapacit členských států pro odezvu; mění a zjednodušuje finanční ustanovení a vytváří další podpůrná opatření (například rozšíření opatření v oblasti odborné přípravy, vytvoření plánovacího rámce pro operace odezvy na katastrofy, podpora rozvoje doplňkových kapacit financovaných z prostředků Mechanismu civilní ochrany Unie, atd.).

87


Nové poznatky při odběru vzorků akcelerantů z požářiště New Findings about Sampling of the Scene of the Fire Ing. Vlasta Charvátová

matrice

nosič zkoumané složky (analytu). Všechny složky analyzovaného vzorku kromě stanovovaného analytu

PON

plechová odběrová nádoba o objemu 750 ml použitá žhářem k úmyslnému založení požáru

PTFE

polytetrafluoroethylen rozpouštědlo (možný obsah alkoholů, esterů, ketonů, cykloalkanů aj.)

SKLO

sklenice Omnia se šroubovacím víčkem - 750 ml

VIAL

skleněná vialka se silikonovým septem o objemu 60 ml

VOC

těkavé organické látky

Ing. Milan Růžička MV-GŘ HZS ČR, Technický ústav požární ochrany Písková 42, 143 01 Praha 4-Modřany [email protected], [email protected] Abstrakt Příspěvek stručně seznamuje s problematikou vzorkování z požářišť pro zjišťování přítomnosti stop hořlavých kapalin a jejich chemických analýz. Zabývá se porovnáváním časové a teplotní stability vzorků v závislosti na druhu použité odběrové nádoby. Současně zdůrazňuje nutné zásady a optimální podmínky odběru vzorků z požářišť sloužících vyšetřovatelům požárů. Klíčová slova Plynová chromatografie - hmotnostní spektroskopie, mikroextrakce na tuhé fázi, odběry vzorků z požárů, akcelerant. Abstract The paper briefly introduces the question of sampling of the scene of the fire for detecting the presence of traces of flammable liquids and their chemical analyzes. It deals with the comparison time and temperature stability of the samples, depending on the type of sample container. The paper simultaneously emphasizes the need of the principle and optimal sampling conditions of the scene of the fire for fire investigators.

Úvod Jednou z disciplín požárně technických expertiz v oboru zjišťování příčin vzniku požárů je laboratorní zkoumání vzorků odebraných z požářiště za účelem podpory, důkazu či vyloučení daných hypotéz příčin vzniku požáru. V chemické analytické praxi je všeobecně známo, že nejsložitější a z hlediska možných chyb nejproblematičtější je manipulace se vzorkem (včetně odběru) a jeho příprava k instrumentální analýze. To se týká i vzorků z požářiště obsahujících potenciální malou koncentraci tzv. akcelerantů hoření, resp. HL. Instrumentální analýza pomocí extrakce na tuhou fázi (SPME) a GC-MS a se znalostí produktů hoření je již dnes rutinní záležitostí. Komplikovanějším problémem je manipulace se vzorky mezi jejich odebráním a laboratorním zpracováním, to znamená volbu vhodné vzorkovnice, dobu a podmínky skladování. Obaly na tyto vzorky musí splňovat řadu kriterií, např.: - Robustnost, odolnost (pro transport a manipulaci v terénu); - Inertnost (zabránění následné kontaminace);

Keywords Gas chromatography-mass spectrometry, solid microextraction, sampling fire samples, accelerant.

phase,

- Nepropustnost par akcelerantů (zachování koncentrace v odebraném vzorku a zabránění kontaminace okolí, případně ostatních vzorků);

Použité zkratky a definice

- Cena (jedná se vždy o jednorázové obaly).

3AB

3 alkyl benzeny (např. tri methyl benzen), skupina složek charakteristická pro identifikaci automobilového benzínu

4AB

4 alkyl benzeny (např. propyl methyl benzen), skupina složek charakteristická pro identifikaci automobilového benzínu

5AB

5 alkyl benzeny (např. diethyl methyl benzen)

Z těchto důvodů jsou zcela nevhodné obaly z polyethylenu, PVC nebo papíru. Pro HZS ČR byla vypracována metodika odběru vzorků v TÚPO byla zpracována akreditovaná metoda pro odběr vzorků [1], kde jsou pro odběr vzorků s obsahem akcelerantů předepsány vzorkovnice PON a SKLO s tím, že odebraný vzorek musí být uchováván v chladu (chladnička) a laboratorně zpracován musí být v co nejkratší době po odběru. Praxe však ukázala, že i v „nevhodně“ skladovaném vzorku (při pokojové teplotě po dobu delší než jeden měsíc) byly identifikovány stopy hořlavých kapalin. Často je i ze strany vyšetřovatelů požárů kladena otázka, který obal je lepší. Z literatury nebyla nalezena žádná vhodná studie, která by pomohla tyto problémy řešit. Z těchto důvodů byla v TÚPO zahájena 1. etapa zkoušení různých podmínek uchovávání vzorků s obsahem akcelerantů v různých vzorkovnicích.

akcelerant materiál použitý k iniciaci vzniku a podpoře šíření ohně/požáru analyt

složka vzorku stanovovaná analýzou a uvedená v názvu měřené veličiny

AREV

plechová odběrová nádoba se silikonovým septem o objemu - 470 ml (výrobce Sirchie USA; AREV = zkratka ARson EVidence)

BA17mm automobilový benzín Natural 95 odpařený na 17 % původní hmotnosti BA50vv

Cíl porovnávací studie Porovnání vhodnosti různých typů vzorkovacích nádob pro zjišťování přítomnosti stop HL a potvrzení důležitosti některých zásad pro uložení vzorků tohoto typu z hlediska jejich možné chemické degradace.

automobilový benzín Natural 95 odpařený na 50 % původního objemu směs hořlavých látek svým složením simulující akcelerant reálných požárů bývá nejčastěji hořlavá kapalina, obvykle ropná frakce, případně organická

Ze studie bylo již předem vyloučeno použití zcela nevhodných plastových obalů, jako jsou např. polyethylenové sáčky a fólie.

GC

plynová chromatografie

Experimentální část

GC-MS

plynový chromatograf s hmotnostním detektorem

Hlavní kroky porovnávací studie

HL

hořlavá látka

1. příprava srovnávacího vzorku akcelerantu s matricí, výběr odběrových nádob (vzorek simulující reálný vzorek z požáru),


88


2. analýzy obsahu vzorkovnic uložených v chladícím boxu při teplotě 6 °C cca 1 měsíc (model správného uložení vzorku), 3. analýzy obsahu vzorkovnic uložených při laboratorní teplotě cca 2,5 měsíce (model např. původně nepředpokládané pozdější analýzy vzorku), 4. opakované SPME analýzy vzorku ze stejné vzorkovnice (zjištění robustnosti metody SPME GC analýzy),

Dávkování akcelerantu Aby byla zajištěna srovnatelná počáteční koncentrace složek BA50vv, byl objem kapalného akcelerantu do vzorkovnic korigován podle objemu vzorkovnice následujícím způsobem: - „PON“ - plechová odběrová nádoba (objem 750 ml) - 1,2 μl BA50, - „SKLO“ - (sklenice Omnia - 750 ml) - 1,2 μl BA50,

5. opakované analýzy vzorků dlouhodobě zahřívaných na teplotu 100 °C (zjištění změn ve složení VOC vlivem tepelně urychleného stárnutí vzorku).

- „AREV“ - PON-USA (objem - 473 ml) - 0,6 μl BA50,

Vybrané vzorkovnice a jejich označení

Tab. 1 Tabulka použitých zařízení

- „VIAL“ - vialka (objem 60 ml) - 0,3 μl BA50.

Plechové:

Parametr:

Zařízení/hodnota:

1. plechová odběrová nádoba (laková plechovka o objemu 750 ml; ozn. „PON“),

GC system:

Agilent 7890A s autoinjektorem 7683 B Series

2. plechová odběrová nádoba se silikonovým septem ve víčku (výrobce Sirchie USA o objemu - 473 ml; ozn. „AREV“ zkratka ARson EVidence) (podrobný popis viz stránky výrobce www.Sirchie.com). Skleněné: 3. sklenice Omnia se šroubovým uávěrem (o objemu 750 ml; ozn. „SKLO“), 4. skleněná vialka s PTFE septem (o objemu 60 ml; ozn. „VIAL“).

Detektor:

MS TOF Pegasus 4D

Použitá kolona (prim.):

Rtx-5 30m x 0,25 mm x 0,25 μm (Restek)

Použitý inlet/liner/Solvent:

S/SL/Agilent 4 mm open/SPME

Nástřik:

SPME Carboxen/PDMS 85 μm

Hlavní složky akcelerantu „BA50vv“ nalezené GC-MS SPME analýzou V tab. 2 jsou znázorněny hlavní složky akcelerantu i produktů hoření stanovených ve vzorcích. U některých je též vyznačeno jejich přibližné poměrové zastoupení ve vzorku. Tab. 2 Hlavní složky akcelerantu a produktů hoření identifikované v porovnávacích vzorcích Složka

Reálné vzorky z požárů ve většině případů obsahují kromě vlastních cílových analytů (akcelerantu) i balastní složky, např. produkty hoření látek, které hořely nebo byly tepelně degradovány v okolí místa odběru vzorku. Tyto složky mohou mít podobnou chemickou strukturu nebo mohou dokonce obsahovat i stejné složky jako vlastní akcelerant. Proto byly i pro srovnávací zkoušky použity vzorky, které kromě samotného akcelerantu (směs HL) obsahují i částečně spálené pevné materiály. Plynná fáze nad takto připravenými vzorky obsahuje též těkavé produkty hoření pevné matrice. Analytická matrice z částečně spálených materiálů s velkým množstvím balastních látek tak svým složením lépe simuluje reálné vzorky z požářišť. Postup přípravy matrice Odběrové nádoby byly před nadávkováním akcelerantu naplněny cca do 1/20 objemu směsí částečně spálené bavlněné tkaniny (tričko) a částečně nataveným kobercem (polypropylen) kontaminovaným stopami uhlovodíkové směsi neznámého původu. Tepelná degradace pevné matrice byla prováděna přímým plamenem propanbutanového hořáku. Příprava vzorku akcelerantu Benzín automobilový Natural 95 odpařený na 50 % původního objemu (BA50vv). Ostrava 3. - 4. září 2014

Složka

0,39

skupina 3AB

2M-Furan

0,56

cis-α-Methylstyren

Toulen

0,51

Indan

-

Skupiny složek

%

Benzen

3-Furalaldehyd

Obr. 1 Vzorkovnice vybrané pro porovnání stability vzorků

%

0,11 -

deriváty Furanu Fenol

% 15 0,08

M-Fenoly

-

Inden

0,17

M-Fenoly

-

Furfural

2,5

Acetofenon

0,79

DM-Fenoly

-

2-Furanmetanol

2,3

2M-Benzaldehyd

0,15

DM-Fenoly

-

Ethylbenzen

3,8

skupina 4AB

-

DM-Fenoly

-

m,p-Xyleny

4,9

skupina 4AB

-

C8 n-oktan

-

Phenylethin

0,01

Nonalal

0,15

C9 n-nonan

-

2-Cyklohexen1-ON

1,73

skupina 4AB

-

C10 n-dekan

-

Styren

0,78

skupina 4AB

-

C11

-

o-Xylen

1,56

skupina 4AB

-

C12

-

Propylbenzen

1,35

Pentametylbenzen

-

C13

-

Benzaldehyd

1,17

skupina 5AB

-

C14

-

skupina 3AB

-

Pentylbenzen

-

C15

-

skupina 3AB

-

Naftalen

0,96

C16

-

skupina 3AB

-

skupina 5AB

-

C17

-

α-Methylstyren

0,03

2M-Naftalen

0,11

Pristan

-

skupina 3AB

2,11

1M-Naftalen

0,1

-

Ze všech složek bylo vybráno ke sledování celkem 15 následujících složek s vhodnými fyzikálními vlastnostmi: Akcelerant: Těkavé složky: - toluen, meta-xylen 1,2,3-trimethylbenzen.

a

para-xylen,

propylbenzen,

Akcelerant: Středně těkavé složky: - indan, ethyl,dimethyl-benzen, isopropyl,methyl-benzen. 89


1) Výsledky SPME analýz obsahu vzorkovnic dlouhodobě uložených v chladicím boxu při teplotě 6 °C

Akcelerant: Netěkavé složky: - naftalen, 1-methyl naftalen, 2-methyl naftalen.

Ve výsledcích jsou porovnávány plochy píků vybraných složek akcelerantu v procentech (plocha píků složek nalezená v čerstvě připraveném vzorku = 100 %).

Složky produktů hoření matrice vybrané ke sledování: - styren, tridekan, pentadekan. Analýzy byly provedeny dle akreditované metodiky TÚPO [1]. Výsledky GC analýz Chromatogramy akcelerantu a akcelerantu s matricí s hlavními složkami stanovenými pomocí SPME/GCMS.

Obr. 5 Změny součtu ploch chromatografických píků vybraných akcelerantů nalezených ve vzorcích uložených při teplotě 6 °C v závislosti na čase (měřeno 1., 3., 7. a 24. den) Obr. 2 Chromatogram automobilového benzínu odpařeného na 50 % pův. objemu (bez matrice) 3AB - skupina C3 alkyl benzenů (např. 1,2,3-methylbenzen), 4AB - skupina C4 alkyl benzenů (např. 1,3 diethylbenzen); skupiny 3AB a 4AB jsou charakteristické pro identifikaci odpařeného automobilového benzínu.

Obr. 6 Změny ploch píků toluenu nalezeného ve vzorcích uložených při teplotě 6 °C v závislosti na čase (měřeno 1., 3., 7. a 24. den) 2) Výsledky SPME analýz obsahu vzorkovnic dlouhodobě uložených při laboratorní teplotě Obr. 3 Chromatogram automobilového benzínu odpařeného na 50 % původního obj. (bez matrice)

Obr. 4 Chromatogram automobilového benzínu odpařeného na 50 % původního objemu s matricí (červeně označené píky - částečně spálené tričko bavlna + polypropylenový koberec kontaminovaný stopami motorové nafty)


Obr. 7 Změny součtu ploch chromatografických píků vybraných složek akcelerantu nalezených ve vzorcích uložených při laboratorní teplotě 25 °C v závislosti na čase (měřeno 1., 24., 57. a 75. den)

90


Plochypíkƽ% 150

PON

100

SKLO 50

AVER

VIAL AVER

VIAL

SKLO

0 0

PON 15

31

Hod

Obr. 11 Změny součtu ploch chromatografických píků vybraných složek akcelerantu nalezených ve vzorcích po dlouhodobém zahřívání vzorků na 100 °C

Obr. 8 Změny ploch píků toluenu nalezeného ve vzorcích uložených při teplotě 25 °C v závislosti na čase (měřeno 1., 25., 57. a 75. den) 3) Výsledky SPME analýz vzorků opakovaně sorbovaných ze stejné vzorkovnice

Obr. 12 Změny složení vzorku uloženého v plechové odběrové nádobě po dlouhodobé teplotní degradaci (až 31 hod při 100 °C)

Obr. 13 Změny složení vzorku uloženého v plechové odběrové nádobě se septem po dlouhodobé teplotní degradaci (až 31 hod při 100 °C)

Obr. 9 Změny součtu ploch chromatografických píků vybraných složek akcelerantu nalezených ve vzorcích při opakovaných analýzách ze stejné vzorkovnice

Obr. 10 Změny ploch píků 1,2,3-TM-benzenu nalezených ve vzorcích při opakovaných analýzách ze stejné vzorkovnice

Závěr 4) Výsledky analýz vzorků dlouhodobě zahřívaných na teplotu 100 °C

Vzorky uložené do všech sledovaných odběrových vzorkovnic jsou při uchovávání vzorku v chladničce při cca 6 °C i po 2 měsících stále bez problémů identifikovatelné. I když u těkavých složek akcelerantů, jako jsou např. toluen nebo izomery xylenů, dochází k mírnému poklesu intenzity píků, obsah méně těkavých složek se nemění. Při porovnání jednotlivých druhů vzorkovnic lze konstatovat, že skleněné nádoby (SKLO, VIAL) lépe těsní než plechové (PON, AREV) a byl u nich zaznamenán menší úbytek analytů patrný zejména při vícenásobné analýze obsahu jedné vzorkovnice.


91


Dlouhodobě opakované analýzy obsahu vzorkovnic uložených při laboratorní teplotě ukázaly překvapivý výsledek zvyšování obsahu analytů v závislosti na době uchovávání vzorku při laboratorní teplotě. Tato skutečnost může souviset s ustavením rovnováhy mezi podíly složek nasorbovanými na povrchu porézní matrice a nenasorbovaným podílem akcelerantu ve prospěch volných molekul v plynné fázi. Ale může být též zapříčiněna nějakou drobnou nepostřehnutelnou změnou při analytickém postupu. Tento překvapivý jev bude třeba ještě ověřit dalšími experimenty.

Na základě těchto měření lze potvrdit, že všechny studované odběrové nádoby se mohou používat k odběru vzorků z požárů při zachování zásad vzorkování, transportu a uchovávání vzorku. Vzorky tohoto typu dobře odebrané do vhodných vzorkovnic vykazují větší tepelnou i časovou stabilitu než bylo předpokládáno při zavádění těchto analytických postupů v laboratořích HZS a PČR a metodiky odběru vzorků.

Ani při analýzách vzorků dlouhodobě zahřívaných na teplotu 100 °C nebylo znemožněno identifikovat správně původní akcelerant. Objevují se zde již některé potíže při identifikacích neznámých složek. Kvalita chomatografického rozlišení jednotlivých píků je již horší a celkové složení analyzované směsi VOC se mění. Výrazně narůstají píky některých produktů tepelné degradace (zejména styrenu a jeho methyl derivátů). Objevují se i malé píky nově vznikajících látek a v některých iontových profilech dokonce i oblasti spojitě nerozlišitelné.

[1]

Metodika TÚPO č. 02-13 Chemická analýza akcelerantů hořlavých kapalin metodou GC-MS mikroextrakcí tuhou fází (SPME), vyd. č. 3, MV-GŘ HZS ČR TÚPO.

[2]

Metodika TÚPO č. 11-08 Cílený odběr reprezentativního vzorku na požářišti za účelem souvislosti se vznikem požáru, vyd. č. 2, MV-GŘ HZS ČR TÚPO.



92


Využitie monitora Ambassador 1x6 (2x6) pri hasení veľkoobjemovej nádrže ropy The Use of “Ambassador 1x6 (2x6) Gun Trailer” at Extinguishing Large Capacity Petroleum Storage Tank Mgr. Ing. Ivan Chromek, PhD.

Pre porovnanie boli vytvorené tri varianty nasadenia monitora:

Technická Univerzita vo Zvolene, Drevárska fakulta T. G. Masaryka 2117/24, 960 53 Zvolen, Slovenská republika [email protected]

A. VARIANT 1 - Ambassador 1x6 Monitor (pri optimálnom pracovnom tlaku 0, 7 MPa);

Abstrakt

C. VARIANT 3 - Ambassador 1x6 Monitor („požiar nádrže celoplošný s potopením plávajúcej strechy“, pre prácu s tlakom 0,7 MPa).

Príspevok sa zaoberá rozborom možných variantov nasadenia mobilného monitora Ambassador 1x6 (2x6) pri hasení veľkoobjemových nádrží ropy.

B. VARIANT 2 - Ambassador 1x6 Monitor (pre prácu s tlakom 1,0 MPa);

Kľúčové slová Veľkoobjemová nádrž, hasenie, Ambassador. Abstract The paper deals with an analysis of alternatives to use the “Ambassador 1x6 (2x6) Gun Trailer” at extinguishing large capacity petroleum storage tanks. Keywords Large capacity storage tank, extinguishing, Ambassador. Úvod Skladovanie ropy ako strategickej suroviny so sebou prináša aj potrebu vybudovania veľkých skladových priestorov. Najčastejším spôsobom skladovania je uskladnenie ropy vo veľkoobjemových nadzemných nádržiach. Sebestačnosť štátu sa v súčasnosti odvíja nielen od prepravnej kapacity, ale aj od množstva skladovanej ropy na vlastnom území. Dôraz na túto druhú oblasť sa zvyšuje narastaním krízy nielen v arabskom svete, ale v súčasnosti aj na východe Európy. Veľkoobjemové skladovanie ropy zo sebou prináša, okrem ekologického a bezpečnostného rizika aj riziko vzniku požiaru. V poslednom desaťročí došlo v tejto oblasti k revolučnej zmene technológie hasenia veľkoobjemových nádrží. Táto zmena spočíva vo využití mobilného monitora Ambasasdor 1x6 (2x6). Na modelovej situácii sú teoreticky rozobrané varianty nasadenia monitora pri hasení požiaru veľkokapacitnej nádrže na skladovanie ropy.

Obr. 1 Využitie monitorov k ochladzovaniu a haseniu veľkoobjemovej nádrže ropy. V strede Ambassador 1x6 Monitor, v popredí lafetová prúdnica Stinger 2.0 s prúdnicou AWG MZ 2000 z CAS 30 - Iveco Trakker (foto autor) 2 Určenie potrebného počtu síl a hasičských automobilov a) Výpočet plochy požiaru Sp Za plochu požiaru sa považuje, vzhľadom k tomu, že ide o nádrž s horľavými kvapalinami, plocha celého objektu alebo priestoru, v ktorom je vysoká lineárna rýchlosť rozvoja požiaru (vl > 2 m.min-1). Pri požiari sa uvažuje s nefunkčnosťou SHZ a DCHZ, z toho vyplýva, že plocha požiaru sa nám zvýši o plochu plášťa nádrže. Výpočet plochy požiaru: S p    r2

1 Modelová situácia Pre modelovú situáciu bola vybraná veľkokapacitná valcového tvaru, s výškou nádrže 28 metrov a priemerom 66 metrov. Nádrž je vybavená EPS, SHZ a ochladzovacím zariadením - DCHZ. Okolo nádrže je vybudovaná havarijná nádrž valcového tvaru, ktorá je taktiež celokovová a je schopná zachytiť celý objem skladovacej nádrže (priemer 80 metrov). Nádrž má plávajúcu strechu, ktorá pláva na hladine skladovanej kvapaliny. Požiarne zaťaženie: ps = 570.102 kg.m-2. Požiarna odolnosť konštrukcie: 15 minút. Pre modelovú situáciu bol vybraný najzložitejší variant požiaru, ktorým je požiar skladovacej nádrže a havarijnej nádrže, kde strecha skladovacej nádrže bude ponorená a stena skladovacej nádrže porušená, zložitosť zásahu bude ovplyvnená stupňom poškodenia SHZ a DCHZ.


[m2]

S p  3,14.402  5024 kde Sp plocha požiaru [m2], r

polomer horenia, resp. polomer nádrže [m], = > 40 m.

b) Určenie potrebnej dodávky hasiacej látky na hasenie a ochranu Potrebná dodávka hasiacej látky na hasenie: Q hp  Sh .I p

[l.min-1]

Q hp  5024.75  376800 kde Q hp potrebná dodávka hasiacej látky na hasenie [l.min-1], Sh plocha hasenia, resp. požiaru [m2], => 5024 m2, 93


Ip požadovaná intenzita dodávky hasiacej látky na plochu [l.m-2.min-1]. => 75 l.min-1.m-2 ťažkej peny pre ropné frakcie s teplotou vzplanutia do 28 °C (ropa - teplota vzplanutia menej ako 10 °C) (Pokyn, 2003). Potrebná dodávka vody na ochranu (ochladzovanie): Q op1  Q p .I op

[l.min-1]

Q op1  252.60  15120 kde Q op1 potrebná dodávka vody na ochladzovanie požiarom zasiahnutej nádrže [l.min-1], Qp bežný meter ochladzovanej plochy [m], => priemer nádrže je 80 m, obvod nádrže, [m2] o   .d o  3,14.80  251, 2  252 I op požadovaná intenzita dodávky vody na ochladzovanie [l.m-1.min-1]. => 60 l.m-2.min-1 pre nádrže s horľavými kvapalinami pre horiacu nádrž pri horení v havarijnej nádrži (Pokyn, 2003). Dodávka vody na ochladzovanie ochladzovania okolitých objektov: Q op 2  Q p .I op

[l.min-1]

Q op 2  695.9,6  6672 kde Q op 2 potrebná dodávka vody na ochladzovanie požiarom ohrozenej budovy [l.min-1], Qp bežný meter ochladzovanej plochy [m], =>plocha určená na ochranu 695 m2, I op požadovaná intenzita dodávky vody na ochladzovanie [l.m-1.min-1]. => minimálne 9,6 l.m-2.min-1 pre objekty susediace s horiacimi objektmi (Pokyn, 2003).

[l.min-1]

Q op  15120  6672  21792 Celková dodávka vody sa určuje podľa vzorca: Qcelk  Q hp  Q op

[l.min-1]

Qcelk  376800  21792  398592 c) TTÚ monitora Ambassador Výkonový rozsah monitora je podľa údajov výrobcu 3785 až 22700 litrov za minútu pri tlaku 0,7 MPa (Williams, 2014). Penová stopa dopadajúceho prúdu peny je za plného výkonu pri dopade na plochu požiaru 18 metrov široká, pena sa sama rozšíri na ďalších 30 metrov na každú stranu, čo je využiteľné najmä v prípade horenia nádrže po celej ploche po havárii strechy nádrže (Ambassador, 2013). Medzi ďalšie parametre patrí: - automaticky i pevne nastaviteľný „K Faktor“ 10° - 600°, - automatické nastavenie výkonu prúdnice, - vertikálne nastavenie prúdu hasiva -10°až + 80°, - horizontálne nastavenie prúdu hasiva 360°, - dosažiteľná výška prúdu je vo zvislom smere 67 m pri tlaku 0,7 MPa, - hydro - Chem: dávkovanie prášku je možné v množstvách 11 kg/sekundu, 22 kg/sekundu, 33 kg/sekundu, 45 kg/sekundu, Ostrava 3. - 4. září 2014

A. VARIANT 1 - Ambassador 1x6 Monitor (pri optimálnom pracovnom tlaku 0, 7 MPa) Výkon pojazdného monitora Ambassador 1x6 je 158 900/22 700/681 l.min.-1 pena/penotvorný roztok/penidlo pri 3 % nom primiešavaní, pri vstupnom tlaku 0,7 MPa a čísle napenenia 7. Počet pojazdných monitorov Ambassador 1x6 pre zabezpečenie požadovanej intenzity dodávky hasiacej látky je na základe výpočtu => Q p h /výkon Ambassador 1x6 = 376 800/158 900 = 2,38 => 3 ks pojazdných monitorov Ambassador 1x6. Tab. 1 Požadovaná zásoba hasiacej látky v litroch pre Variant 1 Intenzita dodávky hasiacej látky [l.min-1]

Požadovaná zásoba hasiacej látky [l] (pre 3 %né primiešavanie) 10 min.

30 min.

Pena

476 700

-

-

Spolu -

Penotvorný roztok

68 100

681 000

2 043 000

2 724 000

Penidlo

2 043

20 430

61 290

81 720

Voda

66 057

660 570

1 981 710

2 642 480

B. VARIANT 2 - Ambassador 1x6 Monitor (pre prácu s tlakom 1,0 MPa) Výkon pojazdného monitora Ambassador 1x6 je 227 003/32 429/973 l.min-1 pena/penotvorný roztok/penidlo pri 3 %nom primiešavaní, pri vstupnom tlaku 1 MPa a čísle napenenia 7 (Williams, 2014). Počet pojazdných monitorov Ambassador 1x6 pre zabezpečenie požadovanej intenzity dodávky hasiacej látky je na základe výpočtu => Q p h /výkon ambassador 1x6 = 376 800/227 003 = 1,66 => 2 ks pojazdných monitorov Ambassador 1x6. Tab. 2 Požadovaná zásoba hasiacej látky v litroch pre Variant 2

Dodávka vody na ochladzovanie celková: Q op  Q op1  Q op 2

d) Varianty nasadenia Ambassador 1x6 Monitor

Intenzita dodávky hasiacej látky [l.min-1]


30 min.

Pena

454 006

-

-

Spolu -

Penotvorný roztok

64 858

648 580

1 945 740

2 594 320

Penidlo

1 946

19 460

58 380

77 840

Voda

62 912

629 120

1 887 360

2 516 480

Pre ochladzovanie je možné využiť prúdnice WR 30, poprípade lafetovú prúdnicu Stinger 2.0 vybavenú prúdnicou AWG MZ 2000 s max. výkonom 2200 l.min-1 z CAS 30 - Iveco Trakker, alebo monitor AP Bronto Skylift F44 RLX - MAN s maximálnym výkonom 3600 l.min-1 po dojazde vozidiel HaZZ v rámci požiarneho poplachového plánu (obr. 1). Na základe parametrov pre lafetové prúdnice sa vypočíta počet lafetových prúdnic typu WR 30 s priemerom trysky 30 mm, ktoré svojím dostrekom a parametrami plne postačujú na ochladzovanie požiarom zasiahnutej nádrže: Počet prúdnic pre ochladzovanie nádrže = Q p o / výkon prúdnice WR 30 = 15 120/1660 = 9,1 prúdnice => 10 ks lafetových prúdnic WR 30. Počet prúdnic pre ochladzovanie okolitých objektov = Q p o / výkon prúdnice WR 30 = 6672/1660 = 4,01 prúdnice => 4 ks lafetových prúdnic WR 30. Napríklad v prípade využitia monitoru AP Bronto Skylift F44 RLX by došlo k poklesu techniky na 5 ks pre ochladzovanie nádrže a 3 ks na ochladzovanie okolitých objektov. 94


C. VARIANT 3 - Ambassador 1x6 Monitor („požiar nádrže celoplošný s potopením plávajúcej strechy“, pre prácu s tlakom 0,7 MPa) Potreba dvoch monitorov AMBASSADOR vychádza aj pri variante „požiar nádrže celoplošný s potopením plávajúcej strechy“. Vzhľadom k tomu, že v tomto prípade nedochádza k poškodeniu plášťa nádrže, je celková plocha horenia pri priemere nádrže 66 metrov Sp = 3421,2 m2. Potrebná dodávka hasiacej látky sa určuje podľa vzorca: Q hp  Sh .I p [l.min-1]

Činnosť pri zásahu

Potrebné prostriedky

Požadované sily

Čerpacia stanica požiarnej vody

1 ks

1

Obsluha nádrže PV 230.02 Hadicové prívesy 400 a 600

1 1/1

10 počet je nutné prehodnotiť podľa potreby hadíc a prípadnej rekonštrukcii prívesov

1

1

Q hp  3421, 2.75  256590 Výkon pojazdného monitora Ambassador 1x6 je 158 900/22 700/681 l.min-1 pena/penotvorný roztok/penidlo pri 3 %nom primiešavaní, pri vstupnom tlaku 0,7 MPa a čísle napenenia 7. Počet pojazdných monitorov Ambassador 1x6 pre zabezpečenie požadovanej intenzity dodávky hasiacej látky je na základe výpočtu => Q p h /výkon ambassador 1x6 = 256 590/158 900 = 1,61 => 2 ks pojazdných monitorov Ambassador 1x6. Z odporúčaných počtov vrhačov peny podľa výrobcu vyplýva, že pre zabezpečenie činnosti dvoch monitorov s tlakom 0,7 MPa je nutná nasledujúca zásoba hasiacich látok: Tab. 3 Požadovaná zásoba hasiacej látky v litroch pre Variant 3 Intenzita dodávky hasiacej látky [l.min-1]


30 min.

Spolu

Pena

317 800

-

-

-

Penotvorný roztok

45 400

454 000

1 362 000

1 816 000

Penidlo

1 362

13 620

40 860

54 480

Voda

44 038

440 380

1 321 140

1 761520

Avšak tieto zásoby nie sú v súlade s platným pokynom prezidenta HaZZ č. 39/2003. Z tohto dôvodu, pre prípad využitia dvoch vrhačov peny sa v závere uvádzajú výsledky variantu 2. e) Určenie potrebného počtu síl a hasičských automobilov Počet hasičských družstiev a zároveň aj množstvo hasičských automobilov sa určuje podľa taktických možností hasičského družstva. To znamená, že počet automobilov sa neriadi len možným výkonom čerpadla, ale vychádza aj z počtov hasičov, ktorí musia byť na miesto dopravení. Tab. 4 Určenie potrebného počtu síl a hasičských automobilov pre Variant 1 Činnosť pri zásahu

Potrebné prostriedky

Požadované sily

Hasenie nádrže

3 ks vrhačov peny Ambassador 1x6

15

Na obsluhu jedného vrhača peny sú potrební 5 hasiči 4x DN 150 vstupné hrdlá vrhača

Ochladzovanie nádrže

10 ks lafetových prúdnic WR 30

20

Na obsluhu jednej lafetovej prúdnice sú potrební 2 hasiči

Ochladzovanie ohrozených objektov

4 ks lafetových prúdnic WR 30

8

Na obsluhu jednej lafetovej prúdnice sú potrební 2 hasiči

1ks

2

Penový automobil s prívesom


Poznámka

CAS pre zásobovanie vrhačov peny penidlom pre 2 ks Ambassador 1x6 je potrebných 1xCAS (2x DN 100 vstupné hrdlá vrhača)

Monitorovanie ovzdušia a teploty nádrže

Poznámka

Spolu

61

Záloha síl a prostriedkov (1,25)

15

Spolu celkom

66

Zaradení hasiči budú zaradení do zálohy (prívesy musia mať zásobu tlakových hadíc DN 150)

f) Určenie potrebného počtu hasičov Celkový počet hasičov je podľa tab. 4 s potrebou použitia a obsluhy techniky je 66 hasičov a doplní sa o nutnú zálohu (napr. práca s dýchacou technikou) a porovná sa podľa jednotlivých stupňov poplachu poplachového plánu. V celkovom počte zasahujúcich hasičov sa neuvažuje o pripojení vrhačov peny na CAS, z dôvodu zníženia ich výkonu a možnosti rozmiestnenia techniky. Pripojenie vrhačov peny musí byť realizované cez hrebeňové rozvody SHZ DN 150. Pri variante 2 sa znižuje počet hasičov o 5, nakoľko sa uvažuje o použití len dvoch vrhačov peny. Pri použití iných typov monitorov k ochladzovaniu sa od ich výkonu odvíja aj počet hasičov k ich obsluhe. Záver Tieto výpočty sú len informatívne v zmysle požiadaviek pokynu prezidenta HaZZ č. 39/2003 o obsahu a o postupe pri spracúvaní dokumentácie o zdolávaní požiarov (Pokyn, 2003). Podľa dostupných informácií od výrobcu Monitora Ambassador 1x6 (2x6) firmy Williams Fire and Hazard controll England (Williams, 2014) postačuje na uhasenie nádrže o objeme 100 000 m3 použitie 2 ks týchto vysokovýkonných monitorov - vrhačov peny. Podľa týchto informácií sa predpokladá, že použitím týchto mobilných monitorov je možné požiar nádrže uhasiť do 65 minút. Na ovládanie zariadenia stačí podľa doporučení výrobcu 5 zasahujúcich hasičov/ jeden pojazdný monitor, ďalší sú potrební na dodávku a čerpanie vody (pokiaľ nie sú v blízkosti hydranty) a na dodávku penidla, ktorého je nutné mať v zásobe na cca 65 minút hasenia na jeden monitor, čo je v prepočte cca 55 000 litrov penidla pri 3 % - nom primiešavaní na jeden mobilný monitor. Z toho vyplýva, že nutná zásoba penidla pre uhasenie modelovej nádrže je cca 110 000 litrov. Zariadenie má byť pri hasení vzdialené v rozpätí 35 - 75 metrov (podľa priemeru nádrže) od miesta požiaru, primiešavač na penu 250 m od monitora (podľa dostupných informácií výrobcu pre priemer nádrže 80 m je táto vzdialenosť cca. 52-55 m od okraja nádrže). Dôležitou zásadou pri likvidácii prípadného požiaru je tá skutočnosť, že zásah nie je možné začať, pokiaľ nie je nazhromaždené potrebné množstvo hasiacej látky a techniky. Práve využitie systému AMBASSADOR skracuje dobu na sústredenie techniky, ktorá je pre aplikáciu hasiacej látky nevyhnutná. V počiatočnej fáze nasadenia je výhodou toho zariadenia aj tzv. „K faktor“, ktorý umožní zníženie tepelného zaťaženia priestoru 95


vytvorením vodnej clony pri samotnom začiatku zásahu. Zvýšenie účinnosti sa môže dosiahnuť aj využitím systému „Hydro - Chem“. Použitá literatúra [1]

Pokyn, 2009. Pokyn prezidenta Hasičského a záchranného zboru č. 39/2003 o obsahu a o postupe pri spracúvaní dokumentácie o zdolávaní požiarov.


[2]

Ambassador, 2013. Ambassador, mobilní monitor. [cit 201307-06]Dostupné na internete: .

[3]

Williams, 2014. Ambassador 2X6 Gun Trailer. [cit 201307-06] Dostupné na internete: .

96


Zhodnocení účinnosti NV č. 91/2010 Sb., o podmínkách požární bezpečnosti při provozu komínů, kouřovodů a spotřebičů paliv Evaluation of Efficiency of Government Order 91/2010 on Conditions of Fire Safety in Operation of Chimneys, Flues and Fuel Appliances Ing. Dana Chudová, Ph.D. Bc. Karel Mitrenga

veřejnost měla díky médiím spíše negativní postoj k novému NV odborná veřejnost ho uvítala.

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

Nařízení vlády bylo zpracováno Ministerstvem vnitra České republiky (konkrétně generálním ředitelstvím Hasičského záchranného sboru ve spolupráci se Společenstvím kominíků ČR) v dohodě s ministerstvy, do jejichž působnosti kominická činnost spadá.

Abstrakt

Nařízení vlády přináší oproti vyhlášce č. 111/1981 Sb. mnohé úlevy, jako například u spotřebičů na tuhá paliva snížení počtu čištění za rok nebo i čištění svépomocí. Došlo především ke sjednocení s ostatními právními předpisy, zejména s ČSN 73 4201, kdy nahrazená vyhláška č. 111/1981 Sb. byla se zmíněnou normou v rozporu ohledně lhůt pro kontroly a čištění komínů. Základní myšlenkou nařízení vlády byla modernizace nevyhovujícího právního stavu do podoby, kdy bude vyhovovat současným požadavkům na čištění spalinových cest ze strany odborníků. Stanovuje zásady bezpečného provozu spalinových cest při dodržování povinností, lhůt a dalších náležitostí majitelem (provozovatelem) i kominíkem (revizním technikem). Dále vymezuje povinnosti právnických a podnikajících fyzických osob, které provozují činnosti se zvýšeným a vysokým požárním nebezpečím, ve vztahu k zajišťování údržby, kontrol a oprav technologických zařízení. [3]

NV č. 91/2010 Sb., o podmínkách požární bezpečnosti při provozu komínů, kouřovodů a spotřebičů paliv je v České republice účinné již čtvrtým rokem. Během tohoto období se projevila celá řada pozitiv, ale také negativ, které souvisí s účinností tohoto právního předpisu. Hlavním cílem příspěvku bylo provést analýzu požárovosti způsobenou nevhodným užíváním komínů, kouřovodů a spotřebičů paliv před nabytím a po nabytí účinnosti uvedeného nařízení vlády. Klíčová slova Komín, spotřebič paliv, statistika. Abstract In the Czech Republic the Evaluation of Efficiency of Government Order 91/2010 on Conditions of Fire Safety in Operation of Chimneys, Flues and Fuel Appliances has been in effect for four years. Many positives and also negatives related to this government order showed during this period. The main goal of this article is to analyze fire hazzard caused by improper use of chimneys, flues and fuel appliances before and after this government order was taken in effect. Keywords Chimney, Fuel Appliance, Statistics. 1 Úvod Po dlouhých letech, kdy v České republice byla závazná v oblasti péče o komíny vyhláška Ministerstva vnitra ČSSR č. 111/1981 Sb., o čištění komínů, došlo v roce 2010 k vydání nového právního dokumentu a to NV č. 91/2010 Sb., o technických podmínkách požární ochrany při provozování komínů, kouřovodů a spotřebičů paliv (dále jen „NV“), které provádí zákon č. 133/1985 Sb., o požární ochraně ve znění pozdějších předpisů (dále jen „zákon o požární ochraně“), s účinností od 1. 1. 2011. Přestože uběhla od vydání a zejména účinnosti tohoto nařízení vlády relativně krátká doba, je vhodné, už nyní, bilancovat vliv jmenovaného právního předpisu na požárovost. 2 Změny v právních předpisech Vyhláška Ministerstva vnitra ČSSR č. 111/1981 Sb., o čištění komínů, která nabyla platnosti 1. 1. 1982 původně jako prováděcí předpis k § 30 odstavce 3 zákona č. 18/1958 Sb., o požární ochraně, byla již dlouhou dobu nevyhovující. Tato vyhláška nebyla nikdy novelizovaná a to i přestože byl v roce 1985 vydán nový zákon o požární ochraně, který od té doby prošel celou řadou významných změn. Vyhláška tak byla zastaralá, nerespektovala změny provedené v ostatních právních předpisech a nereagovala na změny technologie jak spotřebičů, tak i komínů a kouřovodů. Přestože Ostrava 3. - 4. září 2014

Nařízení pracuje s pojmy jako jsou např. revize spalinové cesty, kontroly spalinové cesty, čištění spalinové cesty a vypalování komína. Dále jsou v něm stanoveny požadavky na odbornou kvalifikaci osob, které vykonávají jednotlivé zmiňované činnosti a lhůty provádění jednotlivých činností pro konkrétní druh paliva. Samozřejmostí je také správnost navržení komínu a jeho vhodné konstrukční provedení. 3 Analýza poškození komínových těles Poruchy komínových těles nejčastěji vznikají působením spalin, nedostatečnou údržbou ze strany provozovatele a působením vnějších zejména povětrnostních vlivů. Problémy v průběhu používání však mohou být způsobeny i vadami vzniklými v konstrukčním nebo stavebním procesu a dále i nevhodnou konstrukcí komína v závislosti na použitém tepelném spotřebiči, chybném návrhu nebo nevhodnou stavební technologií. Většina těchto nedostatků by měla být odhalena již při revizi komína před uvedením do provozu odborným revizním technikem. 3.1 Poruchy jednovrstvých komínů Dle F. Jiříka [2] je nejčastější příčinou poruch jednovrstvých komínů používání nevhodných paliv s velkým obsahem těkavých látek síry a popela a používání výkonnějších spotřebičů, než je vhodné vzhledem k tepelným ztrátám ve vytápěném prostoru. Další častou příčinou je nevhodná obsluha spotřebiče, neodborné přikládání, nevhodná regulace vzduchu přiváděného do spalovacího procesu, a připojení kotle do nevhodné nebo špatně konstruované spalinové cesty. Při nedostatečné údržbě průduchu může dojít ke vzplanutí sazí v něm usazených. Hoření probíhá za vysokých teplot a vysokého tlaku, které mohou způsobit prasknutí pláště průduchu a způsobit návazné požáry.

97


Použití jednostěnných zděných komínů je dle ČSN 73 4201 zakázáno v případě užití spotřebičů na kapalná nebo plynná paliva. Při odvodu spalin z kotlů na kapalná nebo plynná paliva do jednovrstvých zděných komínů dochází k narušování stěny komínového průduchu. Vnitřní stěnu komína a především pojivové malty narušují oxidy siřičitý a uhličitý, které se dostávají na stěnu pomocí kondenzované vodní páry, proto je koroze nejsilnější v horní části komína, kde dochází k největšímu ochlazování spalin. Z těchto důvodů je napojování kapalných a plynných spotřebičů zakázáno. [2] K poškození komínového pláště dochází zejména při použití nevhodného materiálu, který je v průběhu provozu narušován působením spalin nebo účinky povětrnostních vlivů (např. mrazu). K nejvýraznějšímu poškození dochází v horní části komína, kde se uskutečňuje největší kondenzace spalin a působení vnějších vlivů. Reálné je rovněž ucpání průduchu vlivem uvolnění pojiva či samotného stavebního materiálu. Velmi častým problémem je dle F. Jiříka [2] při připojování spotřebičů do komínových konstrukcí převážně ve starších budovách uložení dřevěných konstrukcí v blízkosti nebo někdy dokonce uvnitř komína. Tento problém nastává převážně u používání krbových kamen a jiných spotřebičů, u kterých je teplota spalin vyšší než teoretická teplota vzplanutí dřeva (180 - 270 °C). Dalším nebezpečím jsou vydrolené spáry v komínovém tělese, přes které může unikat teplo i jiskry, které mohou zapálit blízko uložené konstrukce. U těchto komínů je vhodné zvážit vyvložkování stávajícího průduchu a další opatření na základě revize komínového průduchu. 3.2 Poruchy na vícevrstvých komínech Nejčastější a zásadní závadou vícevrstvých komínů z keramických materiálů je nesprávné uložení keramických tvárnic spojovacími zámky tak, že jsou situovány proti směru toku kondenzátů, tudíž kondenzáty spalin mohou pronikat spárami mezi jednotlivými tvárnicemi až do vnějšího pláště. K pronikání spalin může dojít i při uložení tvárnic a tvarovek bez dilatačních spár, kde dochází k popraskání stěny. Další závadou může být ucpání kanálků zadního větrání, které je nejčastěji způsobeno nedbalou montáží. [2] K poškození vícevrstvých komínů s kovovou komínovou vložkou dochází převážně při napojení spotřebiče, na který není komín konstruován, kdy spaliny reagují se stěnou vložky nebo použitím více druhů materiálu, mezi kterými může vzniknout elektrický článek a způsobit korozi materiálů a vznik netěsností. Příkladem jsou závady na hliníkových vložkách, používaných spolu s kondenzačními kotli, které reagují s látkami v kondenzátech při nízké teplotě spalin na vstupu do komína.

a kukuřice, proto je třeba u těchto druhů paliv používat komínové vložky z vysoce odolných nerezových ocelí s velkou tloušťkou stěny nebo vložky z keramických materiálů. [2] K poškození komínu a následnému požáru či úniku toxických zplodin hoření může dojít při vložkování komína, kdy je možné opomenout například nepoužívané spotřebiče a vložkou uzavřít sopouch nebo i při vyvložkování průběžného komína uzavřít prostor pod podlažím, ve kterém jsou napojeny spotřebiče, do kterého může být nesprávně zapojen i spotřebič v nižším patře. Nejen proto mohou být spotřebiče připojovány do komínových průduchů pouze po provedení revize spalinové cesty revizním technikem, což ovšem často není dodržováno a dochází k napojování spotřebičů do nevyhovujících komínových těles. Další častou příčinou poruch je opět dle literatury [2] zasunutí kouřovodu příliš hluboko do průduchu komína a tím dochází ke zúžení prostoru pro odvod spalin. Více kouřovodů by se také nemělo zapojovat proti sobě ve stejné výšce, protože dochází k nerovnoměrnému odtahu spalin. Nevhodné tlakové bilance způsobují i netěsnosti v napojení kouřovodu na vstup do komína (potlačování komínového efektu). 3.3 Nedostatečný přívod vzduchu ke spalování Nedostatečný přívod vzduchu nutný ke spalování souvisí se zvyšováním nároků na energetické úspory. Dříve byl vzduch do spotřebiče přiváděn mimo cílené větrání i spárami v oknech a dveřích. U utěsněných oken tohoto lze dosáhnout otvory pro přisávání vzduchu přivětrávací klapkou, což v praxi velmi často chybí. Za zmínku jistě stojí i spotřebiče s autonomním přívodem vzduchu vzduchovými kanály nasávajícími vzduch mimo budovu. Samostatnou kapitolou jsou kuchyňské digestoře a jiné podtlakové ventilátory pro odvod vzduchu mimo vnitřní prostory, které svým velkým výkonem mohou způsobit přetlačení komínového tahu a nasávat vzduch právě komínovým průduchem a natáhnout spaliny do vnitřního prostoru. 4 Statistické posouzení účinnosti NV č. 91/2010 Sb. Následující statistika byla vytvořena ze statistického sledování počtu výjezdů k požárům komínových těles, který byl poskytnut Generálním ředitelstvím HZS ČR. V článku jsou vyčleněny především údaje o počtech nahlášených požárů komínových těles (zvlášť pro jednotlivé kraje) a počty zásahů, u kterých vznikla přímá škoda. Pro relevantní sledování diferencí v počtech požárů komínových těles při účinnosti NV a před nabytím účinnosti NV bylo použito šestileté období, konkrétně se jedná o období v letech 2008 až 2013. Tento časový úsek byl zvolen s ohledem na dobu trvání účinnosti NV a ovlivnění počtu požárů technologickým vývojem v oblasti používaných materiálů i stavebních a rekonstrukčních úkonů. Celkový počet požárů komínových těles v letech 2008 - 2010 a 2011 - 2013 je uveden v tab. 1 a grafu 1. Tab. 1 Počet požárů komínových těles v ČR v letech 2008 - 2013 Roky

2008

2009

2010

2011

2012

2013

Celkem požárů v ČR

854

996

1080

884

896

976

Počet požárů v období před a po vstoupení NV 91/2010 Sb. v platnost

Obr. 1 Poškození hliníkové vložky [4] V posledních letech došlo k rozšíření využívání biomasy jako paliva. Spalováním některých druhů biomasy dochází ke vzniku látek, které reagují s vložkami z nerezové oceli běžně užívanými u kotlů na pevná paliva. Mezi tyto druhy patří především obiloviny Ostrava 3. - 4. září 2014

2930

2756

Jak je patrné z tab. 1 a grafu 1 celkový počet požárů komínových těles za dobu účinnosti NV klesl. Avšak tento pokles není nijak významný. V roce 2008 dokonce došlo k nejnižšímu počtu požárů komínů z celého sledovaného období. V tab. 2 jsou uvedeny počty požárů komínových těles v jednotlivých krajích za šestileté období. Z tab. 3 jsou patrny škody, které vznikly jako následek komínových požárů. Tab. 4 uvádí příčiny komínových požárů.

98


Tab. 4 Příčiny požárů komínů 1200

1000

Poþet požárĤ

800

600

400

200

0 2008

2009

2010

2011

2012

2013

Roky

Graf 1 Počet požárů komínových těles v ČR v letech 2008 - 2013 Tab. 2 Počet požárů komínů v jednotlivých krajích ve sledovaném období Hlavní město Praha

2008

2009

2010

2011

2012

2013

31

21

16

22

24

19

Roky

2008

2009

2010

2011

2012

2013

Nesprávná obsluha topidla

146

142

160

144

144

111

Hořlaviny u topidla

77

64

45

40

40

38

Manipulace se žhavým popelem

104

95

120

148

148

145

Nevhodná konstrukce komína

68

81

71

73

73

70

Zazděný trám v komíně

45

60

59

50

50

29

Spáry v komíně

45

33

36

33

33

30

Jiskry z komína, vznícení sazí

114

140

152

144

144

177

Technická závada topidla

38

39

55

30

30

40

Špatný stav topidla

22

31

23

20

20

24

Nesprávné umístění nebo instalace topidla

54

74

84

81

81

55

Jiné závady topidla

16

16

9

11

11

15

3000

Středočeský

119

180

153

121

138

140

Jihočeský

87

80

99

76

70

108

Plzeňský

67

86

71

77

57

66

Karlovarský

44

46

57

47

35

37

Ústecký

77

81

122

94

92

94

Liberecký

62

68

90

58

68

89

2500

Poþet požárĤ

2000

1500

1000

Královéhradecký

49

72

72

58

64

73

Pardubický

41

30

48

36

41

44

Vysočina

30

34

40

36

46

42

Jihomoravský

48

42

56

50

66

55

Olomoucký

61

75

77

52

64

76

Zlínský

36

36

47

34

31

35

Moravskoslezský

102

145

132

123

100

98

Celkem požárů v ČR

854

996

1080

884

896

976

500

0 2008 - 2010

2011 - 2013 Roky

Graf 2 Celkový počet požárů před a po nabytí účinnosti NV 91/2010 Sb. v ČR

Roky

2008

2009

2010

2011

Počet požárů

854

996

1080

884

Při požáru vznikla přímá škoda

103

148

165

151

Výše škody [Kč]

10035000

15282300

17620000

17830700

Z uvedených tabulek a grafů je patrný klesající trend požárů komínů. Konkrétně došlo k poklesu o 174 ohlášených požárů oproti předchozímu sledovanému období. Tento rozdíl je však natolik malý, že z důvodů odchylky způsobené krátkým obdobím nelze jednoznačně vyvodit kladné závěry. Z rozdílně stoupajících a klesajících počtů požárů v jednotlivých krajích během jednotlivých let lze soudit, že ani vliv 2012 2013 délky topných sezón nemá na posouzení počtu komínových požárů zásadní vliv. Ze získaných 896 976 dat nelze jednoznačně konstatovat, že by účinnost NV mělo zásadní pozitivní vliv na počet požárů 162 168 komínových těles. Ovšem je nutno podotknout, že tento právní předpis je platný teprve krátkou dobu na prohlášení jednoznačných závěrů. 14653000 13775900

Uchráněno [Kč]

136747000

199314000

179059000

256340000

287790000

Počet požárů v období před a po vstoupení NV v platnost

2930

2756

Tab. 3 Škody vzniklé při požárech komínových těles

276578000

5 Legislativní a praktické nedostatky NV č. 91/2010 Sb. a návrh jejich řešení

Stejně jako i u jiných předpisů, které nabudou po většinou dlouhém schvalovacím procesu účinnosti, se až v praxi projeví jejich nedostatky. Přestože předmětné NV bylo správným krokem vpřed, také u něj lze na základě provedeného statistického rozboru a zkušeností z praxe podat návrhy na jeho zlepšení. 5.1 Technický postup a rozsah periodických kontrol § 2 NV obecně uvádí jednotlivé postupy týkající se požární bezpečnosti a ochrany ovzduší, které musí provádět odborně Ostrava 3. - 4. září 2014

99


způsobilá osoba v oboru kominictví. Příslušný paragraf však nestanoví technické postupy ani rozsah uváděných kontrol, dokonce ani skutečnosti, které již lze považovat za závadu. To může vést k odlišnému postupu a hodnocení jednotlivými odborně způsobilými osobami. Konkrétním příkladem nedostačující kontroly jsou stagnující počty požárů z důvodu nevhodné konstrukce komínů a přizděných trámů v komíně, stejně i požáry stavebních konstrukcí v okolí komínů. Tyto skutečnosti by bylo možné potlačit například provedením exaktních postupů odborně způsobilou osobou, a především zpracováním seznamu závad podléhajících oznamovací povinnosti, což by pomohlo odhalit neodborně nebo špatně provedené kontroly. Dalším krokem k praktické vymahatelnosti zprávy o provedení kontroly by mohla být dohoda s pojišťovnami o zakomponování zprávy do jejich obchodních podmínek, kdy by samotné nedodržování kontrol znamenalo porušení obchodní smlouvy. Vyžadováni zprávy by mohlo vést například ke zkvalitnění kominických služeb, které by pro jednotlivé pojišťovny mohly provádět jen jimi schválené odborně způsobilé osoby.

nečistotou, které mohou způsobit otravu oxidem uhelnatým, ne však požár, jsou v rozporu se zákonem o požární ochraně i se samotným NV, které ukládá povinnosti pouze ve smyslu požární ochrany. Vysvětlením těchto rozporů může být mimo jiné i fakt, že v NV jsou uvedeny analogické postupy pro všechny druhy paliv a spotřebičů, a povinnosti týkající se kontrol se liší pouze v časových lhůtách. Vybraným příkladem nedokonalosti v právních předpisech týkajících se plynových spotřebičů je povinnost kontroly spalinové cesty odborně způsobilou osobou v oboru kominictví jedenkrát ročně, zatímco kontrola spotřebiče musí být podle vyhlášky č. 85/1978 Sb., o kontrolách, revizích a zkouškách plynových zařízení ve znění pozdějších předpisů prováděna jednou ročně svépomocí a revize prováděna odborně způsobilou osobou (revizním technikem) pouze jedenkrát za tři roky. Protože k otravám oxidem uhelnatým při používání plynových spotřebičů dochází především kvůli špatné funkci spotřebiče (přisávání primárního a sekundárního vzduchu) nebo kvůli nedostatkům v přívodu vzduchu pro spalování (převážně kategorie B), bylo by vhodné provést změnu právních předpisů týkajících se plynových spotřebičů.

Již zmíněná neodbornost provedených kontrol je závažným problémem, protože v praxi kontroly často probíhají pouze v podobě sepsání povinné zprávy o kontrole bez odborné kontroly. Důvodem nabízení takto špatných služeb je především jejich cena, která je kvůli časovému rozsahu a náročnosti provedení kvalitní služby řádově nižší, což vedlo k tomu, že tento druh služby vyžaduje stále více majitelů a provozovatelů spalinových cest.

Po nabytí účinnosti NV došlo k mírnému poklesu počtu požárů. Tato doba je však natolik krátká, a na počty požárů způsobených závadami na komínech, kouřovodech a k nim napojených spotřebičích, mají vliv také další faktory, proto nelze klesající trend požárů jednoznačně přičítat pouze NV. Přesto lze konstatovat, že posuzovaný právní předpis je krok vpřed v boji s požáry.

5.2 Působnost NV


NV ve lhůtách pro čištění a kontrolu komínových těles sleduje nejenom požadavky požární ochrany, ale i ochranu osob před otravou spalinami a ochranu životního prostředí. Přestože je NV prováděcím předpisem k zákonu o požární ochraně, který řeší ochranu života, zdraví občanů a majetku před požáry, NV stanoví také požadavky na odtahy spalin od spotřebičů na plynná paliva kategorie B, C. U těchto spotřebičů je teplota spalin natolik nízká (60 - 140 °C) a při spalování plynů vznikají hořlavé zbytky (saze) v tak malém množství, že riziko vzniku požáru vlivem spalin je prakticky nulové. Proto je oblast provozu odtahů spalin od spotřebičů na plynná paliva kategorie B a C na hraně zákona o požární ochraně. I z tohoto důvodu jsou pro odvody spalin u tohoto druhu spotřebičů podle ČSN EN 15287 povoleny plastové materiály. Z výše uvedeného plyne, že v odvodech spalin ze spotřebičů na plynná paliva je vyloučena jak kumulace hořlavého materiálu, tak i iniciátor požáru, což vede k velké řadě sporů a odlišných výkladů NV týkajících se kontrol spalinové cesty plynových spotřebičů, například v odborných stanoviscích Českého sdružení pro technická zařízení. Závěrem těchto stanovisek je tvrzení, že kontroly spalinové cesty z důvodů poškození komínové vložky korozí či ucpání vnější

[1]

ČSN 734201: Komíny a kouřovody - Navrhování, provádění a připojování spotřebičů paliv. Praha: Úřad pro technickou normalizaci, metrologii a státní zkušebnictví, 2010.

[2]

Jiřík, F.: Komíny. Praha: Grada Publishing, a.s., 2013. 128s.

[3]

Vavera, F.: Podmínky požární bezpečnosti při provozu komínů, kouřovodů a spotřebičů paliv. Plzeň: vydavatelství a nakladatelství Aleš Čeněk, 2013. 128s.

[4]

TZBinfo. [online]. 2014 [cit. 2014-03-26]. Dostupné z: http:// vytapeni.tzb-info.cz/kominy-a-kourovody/7767-funkcni-akonstrukcni-rozdeleni-kominu.

[5]

Stanovisko ČSTZ č. 165/2013. České sdružení pro technická zařizení [online]. 2013 [cit. 2014-04-10]. Dostupné z:http:// www.cstz.cz/index.php?sl2t=0&id=443.

[6]

Mitrenga, K.: Zhodnocení účinnosti NV č. 91/2010 Sb., o podmínkách požární bezpečnosti při provozu komínů, kouřovodů a spotřebičů paliv. Bakalářská práce: VŠB - TU Ostrava, 2014.


Závěr

100


Modelování tepelné degradace pevných materiálů z hlediska reakční kinetiky Pyrolysis Modelling from the Viewpoint of Reaction Kinetics 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] Obr. 1 Schéma přístupu k modelování požárů metodou CFD Abstrakt Příspěvek shrnuje základní principy modelování reakční kinetiky v modelech tepelné degradace pevných materiálů (pyrolýzních modelech). Pyrolýzní modely kvantifikují, jakou rychlostí se zahřívá povrch pevného materiálu a jak rychle se z něho uvolňují plynné těkavé látky, je-li materiál vystaven působení tepelné energie. Rychlost uvolňování plynných látek je důležitým údajem při modelování rozvoje a šíření požáru. Při popisu těchto dějů je nutné se zabývat chemicko-fyzikální podstatou tepelného rozkladu společně s procesy sdílení tepla a hmoty. Popis těchto procesů či případná zjednodušení volí uživatel, který tím přímo ovlivňuje celkový výstup pyrolýzního modelu tedy změnu hmotnosti pevného materiálu v čase. Klíčová slova Pyrolýza, modelování pyrolýzy, reakční kinetika. Abstract This paper summarizes the basic principles of reaction kinetics modelling in pyrolysis models. Pyrolysis models quantify the rate at which the solid surfaces heat up and generate gaseous volatiles when thermally stimulated. The rate of generation of volatiles is an important information for fire spread and fire development modelling. It is necessary to deal with chemical and physical principles of thermal decomposition together with mass and heat transfer in description of these phenomena. The description and simplifications of phenomena are chosen by user, thus directly affecting the output from the pyrolysis model. Keywords

Jak je možné vidět na obr. 1, součástí modelů požárů založených na metodě CFD jsou mimo jiné i modely pyrolýzy. Modeluje-li se rozvoj a šíření požáru, je nutné umět předpovídat množství uvolněných plynných látek z povrchu pevného materiálu, který podléhá působení tepelné energie. Obecně se tedy pyrolýzním modelem nazývá algoritmus, který kvantitativně popisuje rychlost zahřívání povrchu pevného materiálu společně s rychlostí uvolňování plynných těkavých látek, působí-li na materiál tepelná energie, ať již v přítomnosti oxidativní či inertní atmosféry. Matematický model pyrolýzy Matematické formulace pyrolýzních modelů mohou být vyjádřeny přes velmi jednoduché empirické či semi-empirické vztahy až po velice komplexní vztahy, které detailně popisují fyzikálně-chemické procesy probíhající při pyrolýze (Lautenberger, 2007). Pyrolýzní modely s obecnou aplikovatelností vycházejí ze zákonů zachování hmoty, energie a někdy také hybnosti. Od roku 2006 byly v požární komunitě nezávisle na sobě vytvořeny tři obecné pyrolýzní modely Gpyro (Lautenberger, 2007), Thermokin (Stoliarov & Lyon, 2008) a FDS (McGrattan a kol., 2013), které se liší pouze v některých detailech, jako je např. stupeň zobecnění, jinak jsou jejich matematické a numerické formulace dosti podobné. Klíčovou rovnicí ve všech modelech pyrolýzy je rovnice popisující zákon zachování hmoty v pevné fázi. Rovnice je odvozena z bilance hmoty v kontrolním objemu V (obr. 2a), kde se neuvažuje žádný vstup ani výstup a pevná fáze pouze zaniká: VSTUP +

VZNIK+ZÁNIK =VÝSTUP + AKUMULACE (1) ZDROJ

Pyrolysis, pyrolysis modelling, reaction kinetics. Úvod Poté, co přestalo být překážkou řešení rozsáhlých soustav diferenciálních, algebraických, transcendentních a jiných druhů rovnic, začaly výpočetně náročné simulační metody pronikat do různých odvětví vědy a techniky. Poměrně nedávno se jedna z těchto metod, počítačová dynamika tekutin (Computational Fluid Dynamics - CFD), stala součástí požárně-bezpečnostní praxe. Počítačová dynamiky tekutin se s úspěchem využívá v počítačových modelech požárů typu pole. Jedná se o nejpokročilejší techniku modelování průběhu požáru a její komplexnost neustále roste. CFD modely požárů se skládají ze dvou částí - ze CFD modelu, který popisuje proudění tekutin ve výpočetní doméně, a z modelu požáru popisujícího děje probíhající při hoření (obr. 1).

0   sgV  0 

  sV     sV  t

(2)

kde ρs je hustota spalovaného materiálu a t je čas. Symbol "°" značí počáteční stav. Rychlost zániku hmoty v kontrolním objemu je vyjádřena pomocí celkové objemové rychlosti produkce všech plynů z pevné fáze vztažené na objem pevné a plynné fáze kg     sg , 3  násobené kontrolním objemem. Celková rychlost je m s   vyjádřena jako součet všech rychlostí reakcí N probíhajících v pevné fázi: N

sg   sg , k k 1

(3)

Pro speciální případy, kdy nedochází ke zvětšování nebo zmenšování objemu spalovaného materiálu, lze uvažovat konstantní objem V a pro limitní případ Δt → 0 přechází rovnice (2) do tvaru:


101


d s   sg dt

(4)

Obdobným způsobem je možné odvodit rovnici pro zákon zachování hmoty jednotlivých složek v pevné fázi. Bilancovaný systém je schematicky znázorněn na obr. 2b. Po dosazení do obecné bilanční rovnice (1) má výsledná rovnice tvar:

která se používá k popisu kinetiky rozkladných reakcí při termogravimetrických experimentech. Reakční rychlost je v rovnici (8) specifikována jako součin dvou na sobě nezávislých funkcí, z nichž jedna je funkcí termodynamické teploty T a druhá funkcí konverze α (normalizovaný hmotnostní zlomek). Konverze je definována jako podíl: m m  0 (9) m0 kde m0 značí počáteční hmotnost. Závislost reakční rychlosti na teplotě se nejčastěji popisuje pomocí Arrheniovy rovnice. Funkce f(α) se nazývá "reakční model" a může mít několik různých tvarů (tab. 1). Obvykle se reakční model volí v nejjednodušším možném tvaru (1-α)n. Po dosazení přechází rovnice (8) do základního tvaru. Tab. 1 Různé typy specializovaných reakčních modelů, převzato z Lautenberger (2014)

a)

Reakční model

Popis

1   n

n-tý řád 1 n

1    ln 1    n

Nukleace a růst jader

b)

1   n

Obr. 2 Schematické znázornění bilancovaného systému a) odvození rovnice zákona zachování hmoty, b) odvození rovnice zákona zachování hmoty jednotlivých složek

1 2

Difuze - rovinná symetrie

1 ln 1   

Difuze - válcová symetrie

  s,iV     s,iV 



t

  fiV  diV

(5)

kde ρs,i je hustota pevné složky i, φ̇fi a φ̇di jsou celkové objemové rychlosti vzniku, resp. zániku pevné složky i - opět v jednotkách kg . V situacích, kdy nedochází ke změně objemu, se rovnice (5) m3  s v limitní případě Δt → 0 zjednoduší do tvaru: d  s ,i   fi  di (6) dt Reakční kinetika V předešlé sekci byly stručně odvozeny dvě základní řídící rovnice pyrolýzních modelů. Tyto rovnice obsahují několik zdrojových členů, které je nutné dále specifikovat. Pro zjednodušení situace budou dále uvažovány pouze reakce v pevné fázi. V pevné fázi mohou probíhat dva druhy reakcí: homogenní a heterogenní. Při modelování pyrolýzy nejčastěji uvažujeme reakce heterogenní, kdy zánikem jednotlivých složek v pevné fázi vznikají plyny a jiné pevné složky. Typickým příkladem je pyrolýza dřeva - dřevo se přemění na zuhelnatělý zbytek a do okolí se uvolní plynné látky (tzv. pyrolyzát). Jednoduchou heterogenní reakci, kdy pevná složka Ak přechází k-tou reakcí na pevnou složku Bk a plyny, lze vyjádřit pomocí reakčního schéma: v A, k Ak  vB , k Bk  v p , k

plyny, (7)

kde vi,k značí příslušný stechiometrický koeficient. Zpravidla bývá hodnota vA,k rovna 1, tzn. že se uvažuje jednotková hmotnost výchozí látky A v k-té reakci. Rovnicí (7) je tedy dána stechiometrie heterogenní reakce. Dále je nutné formulovat kinetiku této reakce, přesněji reakční rychlost. Při odvození vztahů pro objemové reakční rychlosti φ̇fi a φ̇di se vychází z rovnice: d (8)  k T  f ( ) dt Ostrava 3. - 4. září 2014

Reakce na fázovém rozhraní

3 2 1    

1/3

3 1   

1

Difuze - kulová symetrie

1/3

Difuze - Janderův typ

2 1 1 n  n

Potenciální zákon

1   n 1  K cat icat 

Katalýza

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

(10)

kde Z je pre-exponenciální (frekvenční) faktor [s-1], E je aktivační  J  energie [J/mol], R je univerzální plynová konstanta   a n je  K  mol  řád reakce [-]. Z rozměrové analýzy rovnice (10) plyne, že reakční rychlost na pravé straně rovnice má rozměr 1/s, ovšem členy φ̇fi a φ̇di mají rozměr

kg m3  s

. Je tedy nezbytné provést některé úpravy,

aby bylo možné vyjádřit zdrojové členy v daných jednotkách, a je zapotřebí dodefinovat konverzi složky i v pevné fázi vztahem (za konstantního objemu):

i 

 s ,i m0  mi 1  1  Ys ,i m0 s

(11)

kde Ys,i vyjadřuje hmotnostní zlomek složky i v pevné fázi. Za předpokladu konstantního objemu, je možné rovnici (10) pro pevnou složku i, která se rozkládá k-tou reakcí, zapsat ve tvaru: d i , k n 1 d s , i , k  E  (12)   Z k exp   k  1   i , k  k dt  s dt  RT 

102


Rovnice (12) je totožná s rovnicí (10), jen je vyjádřena d  s ,i , k složkově. Po dosazení za z bilanční rovnice (6) se rovnice dt (12) upraví na tvar: nk  Ek   1   i , k  RT  

 fi , k  di , k   Z k  s exp  

(13)

kde již na pravé straně dostáváme reakční rychlost v potřebných jednotkách. Z rovnice (13) již lze vyjádřit objemovou rychlost zániku pevné složky i k-tou reakcí, protože výraz φ̇fi,k na levé straně rovnice je identicky rovný nule - podle rovnice (7) k-tou reakcí pevná složka i pouze zaniká. Jednoduchá úprava dává obecný výraz pro objemovou rychlost zániku pevné složky i k-tou reakcí: nk  Ek   1   i , k   RT 

di , k  Z k  s exp  

(14)

Pro případ popsaný rovnicí (7) by rychlost zániku pevné složky Ak (rk) byla rovna:



 E  rk  dAk  Z k  s exp   k  1   Ak  RT 

k n

(15)

a rychlost vzniku pevné složky Bk vyjádřená pomocí rychlosti zániku pevné složky Ak by byla rovna:

 fBk  vB, kdAk

(16)

Při praktických výpočtech, kdy neuvažujeme změnu objemu, bývá zvykem místo hustot pracovat s hmotnostními zlomky jednotlivých složek. Rovnice: dYs ,i , k  E  (17)   Z k Ys ,i nk exp   k  dt  RT  je pouze jiným vyjádřením rovnice (10) a přesně tímto způsobem je popsána změna hmotnosti pevného materiálu v čase i v pyrolýzním modelu programu FDS verze 6 (McGrattan a kol., 2013) - model FDS tedy při popisu kinetiky rozkladných reakcí neuvažuje změnu objemu a skutečnou změnu objemu počítá pomocí dodatečných rovnic. Kinetické modely a jejich řešení Kvůli lepší názornosti byla při odvození rovnice pro popis změny hmotnosti pevné složky v čase uvažována pouze jedna heterogenní reakce v pevné fázi (rovnice (7)). Aplikací rovnice (17) na tento případ je nutné pro získání funkčních závislostí hmotností (hmotnostních zlomků) pevných látek A1 a B1 na čase integrovat soustavu dvou obyčejných diferenciálních rovnic s počáteční podmínkou (tzv. počáteční úlohu): dYs , A1 dt

dYs , B

1

dt

  r1

 vB ,1 r1

(18)

 E  kde r1  Z1Ys , A1 n1 exp   1  a počáteční podmínka je ve tvaru:  RT  Ys , A1 1 Ys , B1  0 Mění-li se s časem i teplota okolní atmosféry (neizotermní případ), je potřeba přidat další rovnici v obecném tvaru: dT  f T , t  dt a tím se systém rovnic rozšíří na soustavu tří obyčejných diferenciálních rovnic pro neznámé funkce Ys,A1, Ys,B1 a T. Simulují-li se procesy probíhající při termogravimetrické analýze, Ostrava 3. - 4. září 2014

dochází k lineárnímu nárůstu teploty v čase a funkce f(T,t) je rovna konstantě. Tato konstanta udává rychlost zahřívání a značí se β (K/s). Rovnici (19) lze v tomto případě řešit samostatně a jejím řešením je lineární funkce: T  t    t  T0

(20)

kde T0 je teplota na počátku, která se získá z počáteční podmínky. Funkce T(t) se dosadí do rovnice pro r1 a řeší se opět pouze soustava dvou obyčejných diferenciálních rovnic. Další možnou úpravou je záměna integrační proměnné t za T. Z matematického hlediska představuje soustava (18) klasickou počáteční úlohu a numericky se řeší některou z RungeovýchKuttových metod, např. Dormandovou-Princeovou explicitní metodou 4. a 5. řádu. Reakční rychlost každé reakce je charakterizována třemi konstantami (tzv. kinetickým tripletem): pre-exponenciálním faktorem, aktivační energií a řádem reakce. Hodnoty jednotlivých konstant se od sebe řádově liší a při určité kombinaci hodnot může soustava (18) vykazovat tzv. "stiff" chování. Explicitní metody vyšších řádů jsou v těchto případech neefektivní a mají problémy se stabilitou, proto je nutné použít některou z implicitních nejlépe vícekrokových metod jako je např. Gearova metoda nebo Adamsovy-Moultonovy metody. Je také možné použít metody typu prediktor-korektor. Reakční mechanismus popsaný rovnicí (7) představuje nejjednodušší možný způsob popisu rozkladu pevného materiálu. Existuje a je možné vymyslet velké množství rozkladných schémat, která se budou skládat z různého počtu paralelních či násobných reakcí. S rostoucím počtem reakcí, tzn. s rostoucí složitostí reakčního mechanismu, ovšem roste počet vstupních parametrů modelu a celkově se zvětšuje výpočetní náročnost celého modelu. Jako příklad lze uvést tříkrokové reakční schéma tepelného rozkladu bukového dřeva v dusíkové atmosféře (obr. 3).

Obr. 3 Reakční schéma tepelného rozkladu bukového dřeva Pro vybrané schéma je celkový počet modelových konstant roven 12 - A, E, n pro každou rozkladnou reakci k1, ..., k4. Metody získávání kinetických parametrů Každá modelová konstanta představuje vstupní parametr do modelu pyrolýzy a musí být specifikována uživatelem. Problémem při modelování kinetiky rozkladných reakcí není specifikace modelu ani jeho řešení, ale chybějící metodika získávání vstupních parametrů do těchto modelů. Jelikož je pro reakce v pevné fázi použita kinetika pro reakce v plynné fázi, nemají kinetické parametry fyzikální smysl a není možné je přímo naměřit. Jediný možný způsob, jak je získat, je výpočtem z experimentálních dat. Nejčastěji se 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 do dvou skupin na metody analytické a metody optimalizační. 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). 103


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 vstupních parametrů z experimentálně naměřených dat. Experimentální data jsou prokládána modelovými křivkami a hodnoty parametrů jsou získávány na základě maximalizace (nebo minimalizace) objektivní funkce. 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. Od roku 1998 bylo aplikováno několik různých optimalizačních algoritmů na problém nalezení pyrolýzních kinetických parametrů, např. genetický algoritmus, stochastic hill climber algoritmus nebo shuffled complex evolution algoritmus.

[3]

Stoliarov, S.I.; Lyon, R.E.: Thermo-Kinetic Model of Burning, Federal Aviation Administration, DOT/FAA/AR-TN08/17, May 2008.

[4]

McGrattan, K.; McDermott, R.; Weinschenk, C.; Overholt, K.; Hostikka, S.; Floyd, J.: Fire Dynamics Simulator (Version 6) User's Guide, NIST Special Publication 1019-6, National Institute of Standards and Technology, Gaithersburg, Maryland, 2013.

[5]

Lautenberger, C.: Gpyro - A Generalized Pyrolysis Model for Combustible Solids - Technical Reference, 2014.

[6]

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

[7]

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.

[8]

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

[9]

Matala, A.; Lautenberger, C.; Hostikka, S.: Generalized direct method for pyrolysis kinetic parameter estimation and comparison to existing methods, Journal of fire science 2012, vol. 30, 339-356.

Poděkování Financováno z účelové podpory na specifický vysokoškolský výzkum MŠMT (Rozhodnutí č. 20/ 2014). Použitá literatura [1]

Lautenberger, C.: A Generalized Pyrolysis Model for Combustible Solids. PhD Dissertation, Department of Mechanical Engineering, University of California, Berkeley, CA, 2007.

[2]

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


104


Hmotnostní úbytek těkavých kapalin při hoření - experiment a modelování The Mass Loss of Volatile Liquids in Combustion - Experiment and Modeling doc. Dr. Ing. Milan Jahoda Ing. Lucie Hasalová Eva Roučková Vysoká škola chemicko-technologická v Praze Technická 5, 166 28 Praha 6 [email protected] Abstrakt Příspěvek je zaměřen na experimentální zjištění intenzity hmotnostního úbytku těkavých kapalin při hoření v zásobníku. Měřené kapaliny (n-heptan, etanol a metanol) byly vybrány s ohledem na jejich rozdílné složení z hlediska zastoupení kyslíku a uhlíku v molekule kapalné látky. Experimenty byly prováděny v laboratorním měřítku s difuzním plamenem (laminární oblast hoření). Společně s hmotnostním úbytkem vzorku byl také měřen teplotní profil v blízkém okolí plamene pomocí termoelektrických článků ve vertikálním směru. Získané hodnoty byly porovnány s teoreticky vypočtenými na základě zjednodušených představ modelu rychlosti odpařování kapalin vycházejících z bilance entalpie. Klíčová slova Hořlavé kapaliny, hmotnostní úbytek, modelování. Abstract The article focuses on experimental estimation of volatile liquids weight loss intensity during pool fires. Measured liquids (n-heptane, ethanol and methanol) were chosen according to their oxygen and carbon content. Experiments were conducted in laboratory scale with diffusion flame (laminar combustion regime). Temperature profile near the flame together with the weight loss was measured by thermocouples in vertical direction. The values obtained were compared with theoretically calculated on the basis of simplified model of evaporation rate from the enthalpy balance. Keywords Volatile liquids, pool fire, modeling. Úvod Hořlavé kapaliny jsou častým iniciačním prostředkem požárů. Je to především z důvodů jejich běžné dostupnosti jak ve formě pohonných látek (benzín, nafta, kapalné lehké uhlovodíky), tak ve formě kapalných organických čisticích prostředků, ředidel nebo rozpouštědel. Při hoření těkavých kapalin s volnou hladinou se obecně rozlišují dva případy: a) sledovaná oblast je ohraničena pevnými stěnami (angl. pool fire, např. zásobník, nádoba); b) sledovaná oblast nemá pevné ohraničení (angl. spill fire, např. kaluž kapaliny). Při hoření kapaliny v otevřené nádobě se ohřívá těkavá kapalina v zásobníku díky exotermické chemické reakci probíhající mezi parami kapaliny a kyslíkem. Teplota na volné hladině narůstá především díky přenosu tepla sáláním (radiací) a prouděním (konvekcí). Kapalné palivo se v blízkosti teploty varu intenzivně odpařuje a dochází k hmotnostnímu toku vzniklých par, které opouštějí prostor zásobníku a jsou spáleny v plynné fázi. Postupně se zahřívají spodní vrstvy kapaliny pod volnou hladinou, kdy se uplatňuje sdílení tepla sáláním, prouděním a vedením stěnou zásobníku. Na obr. 1 jsou schematicky znázorněné toky tepla a hmoty při hoření těkavých kapalin v nádobách. Ostrava 3. - 4. září 2014

Obr. 1 Schéma toků tepla a hmoty při hoření kapaliny v zásobníku qk - tok tepla prouděním, qr - tok tepla sáláním z plamene, qrr - tok tepla sáláním z povrchu hladiny Dominantní složka mechanismů sdílení tepla se mění s velikostí volné hladiny kapaliny. Pro zjednodušení uvažujeme kruhový tvar volné hladiny. Při laboratorním měřítku, kdy je průměr hladiny menší než 0,05 m, probíhá laminární plamenné hoření a z mechanismů sdílení tepla převládá konvekce. Konvekce má též hlavní roli pro průměry hladin od 0,05 do 0,2 m, ale mění se charakter toku plynů při hoření od přechodového k turbulentnímu režimu proudění. U průměrů větších než 0,2 m je dominantním mechanismem sdílení tepla radiace, tedy tok tepla sáláním na volný povrch kapaliny a na místa kolem plamene (Assael a Kakosimos, 2010). Ovlivňujícím faktorem radiace je zejména velikost a tvar plamene a přítomnost sazí v dolní části plamene (svítivost plamene). Výskyt sazí je závislý na složení hořlavé látky, konkrétně na poměru atomů uhlíku a kyslíku. Látka obsahující více než 50 procent kyslíku hoří plamenem nesvítivým se zbarvením do bleděmodré, veškerý přítomný uhlík přechází reakcí s kyslíkem na CO, popř. CO2. Obsahuje-li hořlavá látka nízké množství kyslíku, objevuje se v plamenu volný uhlík ve formě sazí, které jsou spalovány vzdušným kyslíkem a plamen je svítivý (Orlíková a Štroch, 1999). Látky neobsahující kyslík, nebo velmi malé množství, uvolňují při hoření velké množství uhlíku ve formě sazí, vzniká čadivý plamen. Charakter plamene lze měnit množstvím přiváděného kyslíku. Hodnoty intenzity hmotnostního toku par těkavých kapalin při volném hoření lze odhadnou ze zjednodušených modelových představ založených na bilanci entaplie, kterou prezentoval ve své práci Hottel (1959). Burgress, Strasser a Grumer (1961) publikovali model pro rychlost odpařování kapalin při hoření uhlovodíků a kapalných paliv, který upravili Assael a Kakosimos (2010) pro výpočet intenzity hmotnostního toku [kg m-2 s-1]: m ´ c  L

hc hv  c p Tb  T 

(1)

105


kde empirická konstanta c má hodnotu 1,27·10-6 m s-1, ∆hc je měrná spalovací entalpie [J kg-1] při normálním tlaku, ∆hv - měrná výparná entalpie [J kg-1] při teplotě varu kapaliny, ρL - hustota kapaliny při teplotě varu [kg m-3], cp - měrná tepelná kapacita [J kg-1 K-1], Tb teplota varu [K] a T - teplota okolí [K]. Pro přesnější výpočty intenzity hmotnostního toku par z hořícího zásobníku lze použít metody počítačové dynamiky tekutin (angl. CFD), při kterých se numericky řeší parciální diferenciální rovnice popisující fyzikální a chemické procesy probíhající při studovaném ději. Pro validaci CFD výpočtů je potřeba srovnání s experimentálními daty. Získání experimentálních dat pro ohraničené požáry těkavých kapalin při laminárním režimu proudění bylo hlavním cílem předkládané práce. Experimentální část Vlastní měření hmotnostního úbytku těkavých kapalin probíhalo v laboratorním boxu o rozměrech 100x60x60 cm s možností odtahu spalin. Box byl ze tří stran uzavřený stěnami ze žáruvzdorných desek Fibratec, přední strana byla otevřená. Byly proměřovány tři typy těkavých kapalin podle zastoupení uhlíku a kyslíku v jejich struktuře: n-heptan, etanol a metanol. Základní vlastnosti kapalin jsou uvedeny v tab. 1.

hmotnostní úbytek v čase převeden na bezrozměrný, vydělením všech hodnot počáteční hmotností. Výsledky a diskuse Na obr. 2 je znázorněn bezrozměrný hmotnostní úbytek n-heptanu pro různé průměry misek. V grafu jsou viditelné dvě části s různou směrnicí, hodnotou rychlosti hoření. V čase 0 s byl heptan zapálen, plamen se šířil po celé ploše hladiny a pomalu se zvětšoval. Hořel žlutým plamenem a ze tří studovaných látek měl nejvyšší svítivost, protože neobsahuje žádný kyslík v molekule. Při hoření dochází ke spalování uhlíku jen pomocí vzdušného kyslíku. V čase tvar dosáhlo palivo teploty varu v celém objemu a začaly se sporadicky objevovat drobné bublinky u stěn nádoby. Miska z nerezové oceli má velmi hladký povrch, tudíž se jednalo o tzv. utajený var. Varem dochází k intenzivnější výměně tepla mezi stěnou nádoby a samotným palivem, proto má druhá část křivky strmější průběh. U n-heptanu je místo přechodu obou částí nejvíce znatelné ze všech studovaných kapalin (obr. 2, 3 a 4), pravděpodobně z důvodu nejvyšší hodnoty teploty varu n-heptanu. Heptan měl nejvyšší intenzitu hmotnostního toku par, metanol nejmenší, viz tab. 2. Zde se uplatňuje větší množství uvolněného tepla při hoření a také větší hodnota sdílení tepla sáláním ze svítivého plamene n-heptanu.

Tab. 1 Fyzikální a chemické vlastnosti měřených kapalin Teplota varu, °C (101,3 kPa) Teplota vzplanutí, °C

n-heptan

etanol

metanol

98

78

65

-4

13

10

Teplota vznícení, °C (101,3 kPa)

215

363

455

Tenze par, kPa (20 °C)

5,86

5,95

12,9

Hustota, kg m (při teplotě varu)

612

719

734

Měrná výparná entalpie [kJ kg-1]

318

836,86

1 110,4

Měrná spalovací entalpie [kJ kg-1]

44 600

26 800

20 000

Měrná tepelná kapacita [J kg K ]

2 160

2 440

2 530

-3

-1

-1

Hmotnostní úbytek vzorku byl měřen pomocí váhy Mettler Toledo model ML802, která váží s přesností na setinu gramu. Váha byla od měřícího prostoru oddělena žáruvzdornou deskou z důvodu ochrany před žárem. S měřícím prostorem byla spojena speciálním podstavcem. Měření a zapisování hmotnostního úbytku bylo řízeno programem BalanceLink přes rozhraní RS232, načítání a vyhodnocování dat bylo prováděno v tabulkovém prostředí MS Excel. Dále byla měřena teplota vnějšího povrchu spalovací nádoby bezdotykově IČ teploměrem Micro-Epsilon CTL-CF3 s přesností měření ±1,0 °C. Teplota okolí plamene byla sledována sedmi termoelektrickými články typu K umístěných v kolmém směru ke dnu misky na úrovni stěny misky vždy cca 7 cm nad sebou, přičemž první termočlánek byl ve výšce 5,5 cm ode dna misky. Srovnávací spoje byly po celou dobu měření umístěny v termostatu, kde byla udržována konstantní teplota 0 °C. Napětí z termočlánků bylo převáděno pomocí A/D převodníku do počítače a hodnoty napětí byly následně přepočítávány na teplotu podle předem zjištěných kalibračních rovnic s průměrnou přesností ±1,6 °C. Vlastní měření bylo prováděno pro každý typ těkavé kapaliny ve třech spalovacích miskách z nerezové oceli o průměrech 60, 70 a 80 mm. Experiment se stejnými počátečními podmínkami byl pětkrát opakován pro ověření opakovatelnosti a spolehlivosti výsledků. Před opakováním experimentu byla miska ochlazena na okolní teplotu (cca 21 °C) a prostor aparatury ochlazen a vyvětrán ventilátorem. Množství kapaliny použité pro měření se lišilo podle velikosti nerezové misky tak, aby byla zachována stejná výška vrstvy tekutiny. Z důvodu porovnání dat a eliminace mírně rozdílných objemů paliva na počátku experimentu byl naměřený


Obr. 2 Průběh úbytku hmotnosti n-heptanu pro různé průměry misek Tab. 2 Vypočtené intenzity hmotnostního toku Kapalina

ṁ' [kg m-2 s-1]

n-heptan

0,01110 ± 0,00052

etanol

0,00875 ± 0,00058

metanol

0,00840 ± 0,00030

Obr. 3 Průběh úbytku hmotnosti etanolu pro různé průměry misek

106


průběhů teploty ve vertikálním směru nad hranou nádoby, které byly měřeny termočlánky. Jedná se o teploty v blízké vzdálenosti od plamene, ale díky nestabilitě plamene jsou patrné teplotní fluktuace. Zde je ukázán průběh teplot při hoření n-heptanu v misce o průměru 60 mm. Časové závislosti teploty pro ostatní nastavení jsou dostupné v práci Roučkové (2014).

Obr. 4 Průběh úbytku hmotnosti metanolu pro různé průměry misek Získané hodnoty intenzity hmotnostního toku par n-heptanu při hoření lze porovnat s literárními daty publikovanými autory Zhou a kol. (2014), kdy pro stejné průměry spalovacích misek bylo dosaženo srovnatelných hodnot. Porovnání získaných dat pro etanol a metanol s literárními je obtížné, neboť publikovaná data jsou pro požáry s větším průměrem hladiny hořící kapaliny, kdy je charakter proudění v přechodovém nebo turbulentním režimu. Pokud dosadíme námi zjištěné hodnoty intenzity hmotnostního toku do modelové představy prezentované rovnicí (1) a vypočteme konstantu c, dostaneme o řád nižší hodnoty rychlosti hoření (tj. bylo dosaženo hodnoty řádově 10-7 m s-1). Skutečnost dosažení nižší rychlosti hoření, resp. nižší intenzity hmotnostního toku par, si především vysvětlujeme přítomností utajeného varu díky hladkosti povrchu stěn nerezových nádob. Utajený var jsme také pozorovali u našich předcházejících experimentů s hladkými povrchy nádob (glazovaná keramika, sklo). Navíc hodnotu empirické konstanty v rovnici (1) získali autoři pro různé průměry volných hladin těkavých kapaliny, u kterých bylo dosahováno také přechodových a turbulentních režimů proudění při hoření. Vedle měření časového úbytku hmotnosti byly měřeny teploty jednak vnějšího povrchu stěn nádob a ve vertikálním směru nad hranou nádoby. Data budou užita v budoucnu pro porovnání hodnot získaných metodou počítačové dynamiky tekutin s daty experimentálními pro validaci výpočetní metodiky.

Obr. 6 Průběh teploty ve vertikálním směru nad hranou stěny misky 60 mm Závěry Experimentálně byl zjišťován časový úbytek hmotnosti těkavých kapalin při hoření v laminárním režimu proudění. V experimentech byly použity tři druhy těkavých kapalin: n-heptan, etanol a metanol. Kapaliny byly vybrány podle zastoupení kyslíku a uhlíku v jejich složení, což značně ovlivňuje chování při hoření, zejména množství vznikajících sazí, svítivost atd. Pro každou kapalinu probíhala měření ve spalovacích miskách z nerezové oceli o třech různých průměrech 60, 70 a 80 mm. Ze zjištěných hodnot byla vypočtena intenzita hmotnostního toku par. Nejvyšších hodnot dosahovala intenzita u n-heptanu, který hořel s největší svítivostí ze studovaných látek a má nejvyšší hodnotu spalného tepla. Intenzitu hmotnostního toku může ovlivňovat charakter varu kapaliny, resp. hladkost povrchu stěn nádoby. Dále byla zjišťována teplota v blízkosti plamene a vnější stěny povrchu nádob. Získaná data budou užita pro validaci výpočetní metodiky modelování hmotnostního úbytku při hoření těkavých kapalin metodou počítačové dynamiky tekutin. Poděkování Financováno z účelové podpory na specifický vysokoškolský výzkum MŠMT č. 20/2014. Použitá literatura

Obr. 5 Průběh teploty povrchu stěny 60 mm misky pro různé kapaliny Na obr. 5 je ukázán typický vývoj teploty vnějšího povrchu stěny při hoření kapalin v misce o průměru 60 mm, který byl měřen IČ teploměrem. Časové vývoje teploty povrchu stěny u ostatních průměrů jsou obdobné. Nejvyšší dosažená teplota byla vždy na konci pokusu, kdy se plamen dostal do blízkosti dna nádoby a kapalina se již dále neodpařovala. Na obr. 6 je příklad časových Ostrava 3. - 4. září 2014

[1]

Assael, M.J.; Kakosimos, K.E.: Fires, explosions, and toxic gas dispersions: effect calculation and risk analysis, CRC Press/Taylor & Francis Group, Boca Raton, FL, USA, 2010.

[2]

Burgess, D.S.; Strasser, A.; Grumer, L.: Diffusive burning of liquid fuels in open trays, Fire Res. Abstr. Rev. 3, 177-192, 1961.

[3]

Hottel, H.C.: Review: Certain laws governing the diffusive burning of liquis, by Blinnov and Khudiakov (1957) 9dokl. Akad. Nauk SSSR, 113, 1096), Fire Research Abstracts and Reviews 1, 41-43, 1959.

[4]

Orlíková, K.; Štroch, P.: Chemie procesů hoření, Sdružení požárního a bezpečnostního inženýrství, Ostrava, 1999.

[5]

Roučková, E.: Experimentální stanovení rychlosti hoření kapalin v laboratorním měřítku, bakalářská práce, VŠCHT Praha, 2014.

[6]

Zhou, Z.; Weib, Y.; Lia, H.; Yuenc, R.; Jian, W.: Experimental analysis of low air pressure influences on fire plumes, International Journal of Heat and Mass Transfer 70, 578-585, 2014. 107


Evaluation of Fire Appliances on Renault Midlum Chassis with Brigades of Fire and Rescue Service of the Zlin Region Vyhodnocení provozu požární techniky na podvozcích Renault Midlum u jednotek HZS Zlínského kraje Ing. Ladislav Jánošík VŠB - Technical University of Ostrava Faculty of Safety Engineering Lumirova 13, 700 30 Ostrava-Vyskovice [email protected]

Tab. 1 Overview of the monitored firefighting vehicles Identification of the Vehicle

Registration Number

Chassis

CAS 24/2500/250-M1T

1Z7 6958

Midlum 270.15/14 4x2

ISS Wawrzaszek

2004

CAS 24/2500/250-M2T

2Z7 8478

Midlum 270.14 P 4x4

ISS Wawrzaszek

2006

CAS 15/2000/120-M2Z

3Z3 4693

Midlum 270.14 P 4x4

THT Polička

2007

Slavičín

CAS 15/2200/150-M2Z

3Z5 7550

Midlum 270.14 P 4x4

THT Polička

2008

Otrokovice

CAS 24/2500/250-M2T

2Z7 8479

Midlum 270.14 P 4x4

ISS Wawrzaszek

2006

CAS 24/2500/250-M2T

2Z6 2647

Midlum 270.14 P 4x4

ISS Wawrzaszek

2005

Fire Station 1 2

Zlín

3

Abstract

4

The paper follows previous work of the 5 author focused on evaluating of operation 6 and maintenance of fire-fighting equipment 7 on the chassis Mercedes-Benz Atego [1], 8 TATRA [2] and Renault Midlum [3, 4] in use at Fire Rescue Service of the Czech Republic 9 (FRS) in the Moravian-Silesian (MSR), Zlin (ZR) and Hradec Kralove Region (HKR). 10 The observation results of car fire-engines 11 on the chassis Renault Midlum in use at Fire 12 Rescue Service Zlin Region with fire trucks by the Polish supplier Wawrzaszek ISS Ltd., 13 Bielsko-Biala, and by the Czech company THT Ltd., Policka, are summarized in this paper.

Valašské Meziříčí

Producer

Year of manufacture

CAS 15/2200/135-S2Z

3Z5 7540

Midlum 270.14 P 4x4

THT Polička

2008

CAS 15/2000/120-M2Z

3Z3 4692

Midlum 240.14 P 4x4

THT Polička

2008

Uherský Brod

CAS 20/2500/300-M2T

3Z2 3957

Midlum 280.14 P 4x4

ISS Wawrzaszek

2007

Uherské Hradiště

CAS 20/2500/250-M2T

3Z6 6297

Midlum 280.14 4x4

ISS Wawrzaszek

2008

Kroměříž Morkovice Slížany

CAS 24/2500/250-M2T

2Z6 2649

Midlum 270.14 P 4x4

ISS Wawrzaszek

2005

CAS 24/2500/250-M1T

1Z7 6957

Midlum 270.15/14 4x2

ISS Wawrzaszek

2004

CAS 24/3500/200-M2T

1Z6 8059

Midlum 220.14 P 4x4

ISS Wawrzaszek

2004

Keywords Reliability in operation; technique operation; service of technique.

Tab. 2 Fire brigade interventions of Zlin Region District/Year

2007

2008

2009

2010

2011

2012

2013

Zlín

1056

932

1009

1135

1086

1274

1271

Abstrakt

Kroměříž

749

560

618

689

705

698

704

Příspěvek navazuje na předchozí publikace autora se zaměřením na vyhodnocení provozu a údržby požární techniky na podvozcích Mercedes-Benz Atego [1], TATRA [2] a Renault Midlum [3, 4], které jsou v užívání u jednotek požární ochrany v Moravskoslezském, Královéhradeckém a Zlínském kraji. V této stati jsou shrnuty výsledky sledování cisternových automobilových stříkaček na podvozcích Renault Midlum u HZS Zlínského kraje s požárními nástavbami od polského dodavatele Wawrzaszek ISS s.o.o., Bielsko-Biala a od české společnosti THT s.r.o. Polička.

Uherské Hradiště

709

582

590

704

702

776

784

Vsetín

670

619

689

699

657

758

867

Klíčová slova Provozní spolehlivost; provoz techniky; údržba techniky. 1 Fire fighting vehicles Zlin Region, which has an area of 3.9 thousand km2 and a population of about 0.6 million people, is in terms of organization of fire protection units divided into 4 regional departments. The individual regional departments represent a total of 13 fire stations. 13 busiest fire engines of the CAS type (Fire Fighting Vehicle Water Tender) on the chassis Renault Midlum were selected to monitor the operation and failure rate. These vehicles are located at 8 different stations. The remaining stations have mainly vehicles on TATRA chassis. Overview of selected cars and their basic specification is given in Tab. 1. To illustrate the utilization of firefighting vehicles, Tab. 2 shows numbers of interventions in districts of Zlin region during the years 2007 to 2013, in which intervened the units of FRS of the Czech Republic of the monitored fire stations [5, 6]. The development trend implies a long-term increase in the number of interventions and we can see that the number of interventions in the Zlin district exceeds the surrounding districts by 50 %. Ostrava 3. - 4. září 2014

2 Outgoing activities analysis Journey and operation records of firefighting equipment are regulated by the Order of mechanical services [4]. Each authorized employee of mechanical service on station ought to monitor the operation and vehicle maintenance data at individual stations. The work records contain the firefighting equipment usage, which includes the date, purpose of journey, mileage and final mileage, number of working hours (engine hours), refueling and service fluids refilling, maintenance and inspection activities, other costs of operation and records of repair. Operational diaries of vehicles kept in a paper form were previously used for this purpose. Since January 2010, IKIS [9] electronic information system is used for these records. The data on the use of vehicles were in “xls” format exported from this system for subsequent evaluation in MS Excel software. Incomplete information about operation was found during processing, especially before 2010, where for example data were missing for the whole month. This was primarily affected by the inaccurate activities of engineers and omitting data on transcription from paper to electronic form during the year 2009. To document this situation, in Tab. 3 below are given processed and sorted data about the operation and maintenance of two vehicles on the busiest central station in Zlin. Mainly because of the availability, credibility and completeness of the input data, the information of their comparison is presented only for the period from the beginning of 2010, when the system was introduced into a full operation, to the end of 2013. 108


Tab. 4 Operation overview of the monitored vehicles on the chassis Renault Midlum for the years 2010 - 2013

Year

Number of rides

Number of repair fire chassis

Number of repair fire body trucks

Number of operational inspection

Mileage [km]

Working hours

Quantity of fuel [litr]

Cost [Kč]

Registration Number

Putting into operation 22.12.2004 20.9.2006

1Z7 6958

Zlín, 2. car Zlín, 3. car

2Z7 8478

Fire station, classification techniques

Tab. 3 Overview of operation of selected cars

2005

1

1

1

0

5 123

102

0

0

2006

1

2

0

0

4 596

92

0

0

2007

1

2

0

0

5 761

115

0

1 450

2008

1

1

1

1

4 340

87

0

270

2009

1

1

0

1

3 900

78

0

0

2010

269

5

2

6

4 618

83

1 684

41 426

2011

279

1

10

9

3 972

92

1 580

26 855

2012

217

2

6

5

3 223

47

1 145

42 664

2013

289

6

1

6

4 903

69

1 658

72 629

2006

0

0

0

0

2 032

0

0

0

2007

0

0

0

1

5 100

0

0

0

2008

0

0

0

2

3 217

0

0

0

2009

0

0

2

1

3 406

0

0

0

2010

298

7

1

7

4 413

96

1 968

47 164

Mileage [km]

Conversion rides [h]

The machine work at the site [h]

Total [hod]

Quantity of fuel [litr]

Average fuel consumption [l/100 km]

Zlín - 2. car

40 436

809

765

1 573

6 066

15

Zlín - 3. car

31 278

626

328

953

7 264

23

Zlín - backup

20 509

410

100

510

3 523

17

Slavičín 1. car

9 993

200

223

423

3 868

39

Otrokovice 1. car

22 860

457

407

864

6 632

29

Valašské Meziříčí 1. car

38 583

772

869

1 640

8 141

21

Valašské Meziříčí 2. car

6 723

134

163

298

1 987

30

Valašské Meziříčí backup

14 776

296

192

488

2 856

19

Uherský Brod - 1. car

29 292

586

941

1 527

9 314

32

Uherské Hradiště 2. car

15 877

318

925

1 242

6 780

43

Kroměříž 1. car

13 380

268

435

703

6 377

48

Kroměříž 2. car

14 103

282

181

463

4 582

32

Morkovice Slížany - 1. car

32 528

651

260

910

4 079

13

Fire Station

2011

192

1

5

1

3 354

66

1 466

135 411

2012

282

0

7

0

4 839

84

1 852

64 506

2013

323

4

6

6

4 917

82

1 978

57 563

Fig. 1 summarizes the evaluation of the vehicles operation in terms of outgoing activities composition. The average share of interventions journeys to other journeys is by this type of chassis 62 %.

Fig. 2 shows graphical comparison of operation hours of observed vehicles in terms of engines time loading both during driving, and/or standing on the place of intervention (when the engine works under approx. 50 % of driving load).

Fig. 2 Operation overview of vehicles Renault Midlum for years 2010 - 2013 Fig. 1 Overview of composition and the number of journeys of vehicles Renault Midlum for the years 2010 - 2013 3 Evaluation of vehicles operation To evaluate the operation of firefighting equipment were observed total mileage and machine work in place in engine hours. The mileage was then calculated by using average speed of 50 km/h converted to hours. Fuel consumption was also observed. The summary of the data collected during the reference period is shown in Tab. 4.

In terms of load of driving unit is the average share of its operation by Renault Midlum vehicles during driving 50 % of the total operating time of the driving unit. Average annual mileage during the reference period of the last 4 years was 5583 km. 4 Maintenance activities analysis To evaluate the failure rate of the monitored vehicles the statistical data on maintenance and repairs were categorized into the following groups: - repairs after failure:

- the chassis base, - fire superstructure,

- preventive maintenance (revisions, testing, planned inspections), - repairs after damage (during intervention, after a traffic accident). Ostrava 3. - 4. září 2014

109


Results of the analyses are summarized graphically in the following figures.

Achieving the ideal situation in terms of homogeneous input data for theoretical calculations of vehicles reliability in the Fire and Rescue Service is virtually impossible in the current state of diversity of firefighting vehicles. We can only compare approximately similar environment of dislocation, such as cities Brno and Ostrava, or regional departments outside of these agglomerations. Unfortunately, different departments prefer different types of vehicles, as concerns both the chassis, and the truck superstructures suppliers. 6 Conclusion

Fig. 3 Overview of maintenance interventions of vehicles Renault Midlum for the years 2010 - 2013 Initial repair distribution is shown in Fig. 3. Part of it is also a summary of the repair occurrence after a breakdown and of preventive maintenance activities on individual vehicles. Average annual number of maintenance interventions in four-year reference period by the group of monitored equipment is 5 repairs after a breakdown and 3 preventive maintenances. On Fig. 4 are the repairs made after a failure classified according to their occurrence - the chassis or superstructures. Average annual number of breakdowns during the four-year period of the monitored set of equipment is 3 failures on the chassis and two on the body. The damage repairs on the monitored equipment have large differences in numbers. There are 8 vehicles that have zero or only one vehicle damage during the 4 years. But there is also one extreme at the central station Zlin, where one vehicle has been repaired after the damage seven-times during the 4-years period.

Data on firefighting equipment operation are processed at present, due to the comparison of vehicles on chassis MAN, Mercedes-Benz and Renault. The above mentioned vehicles are located in MoravianSilesian, South Moravian and Zlin Regions. Fire truck superstructures are made by different producers: THT s.r.o., Policka and SPS, s.r.o., Slatinany (both from the Czech Republic), Wawrzaszek ISS s.o.o. and SZCZESNIAK (both from Bielsko-Biala, Poland). The aim of data processing is to calculate operating characteristics of the failure. For this calculation is used the test plans method [8]. The test plans method can determine the mean time to failure in a small group of products. To evaluate the failure, the test plan censored by time-to-failure (so-called t - plan) was chosen. The duration of the test is the limit and the number of detected faults is a random variable. The test prerequisite is that the products are repaired after a failure. Accumulated working time of the vehicle TAKU is the time variable representing the process of the test. TAKU is the total time during which all products were in operation. Accumulated working time for the chosen t - plan is calculated according to the equation: TAKU   ( 0   i )  (n  r )   0

(1)

where: τ0

test time, from the beginning to the r0-th failure,

n

number of tested products,

r

number of fault units,

θi

time needed to repair the i-th product during the test interval.

Results of these analyzes, due to their time constraints, will not be available until the deadline for this paper. However, further results will more precisely describe failures and maintenance of monitored fire fighting vehicles. Partial results comparing the monitored vehicles are summarized in Tab. 5, where there is only a summary of the average annual values of selected operating characteristics of the fire vehicles during the period 2010 to 2013. Tab. 5 Summary of average annual characteristics of observed vehicles Average age [year]

Number of interventions

Proportion of the total number of rides [%]

Mileage [km]

MAN (without RD Brno)

7

166

58

MAN (RD Brno)

6

417

69

M-B Atego (without RD Ostrava)

8

286

M-B Econic (RD Ostrava)

2

TATRA 815 (FRS SMR) TATRA 815 (FRS ZR) Renault Midlum (FRS ZR)

Average annual operating characteristics

Fig. 4 Number of repairs after the failure on the Renault Midlum vehicles for the years 2010 - 2013 5 Discussion Results are undoubtedly distorted with the fact that the observed vehicles are not identical and are in use for various periods and upon different workloads (from first-exit cars to the backup vehicles). As an example we can take TATRA vehicles in the Zlin Region, where the fire equipment consists of 6 vehicles with an average age of 23 years, one car is two years old and 4 trucks are in the age of 6 month. For TATRA vehicles it is necessary to take into account some other criteria, the difference between the model 815-2 and 815-7 and the type of truck superstructure, which can be basic, technical or for large-scale fighting. Ostrava 3. - 4. září 2014

Repair after failure

Preventive maintenance

4 037

2

16

7 190

3

2

64

4 864

4

6

265

70

4 352

5

3

13

125

54

4 330

7

1

13

40

36

1 209

2

0

7

152

62

5 549

5

3

Note: RD - Regional Department, SMR - South Moravian Region. 110


Hitherto primary analysis of failure on vehicles Renault Midlum was elaborated. Criteria according the method FMEA [10] were used for the evaluation of failure relevance. Insignificant failures were excluded of the file. The calculation of the accumulated working time according to the equation (1) was conducted for four values of the test time: 20, 40, 60 and 80 hours. These intervals after recalculating by average speed of 50 km/h represent the driven distance of 1000, 2000, 3000 and 4000 km. Calculations results are shown in the Fig. 5.

Fig. 5 Calculations of accumulated working time

[2]

Jánošík, L.; Melichar, D.: Provozní spolehlivost vozidel TATRA. In Šenovský, M. Požární ochrana 2010: XIX. ročník mezinárodní konference. Ostrava: Sdružení požárního a bezpečnostního inženýrství, 2010. 394 s. ISBN 978-807385-087-6. s. 115-118.

[3]

Jánošík, L.; Pecina, L.: Analýza provozu a údržby požární techniky na podvozcích Renault Midlum. In Riešenie krízových situácií v špecifickom prostredí. 18. medzinárodná vedecká konferencia. Žilina: Žilinská univerzita v Žiline, 5. - 6. jún 2013, s. 205-212, ISBN 978-80-554-0702-9.

[4]

Jánošík, L.: The failure of fire-fighting equipment at FRS Zlin Region. Sborník vědeckých prací VŠB - TUO, Řada bezpečnostního inženýrství, 2013, roč. VIII, č. 2, s. 39-43, ISSN 1801-1764.

[5]

Pokyn č. 9 generálního ředitele HZS ČR a náměstka MV ze dne 13. 3. 2006, kterým se vydává Řád strojní služby Hasičského záchranného sboru České republiky.

[6]

Zavadil, L.: Statistické ročenky zásahové činnosti jednotek požární ochrany [online]. Zlin: HZS Zlinského kraje, [cit. 2014-04-10]. Dostupné z WWW: .

[7]

Vonásek V. a kol.: Statistické ročenky zásahové činnosti jednotek požární ochrany [online]. Praha: MV-generální ředitelství HZS ČR, příloha časopisu 112, [cit. 2014-04-10]. Dostupné z WWW: .

[8]

Famfulík, J.; Krzyžanek, R.; Galvas, P.: Zkoušky spolehlivosti: Vybrané stochastické metody. 1. vyd. Ostrava: VŠB Technická univerzita Ostrava, 2010, 67 s. ISBN 978-80-2482277-8.

[9]

Databáze IKIS. ISV ver. 5.0 - Strojní služba - Provozní deník vozidla. Hasičský záchranný sbor České republiky, 2014.

References [1]

Jánošík, L.; Pika, M.; Monoši, M.: Provozní spolehlivost vozidel Mercedes-Benz Atego. In Švec, J. Sborník vědeckých prací Vysoké školy báňské - Technické univerzity Ostrava. Řada bezpečnostní inženýrství. Ostrava: Vysoká škola báňská - Technická univerzita Ostrava. Číslo 2, rok 2010, ročník V, 122 s. ISSN 1801-1764. s. 61-69.


[10] ČSN EN 60812 - Techniky analýzy bezporuchových systémů - Postup analýzy způsobů a důsledků poruch (FMEA). Praha: Český normalizační institut, 2007, 37 s.

111


Protipožární obklad sloupů sádrokartonem nebo nástřikem protipožární omítkou Knauf Vermiplaster Fire Columns Cladding Drywall or Plaster Spraying Fire Knauf VERMIPLASTER Ing. Radek Janoušek KNAUF Praha, spol. s r.o. Mladoboleslavská 949/2, 197 00 Praha [email protected] Abstrakt V článku jsou představeny sádrokartonové konstrukce a protipožární sádrová omítka. Požární odolnosti jsou závislé na tloušťce materiálu. Klíčová slova Sádrokartonové desky, požární odolnost, sádrová omítka. Abstract The paper presents a fireproof plasterboard construction gypsum plaster. Fire resistance is dependent on the thickness of the material.

Obr. 2 Ocelová konstrukce nastříkána omítkou Knauf Vermiplaster

Keywords Drywall, fire resistance, gypsum plaster. V dnešní době mnoho montážních firem provádí obklady sloupů pomocí sádrokartonových desek a spodní konstrukce z pozinkovaných profilů CD a UD. Výhody tohoto systému jsou rovný povrch, estetika a suchý proces výstavby.

Obr. 3 Ukázka povrchové úpravy (krápníčky) Ocelové sloupy (I profil) namáhané ze čtyř stran

Obr. 1 Obložení ocelového sloupu sdk deskami Oproti tomu nástřik protipožární sádrovou omítkou Knauf VERMIPLASTER® je rychlejší, jednodušší na montáž a nemusí se obnovovat jako nátěry. Tato omítka byla speciálně vyvinuta pro pasivní požární ochranu v interiéru. Jejím účelem je zajistit při požáru nosnost chráněných konstrukčních prvků, které musí zůstat neporušeny, dokud není uhašen oheň nebo budova není evakuována. Omítka se nanáší strojní omítačkou Knauf PFT G4, její doba zpracovatelnosti je cca 180 - 300 min a doba schnutí při tloušťce omítky 10 mm v průměru 14 dní. Spotřeba je cca 6,5 až 7 kg/m2/10mm. Konečný povrch Knauf VERMIPLASTER® je hrubý. Podle potřeby je rovněž možné povrch vyrovnat a vyhladit.


Ocelové sloupy se obkládají za pomoci sádrokartonových desek a podkonstrukce, zatímco Vermiplaster se jen nanáší stříkáním za pomoci stroje. Z tab. 1 je jasné, že nástřik protipožární omítkou vítězí a je mnohem levnější. U tab. 1 a 2 to znamená pro R30 a R60 je patrné, že jakmile tloušťka nástřiku stoupá tak se i ceny sdk a Vermiplástru k sobě blíží. Při požadavku na R90 již zase vychází mnohem lépe protipožární omítka. Jak je vidět ze srovnání jednotlivých možností použití rozličných materiálů pro obklady sloupů, lze jednoznačně říct, že protipožární omítka díky ceně je na tom ve srovnání se sádrokartonovými konstrukcemi nejlépe. Nevýhody protipožární omítky jsou mokrý proces potom nutné čištění stavby po nástřiku a dále taky musí být připravena stavba (elektřina, voda). Nevýhodou omítky je také povrchová úprava (krápníčky). Sádrokartonové konstrukce mají výhodu v suchém procesu a také povrch konstrukce je hladký a dá se tato konstrukce provádět i dodatečně v již zařízených objektech.

112


Rozhodnout se pro daný způsob ochrany ocelových nosníků dle ceny je nutné neopomenout vedlejší náklady, které závisí na konkrétních podmínkách daného objektu, kde je konstrukce prováděna, např. se může jednat o pronájem lešení. Je také třeba počítat se zvláštnostmi nestandartními okolnostmi při montáži. Tab. 1 Srovnání cen materiálu pro požární odolnost R30 Sloup I

Materiál SDK 12,5 [mm]

Vermiplaster tloušťka [mm]

Cena Vermiplastru za bm sloupu [Kč]

Cena SDK za bm sloupu [Kč]

Tab. 3 Srovnání cen materiálu pro požární odolnost R90 Sloup

Materiál SDK 2x12,5 + 1x15 = 40 [mm]




I

SDK 2x15 + 1x12,5 = 42,5 [mm]

120

Ano

16

105

512

140

Ano

18

136

548

160

Ano

19

165

584

180

Ano

20

193

620

Ano

20

213

656

120

467

6

40

193

200

140

528

6

46

197

220

Ano

21

244

659

200

240

Ano

22

277

693

Ano

22

299

726

160

589

7

60

180

650

7

67

204

260

200

711

7

74

208

280

Ano

23

335

757

Ano

23

354

789

220

772

7

82

211

300

240

833

8

101

215

320

Ano

24

390

820

218

340

Ano

26

448

852

Ano

28

506

883

Ano

29

577

946

260

892

8

109

280

948

8

116

222

360

300

1005

8

123

225

400

320

1062

8

130

228

340

1118

9

155

232

360

1175

11

199

235

400

1288

11

219

242


Zdroj použitých obrázků: Knauf Praha.

Tab. 2 Srovnání cen materiálu pro požární odolnost R60 Sloup

Materiál SDK 2x12,5 = 25 [mm]




I

SDK 1x15 + 1x12,5 = 27,5 [mm]

120

Ano

11

72

357

140

Ano

12

91

380

160

Ano

13

113

403

180

Ano

13

126

427

200

Ano

14

149

339

220

Ano

14

163

353

240

Ano

15

189

367

260

Ano

15

204

381

280

Ano

15

218

394

300

Ano

16

246

407

320

Ano

16

260

420

340

Ano

17

293

433

360

Ano

20

361

447

400

Ano

21

417

473


113

Požární ochrana 2014

Recommend Documents