vědeckých prací Vysoké školy báňské - Technické univerzity Ostrava Řada bezpečnostní inženýrství

1

2010 ročník V

Vysoká škola báňská Technická univerzita Ostrava

SBORNÍK vědeckých prací Vysoké školy báňské Technické univerzity Ostrava Řada bezpečnostní inženýrství

TRANSACTIONS of the VŠB - Technical University of Ostrava Safety Engineering Series

1

2010 ročník V

Vysoká škola báňská Technická univerzita Ostrava

SBORNÍK vědeckých prací Vysoké školy báňské Technické univerzity Ostrava Řada bezpečnostní inženýrství

TRANSACTIONS of the VŠB - Technical University of Ostrava Safety Engineering Series

ISBN 978-80-248-2317-1 ISSN 1801-1764

Sborník vědeckých prací Vysoké školy báňské – Technické univerzity Ostrava číslo 1, rok 2010, ročník V, řada bezpečnostní inženýrství REDAKČNÍ RADA: vedoucí redaktor: doc. RNDr. Jiří Švec, CSc. členové redakční rady: doc. RNDr. Jiří Švec, CSc., doc. Dr. Ing. Michail Šenovský, doc. Dr. Ing. Aleš Bernatík OBSAH Aleš BEBČÁK, Jiří SERAFÍN, Jan ADAMEC Optimalizace procesu rozviřování průmyslových prachů Petr BITALA, Václav NEVRLÝ, Michal STŘIŽÍK, Zdeněk ZELINGER, Eva GRIGOROVÁ Hydrodynamické nestability plamene zkoumané v laboratorním měřítku

1

11

Otto DVOŘÁK Nejistota stanovení teploty vznícení hořlavých plynů a par parabolickou metodou podle ČSN EN 14522 21 Tomáš CHREBET, Karol BALOG Sledovanie vplyvu hydrogenfosforečnanu amónneho na pyrolýzy celulózy v modifikovanej elektricky vyhrievanej teplovzdušnej peci 27 Josef JANOŠEC Požární ochrana v bezpečnostní realitě

35

Waldemar JASKÓŁOWSKI, Piotr BORYSIUK Studies on thermokinetic fire properties of thermoplastic bonded particle boards (WPC)

45

Šárka KROČOVÁ Zvýšení požární bezpečnosti zastavěných území

51

Eva MRAČKOVÁ Stanovenie dolnej medze výbušnosti 1 - butanolu vo výbuchovej komore VK 100 na TU vo Zvolene, DF, KPO 61

Marek POKORNÝ, Bjarne Paulsen HUSTED Porovnání teplotního pole modelu šachty s plynovým hořákem a matemacikého CFD modelu 71 Marzena PÓŁKA Analyses of the qualitative composition of the gaseous phase obtained from fire resistant nonmodified and modified epoxy materials using the ftir technique 79 René PŘIBYL, Petr PAVLISKA, Aleš BERNATÍK, Michail ŠENOVSKÝ Hodnocení průmyslových zón prostřednictvím check listů

87

Mária ŠIMONOVÁ, Pavel POLEDŇÁK Poznatky z experimentálneho overovania požiarov osobných automobilových vozidiel v skúšobnej štôlni

95

Jiří ŠVEC, Pavel ŠVEC Přestup tepla

101

Hana VĚŽNÍKOVÁ, Aleš BEBČÁK, Lenka HERECOVÁ, Dalibor MÍČEK Vliv přídavku MEŘO na požárně – technické charakteristiky motorové nafty

109

Úvodní slovo Vážené kolegyně, vážení kolegové Posláním technických vysokých škol je připravit a vychovat odborníky, kteří jsou schopni využívat inženýrský přístup k řešení problémů praxe. K takovým školám patří také Vysoká škola báňská - Technická univerzita Ostrava a její Fakulta bezpečnostního inženýrství. Vedle vlastní pedagogické činnosti a přípravy studentů v bakalářských, magisterských a doktorských studijních programech řeší pracovníci fakulty problémy technické praxe a podílí se na vědecké a výzkumné činnosti. Činnost Fakulty bezpečnostního inženýrství je zaměřena interdisciplinárně. Jedená se o širokou problematiku bezpečnosti se zaměřením na analýzu a prevenci technologických rizik, oblast bezpečnosti práce, požární bezpečnost staveb a technologií, bezpečnost osob a majetku, havarijní plánování a krizové řízení. Práce zveřejněné v tomto sborníku nejsou výsledkem pouze vědeckovýzkumné činnosti pracovníků fakulty. Dnešní doba se opírá o spolupráci vysokých škol, různých subjektů obdobného zaměření i odborně zdatných jednotlivců. Při vědeckovýzkumné činnosti je rovněž nezbytná mezinárodní spolupráce a to nejenom mezi vysokými školami. Prezentace výsledků práce ve vědě a výzkumu, které byly realizované ve spolupráci s Fakultou bezpečnostního inženýrství, VŠB - TU Ostrava, ukazují na efektivní využití znalostí, dovedností a odborného potenciálu pracovníků vysoké školy. Řada těchto aktivit vede k posílení vazeb mezi vzdělávací, výzkumnou a aplikační sférou a prezentované výsledky vědeckovýzkumné práce jistě najdou uplatnění v problematice zaměřené na bezpečnost. doc. Dr. Ing. Miloš Kvarčák děkan FBI

Aleš BEBČÁK1, Jiří SERAFÍN2, Jan ADAMEC3 OPTIMALIZACE PROCESU ROZVIŘOVÁNÍ PRŮMYSLOVÝCH PRACHŮ OPTIMALIZATION OF THE SWIRL PROCESS OF INDUSTRIAL DUSTS Abstrakt Článek se zabývá studiem procesu rozviřování, stanovením vhodných podmínek rozviřování a stanovením optimální hodnoty zpoždění iniciace po ukončení rozviřování. V práci jsou uvedeny vlastnosti prachů, jejich vliv na výbuchové parametry a popis zkušebního zařízení, kterým je výbuchový autokláv o objemu 0,25 m3. Dále je popsán rozviřovací systém a proveden rozbor rozviřovacích kuželů. Klíčová slova: rozprašovací systém, prach, zpoždění iniciace Abstract The article deals with the research of the swirl process, setting suitable conditions for swhirling and the optimum value of the initiation delay after the swirl process is completed. In the tarticle properties of the dust are introduced, their influence over explosion indices and also a description of the test device which is the explosion autoclave with the capacity of 0,25 m3. Next the swirling system is described and the study of the swirling cones. Key words: air spray system, dust, initiation delay Úvod Vzhledem k tomu, že nežádoucí výbuchy nejsou tak časté jako například požáry, jsou proto často podceňovány a vnímány jako podružný problém. Nejvíce podceňované jsou pak v praxi výbuchy prachových směsí, přičemž již velmi malé množství rozvířeného prachu může při iniciaci vyvolat silný výbuch. Problematika výbuchu, zkoušení materiálu a jejich parametrů, se provádí v různých zkušebních zařízeních. Jedno takové zařízení vlastní i VŠB - TU Ostrava. Jedná se o výbuchový autokláv VA-250, polyfunkční zařízení pro měření maximálních výbuchových parametrů (maximální výbuchový tlak a rychlost narůstání výbuchového tlaku - brizance směsi) a teplot výbuchů plynovzduchových, parovzduchových, prachovzduchových a hybridních směsí. Cílem měření bylo nastavení rozviřovacího systému tak, aby se dosáhlo optimálního procesu rozviřování prachů.

1

2

3

Ing., VŠB - TU Ostrava, Fakulta bezpečnostního inženýrství, Katedra bezpečnostního managementu, Lumírova 13, 700 30 Ostrava - Výškovice, e-mail: [email protected] Ing., VŠB - TU Ostrava, Fakulta bezpečnostního inženýrství, Katedra bezpečnostního managementu, Lumírova 13, 700 30 Ostrava - Výškovice, e-mail: [email protected] Ing., VŠB - TU Ostrava, Fakulta bezpečnostního inženýrství, Katedra bezpečnostního managementu, Lumírova 13, 700 30 Ostrava - Výškovice, e-mail: [email protected]

1

Teoretický rozbor rozviřovacích systémů Jak již bylo naznačeno, měření výbuchových vlastností prachu je velmi závislé na rozvíření prachových částic v měřícím prostoru. K vytváření těchto směsi slouží právě rozviřovací systém. Pro přípravu směsi není vhodný způsob rozviřování volným pádem (dochází k separaci částic různého rozměru) ani cirkulační způsob, u kterého nastává separace vlivem odstředivých sil. V současné době se pro účely měření připravují disperzní směsi jednorázovým rozvířením tlakovým vzduchem. Rozviřovací systémy používané Bureau of Mines v USA

A

A

Æ 1,6

Trysková hubice Komora 1

Disperzní ventil

Umístìní prachu

Komora 2

Pøívod vzduchu

Øez A-A

Obrázek 1: Rozptylovací tryska [9]

Jeden z rozviřovacích systémů byl vyvinut pro komoru požívanou k měření teploty vzplanutí prachu. Jedná se o keramickou spalovací komoru z hořčíko-hliníkového křemičitanu o vnitřním objemu 6,8 l. Rozprašovací systém se skládá ze samostatného dílu, který se vkládá do pece až po zahřátí na danou teplotu. Vzduchový puls automaticky katapultuje prach z rozptylovací nádoby do pece. Detail rozšiřovacího systému uvádí obrázek 1. Prach je rozvířen vzduchovým pulsem 30 ms vzduchem z tlakové nádoby 175 cm2 tlakem 4,8 barů. Rozptylovací puls připustí okolo 340 cm2 tlakového vzduchu. Trysková hubice rozprašovací nádoby obsahuje 34 malých (1,6 mm v průměru) děr skrz které je prach rozvířen. K přívodu vzduchu do komory 2 a současně k zabránění propadnutí prachu z komory slouží pohyblivý disperzní ventil, který je ovládán tlakovým pulsem. Rovnoměrnost rozvíření zde byla měřena pomocí optické sondy (LED dioda a křemíkový detektor zaznamenávající prostupující světlo). Další rozviřovací systém byl vyvinut pro 20 litrovou testovací komoru, je používaná pro měření hranice výbušnosti, výbuchových tlaků a rychlosti nárůstu tlaku, minimální iniciační energie, minimálního množství kyslíku pro vznícení. Systém se skládá z jednoduchého deflektoru umístěného nad prachem toto ukazuje obrázek 2. Při tomto způsobu je prach umístěný kolem deflektoru na spodní části komory a vzduchový impuls, který projde kolem deflektoru pak způsobí rozptýlení prachu.

2

Deflektor

0

2

4

Mìøítko cm Tlakový vzduch

Obrázek 2: Principiální schéma konstrukce rozviřovače [9] Rozviřovací systém používaný ve Švýcarsku Jako zástupce je uveden jeden z nejpoužívanějších přístrojů pro měření nejnižší iniciační energie vznícení u nás je znám pod pojmem MINER 002. Rozviřovací systém je tvořen kruhovou miskou, v jejímž obvodu je kanálek pro umístění prachu obrázek 3. Ve středu misky se nachází na vyvýšeném místě rozviřovací kruhová tryska hřibovitého tvaru. Vzduch se přivádí přívodním potrubím, prochází vnitřním průměrem (stopkou) a naráží na klobouček trysky. Z kloboučku ústí sedm otvorů, kterými pak vychází tlakový vzduch ze spodní části kloboučku. Proud tlakového vzduchu je tímto způsobem vstřikován z horní části do umístěného prachu v kanálku a způsobí jeho rozvíření.

r

16

Rozviøovací tryska

5,5

7x2 Æ

r 17

13

17

18 Æ

50 ml, 7 bar

24 Æ

Tlakový vzduch

Obrázek 3: Rozviřovací systém použitý u MINER 002 společně s detailem trysky [9] Další typy rozviřovacích systémů Na obrázku 4 jsou znázorněny hubice rozviřovacích systémů používaných např. mimo jiné i v autoklávu 250 Ostravě Radvanicích, na jehož základě byl pro VŠB - TUO zhotoven autokláv nový (viz. kapitola popis zkušebního zařízení). 3

Bartknecht hlavice S1 = 229 mm S2 = 617 mm

Pùlkulová hlavice S1 = 346 mm S2 = 1269

Spirálová hlavice S1 = 229 mm S2 = 532 mm

S2 S1

S1

S1

S2

S2

4 lopatky 32 dìr Æ 6,7 mm

Obrázek 4: Rozviřovací hubice [9] Vlastnosti prachů Vlastnosti prachu se od vlastností kompaktní látky liší především proto, že prachové částice mají mnohem větší měrný povrch, a tím i reaktivnost. Obecně lze říci, že za prach považujeme částice o velikosti menší než 0,5 mm. Tvar i velikost částic ve směsi je rozmanitá. Při pohybu rozvířeného prachu se tvoří časové změny koncentrace, protože pevné částice různě rychle sedimentují v závislosti na velikosti. V důsledku třecího odporu volně padající částice prachu dosáhne relativně rychle konstantní konečné rychlosti. Tato rychlost sedimentace je funkcí velikosti částice, hustoty a viskozity disperzního prostředí a lze ji vypočítat podle Stokesova vztahu (pro částice kulového tvaru) [1]. 1

 dp  3   V  K st  konst. dt  max g ρč ρp r η

je gravitační zrychlení [m.s-2], hustota částice [kg.m-3], hustota disperzního prostředí [kg.m-3], poloměr částice [m], dynamická viskozita disperzního prostředí [N. s.m-1].

Disperze prachu Stupeň rozmělnění pevné látky má podstatný vliv na požární nebezpečí látky. Disperze prachu, tj. velikost jeho částic se stanoví sítovou analýzou, která stanoví procenta nebo hmotnostní zlomky částic určitého rozměru. Při sítové analýze se posuzuje velikost částic prachu podle zbytku na síti s určitými rozměry otvorů. Udává se hmotnostní procento částic, které neprošly sítem, z celkového hmotnostního množství použitého k analýze. Laboratorně bylo ověřeno, že částice hrubší než 0,425 mm nepřispívají ke zvýšení tlaku, který vzniká při výbuchu v uzavřené nádobě. Naopak částice o velikosti 0,075 mm jsou obecně považovány za plně se účastnící procesu hoření.

4

Pmax [bar]

Kmax [m bar/s]

12

300

8

200

4

100

0

0 400

200

0

0

600

100

200

400

300

500

M [μm]

M [μm] Methylcelulóza

Pekařská mouka

PE prach

PVC prach

Obrázek 5: Vliv velikosti částic na maximální výbuchové parametry.[3] 4

27

1 10

20 6

7 11

13

17

19

5

24

15

8

21

22

2 9 12 16

14

23

18 25

26

3

Obrázek 6: Blokové schéma VA 250 1. Horní polokoule, 2. Dolní polokoule, 3. Spodní rámová konstrukce, 4. Pohyblivá rámová konstrukce, 5. Hydraulický píst na otvírání komory, 6. Uzavírací kameny - 12 Ks. (zámky), 7. Hydraulický píst pro uzavírací kameny, 8. Hydraulická jednotka, 9. Motor hydraulické jednotky, 10. Tlakové čidlo, 11. Kontakty pro iniciaci palníku, 12. Elektrody vysokého napětí, 13. Vyjímatelná topná plotýnka, 14. Pneumatický ventil vývěvy, 15. Krycí síto, 16. Míchadlo, 17. Nastavitelný rozviřovací kužel, 18. Pneumatický ventil rozviřovaní, 19. Zásobník rozviřovaného vzorku, 20. Manometr, 21. Elektromagnetický ventil, 22. Elektromagnetický ventil PLYN 1, 23. Elektromagnetický ventil PLYN 2, 24. Elektromagnetický ventil odtlakování, 25. Elektronika autoklávu, 26. Motor vývěvy, 27. Převodník elektrického signálu 5

Popis zkušebního zařízení Měření bylo prováděno na zařízení VA250. Základem pro konstrukci VA-250 je ČSN ISO 6184, Systém ochrany proti výbuchu. Výbuchová komora je nádoba z nerezové oceli kulového tvaru o objemu 0,25 m3. Skládá se ze dvou symetrických polokoulí. Celé zařízení je rámové konstrukce, vlastní komora je ve střední části rámu, kdy spodní polokoule je připevněna napevno k nosné konstrukci. Horní polokoule je připevněna k pohyblivému rámu, který umožňuje zavírání a otevírání výbuchové komory. Otevírání komory je zajištěno jednočinným hydraulickým válcem, v uzavřené poloze jsou obě poloviny komory proti oddálení při výbuchu blokovány hydraulicky ovládanými samosvornými kameny. Ve spodní části rámu je umístěna vývěva, pneumatické ventily, rozviřovací zařízení, hydraulická jednotka a pomocné prvky elektroinstalace. Uvnitř komory je instalována vyjímatelná topná plotýnka sloužící k odparu zkoušené kapaliny. Do vnitřního prostoru komory jsou též zavedeny přívody malého napětí pro iniciaci palníkem a tři elektrody vysokého napětí pro iniciaci výbojem. Dále jsou do komory přivedeny dva nezávislé vstupy plynů, pneumatický ventil vývěvy, mechanické rozvíření a elektroventil odtlakování před otevřením komory. Výbuchový tlak v kouli je snímán snímačem dynamických tlaků Kistler, který je propojený s počítačem. Rozviřovací mechanismus

Obrázek 7: Rozviřovací systém s kuželem s dvojím zkosením

Cílem práce bylo najít správný kužel pro rozviřování a nastavit ho do správné polohy, aby došlo k optimálnímu rozvíření ve výbuchové komoře. Rozviřovací mechanismus se skládá ze zásobníku na prach, manometru, připojovacích měděných trubek, elektromagnetických a pneumatických ventilů a rozviřovacího kužele. Samotný rozviřovací systém je vyroben z kovové obdélníkové kostry, která v ose kratší strany má na jedné straně navařenou matku a na druhé šroubení. Šroubení je ve své podélné ose provrtáno na otvor průměru 15 mm. Celá konstrukce se našroubuje do spodní polokoule. Rozviřovací kužel má ve své ose navařen asi 20 cm dlouhý šroub se mění vzdálenost kužele od otvoru a tím i vlastnosti rozviřování. Měřením se měl také zjistit optimální tvar kužele pro rozviřování. Výsledek zkoušky jsme posuzovali vizuálně pomocí videozáznamu. K dispozici byly tři typy kuželů, jako optimální se projevila varianta c se dvojím zkosením.

6

nastavovaná vzdálenost [mm]

a) ostrý úhel

b) tupý úhel

c) dvojí zkosení

Obrázek 8: Typy kuželů a) ostrý úhel, b) tupý úhel, c) dvojí zkosení Postup měření Zkušební vzorek Jako vzorek byla použita pšeničná hladká světlá mouka, s granulací: (propad - 257 μm - 96,0; 162 μm - 75,0), vlhkost do 15%, spodní mez výbušnosti 38 g.m-3, Pmax= 0,39 MPa, (dp/dt)max = 2,34 MPa.s-1, Coptim = 500 g.m-3. Stanovení doby rozviřování a zpoždění iniciace Doba rozviřování a zpoždění iniciace byla stanovena pomocí videozáznamu při zkouškách s otevřeným autoklávem viz. obrázek 8. Optimální doba rozviřování byla stanovena na 0,42 s, optimální doba zpoždění pak 0,45 s.

Obrázek 9: Ukázka rozviřování při otevřeném autoklávu (čas je měřen na setiny sekundy)

7

Stanovení počátečního tlaku v autoklávu Podle normy ČSN EN 14034- se nastavuje rozviřovací tlak na 0,5 MPa, což znamená, že se tlak v komoře po rozvíření zvýší a tím by se i změnily výbuchové parametry. Abychom v komoře v okamžiku iniciace měli atmosférický tlak (101,325 kPa) musel být vývěvou tlak v komoře před rozviřováním o určitou hodnotu snížen. Experimentálně bylo zjištěno, že při rozviřovacím tlaku 0,5 MPa je třeba tlak v komoře snížit na hodnotu 940 mbar (94 kPa). Nastavení rozviřovacího kužele Pomocí regulačního šroubu nastavíme vzdálenost rozšiřovacího kužele. Do rozviřovacího zásobníku se nasype navážka vzorku s přesností 2 g. Při našem měření byla použita hladká mouka. Dolní mez výbušnosti hladké mouky je 190 g.m-3, měření jsme prováděli pro koncentraci 500 g.m-3(navážka 125 g pro náš autokláv o objemu 0,25 m3). Nastavíme tlak rozviřovacího vzduchu. Mezi NN elektrody, umístěné ve středu komory, se upevní iniciace (odporový drát s nitrocelulózovou kuličkou o Ei = 4,5 kJ). Autokláv se zavře a na ovládacím pultu se vývěvou vyčerpá vzduch na požadovaný tlak. Nastaví se doba rozviřování a doba zpoždění iniciace. Tlačítkem start se provede automatický proces rozvíření a iniciace. Tlak v kouli je snímán snímačem dynamických tlaků a výsledky jsou vyhodnocovány počítačem. Bohužel byl tento snímač při zkouškách nenávratně poškozen a druhý snímač parciálních tlaků nebyl v některých případech schopný tak vysoké tlaky zaznamenat. Z předchozích měření ale vyplynula určitá závislost mezi maximálním výbuchovým tlakem a teplotou výbuchu (předpoklad dokonalého spalování). Proto jsme se rozhodli seřídit rozšiřovací kužel na základě kombinace snímače parciálních tlaků a maximální teploty výbuchu. Výsledky měření jsou uvedeny v následující tabulce 1. Tabulka 1: Výsledky měření Pokus 1 2 3 4 5 6 7 8 9 14

Doba zpoždění [s] Koncentrace Navážka Zpoždění [g.m-3] [g] Rozvíření iniciace 500 125 0,42 0,45 500 500 500 500 500 500 500 500 500

125 125 125 125 125 125 125 125 125

0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42

0,45 0,45 0,45 0,45 0,45 0,45 0,45 0,45 0,45

Tlak [KPa]

Teplota [°C]

Výbuch

Nastavení kužele [cm]

1530

123

P

4

1379 1525 1530 1530 1530 1530 1503 1454 1530

41 68 104 143 184 161 147 135 121

P P P P P P P P P

3,05 3,3 3,4 3,5 3,6 3,7 3,8 3,9 4

Pozn. Zvýrazněný pokus č. 6 vyjadřuje optimální nastavení kužele, kdy se dosáhlo nejvyšší teploty a tlaku výbuchu. Vzdálenost nastavení kužele je měřena od jeho vrchní hrany k rozviřovacímu šroubení.

8

Vliv vzdálenosti rozviĜovacího kuåele na maximální teplotu výbuchu Teplolta v komoĜe [°C]]

180 160 140 120 Teplota výbuchu

100 80 60 40 3

3,2

3,4

3,6

3,8

4

Vzdálenost rozviĜovacího kuåele [cm]

Graf 1: Vliv nastavení kužele na maximální teplotu výbuchu Závěr V rámci studentské grantové soutěže VŠB-TU OSTRAVA projektu číslo 030/2101/ SV0300011- „Zjišťování parametrů tlakových vln a odezva jejich účinků na stavební konstrukce“ bylo provedeno měření, které se zabývalo studiem procesu rozviřování a stanovením vhodných podmínek rozviřování výbušných prachů. Aby byly výsledky co nejvěrohodnější, musí být rozviřovací systém schopen ideálně rozvířit požadované množství prachu ve výbuchové komoře. Rozviřovací proces byl posuzován jak vizuálně pomocí videozáznamu, tak měřením tlaků a teplot. Jako nejlepší z navržených rozviřovacích kuželů se projevil kužel s dvojím zkosením. Pomocí videozáznamu se rovněž podařilo optimalizovat dobu rozvíření na 0,42 s a zpoždění na 0,45 s. Optimální vzdálenost rozviřovacího kužele byla změřena na 36 mm od vrchní hrany kužele k rozviřovacímu šroubení. V důsledku poruchy dynamického tlakového čidla byly výsledky vyhodnocovány pouze podle maximální výbuchové teploty v kombinaci s maximálními tlaky naměřených statickým čidlem pro měření parciálních tlaků. V rámci studentské grantové soutěže se bude v měření dále pokračovat zejména k stanovení maximálních výbuchových parametrů (pmax, (dp/dt)max). Použitá literatura [1] [2] [3] [4] [5]

Damec, J.: Protivýbuchová prevence. 1. vydání, Ostrava: Edice SPBI Spektrum 8, 2005. 188s. ISBN: 80-86111-21-0. Adamec, J.: Optimalizace procesu rozviřování průmyslových prachů VA 250, Diplomová práce. Ostrava: VŠB – TU, 2010. 56 s. CESANA, Ch., SIVEK, R. Operating Instructions 20l-Apparatus 6.0. 2001. Dostupný z WWW: . [cit. 27.04.2010]. Burian, S.: Výbušnost hořlavých prachů. 150 Hoří. [online]. 1998, č. 10. Dostupné . [cit. 27.04.2010]. ORLÍKOVÁ, K., ŠTROCH, P.: Chemie procesů hoření. 1. vydání, Ostrava: Edice SPBI Spektrum 18, 1999. 87s. ISBN: 80-86111-39-3.

9

[6]

[7] [8] [9]

KOŘÍNEK, K. :CHEMagazín: Požárně technické charakteristiky a jejich význam v technické praxi [online]. Pardubice: 2006 [cit. 2008-02-13]. dostupný z WWW: . GROSS, B. O fyzice: Elektrické výboje v plynech. Praha: Státní nakladatelství technické literatury, 1967. 140 s. Kalousek, J.: Základy fyzikální chemie hoření, výbuchu a hašení. 2. vydání, Ostrava: Edice SPBI Spektrum 4, 1999. ISBN: 80-86111-34-2. Lyko, J.: Návrh rozviřovací aparatury k vytváření výbušné směsi prachu se vzduchem, Diplomová práce. Ostrava: VŠB-TU, 2003. 53 s.

10

Petr BITALA1, Václav NEVRLÝ2, Michal STŘIŽÍK3, Zdeněk ZELINGER4, Eva GRIGOROVÁ5 HYDRODYNAMICKÉ NESTABILITY PLAMENE ZKOUMANÉ V LABORATORNÍM MĚŘÍTKU HYDRODYNAMIC INSTABILITIES OF FLAME INVESTIGATED IN LABORATORY SCALE Abstrakt Plameny simulované v laboratorních podmínkách zahrnují některé jevy, které se klíčovým způsobem projevují také v případě reálného požáru. Jedním z takových fenoménů jsou vírové struktury a nestability plamene. Tento příspěvek stručně shrnuje problematiku vzniku hydrodynamických nestabilit v prostředí nepředmíseného plamene a představuje původní výsledky získané infračerveným snímkováním plamene laboratorního pohárkového hořáku a numerickou simulací tohoto plamene pomocí nástroje CFD modelování na Fakultě bezpečnostního inženýrství. Klíčová slova: nestability, plamen, pohárkový hořák, monitorování, numerická simulace Abstract Flames simulated in laboratory involve some phenomena, which are of key importance also in case of a real fire. The vortical structures and instabilities of flame are such the examples. This contribution briefly summarizes the formation of hydrodynamic instabilities in an environment of nonpremixed flame and presents the original results obtained by infrared imaging of laboratory cup-burner flame and numerical simulations of this flame by the CFD modelling tool at the Faculty of Safety Engineering. Key words: instabilities, flame, cup burner, monitoring, numerical simulation Úvod Laboratorní studie hydrodynamických nestabilit plamene nacházejí na poli požárně bezpečnostního inženýrství uplatnění například při vývoji a testování sofistikovaných systémů detekce požáru [1]. Vedle těchto praktických aspektů však mohou vhodně koncipované experimenty poskytnout podstatné informace o základních principech přenosu tepla a interakce hmoty a záření v prostředí plamene. Zároveň se jedná o užitečný zdroj dat nutných pro validaci nástrojů matematického modelování požáru. 1

2

3

4

5

Ing., VŠB - TU Ostrava, Fakulta bezpečnostního inženýrství. Katedra požární ochrany a ochrany obyvatelstva, Lumírova 13, 700 30 Ostrava - Výškovice, e-mail: [email protected] Ing., Ph.D., VŠB - TU Ostrava, Fakulta bezpečnostního inženýrství. Laboratoř výzkumu a managementu rizik, Lumírova 13, 700 30 Ostrava - Výškovice, e-mail: [email protected] Ing., Ph.D., VŠB - TU Ostrava, Fakulta bezpečnostního inženýrství. Laboratoř výzkumu a managementu rizik, Lumírova 13, 700 30 Ostrava - Výškovice, e-mail: [email protected] doc. Ing., Ph.D., VŠB - TU Ostrava, Fakulta bezpečnostního inženýrství, Lumírova 13, 700 30 Ostrava Výškovice Ing., VŠB - TU Ostrava, Fakulta bezpečnostního inženýrství. Lumírova 13, 700 30 Ostrava - Výškovice 11

Vznik a rozvoj vírových struktur při požárech Původ turbulentního proudění při požárech za běžných podmínek spočívá především ve vznášivém zrychlení zahřátých zplodin hoření, které mají nižší hustotu než okolní vzduch. Vlivem hydrodynamických nestabilit vznikajících na tomto rozhraní se v prostředí plamene přirozeně utváří komplexní vírové struktury, které jsou jedním z charakteristických projevů chování požáru. Podrobný kvalitativní rozbor procesu formování vírových struktur při požárech hořlavých kapalin podává Tieszen et al. [2], přičemž uvádí tři zásadní principy související s tvorbou vírových struktur: 1. vznik rotačního pohybu v malých měřítcích v souvislosti s přítomností rozdílů hustot a působením vektoru gravitace (baroklinická vířivost); 2. růst velkorozměrových vírových struktur (amalgamace a párování); 3. turbulentní kaskádní proces rozpadu velkých vírů (produkce malých vírových struktur). Na základě teorie podobnosti se pro popis turbulentních toků využívají bezrozměrná charakteristická čísla. Poměr inerciálních a vazkých sil při proudění tekutin popisuje dobře známé Reynoldsovo číslo (Re) ve formě (1): Re  u . L / 

(1)

kde u symbolizuje charakteristickou rychlost [m.s-1], L charakteristický rozměr [m] a ν kinematickou viskozitu [cm2.s-1]. V případě hydrodynamických nestabilit indukovaných tepelným vznosem, resp. gradientem hustot na rozhraní mezi dvěma vertikálními proudy, tvoří zásadní silovou složku působení gravitačního pole. Pro popis proudění, kde nestability vznikají na základě tohoto principu, se proto používá Richardsonovo číslo (Ri) obecně definované vztahem (2): Ri      p  g . d / (  . u 2 ) (2) Zde je ρ∞ hustota okolního prostředí (vzduchu) [kg.m-3], ρp je hustota média ve vznosném proudu [kg.m-3]. V tomto kontextu se může jednat o plyn lehčí než vzduch, případně směs zahřátých reaktantů a produktů hoření. V případě nepředmíseného plamene, kde se projevují značné prostorové nehomogenity, lze jen obtížně definovat globální hodnotu hustoty. Jako vhodné kritérium zde proto může sloužit „počáteční“ Richardsonovo číslo, které charakterizuje proudění pouze v místě vyústění paliva do hořáku, přičemž platí vztah (3): Ri0  g d / u f 2

(3)

kde d je průměr otvoru vyústění paliva [m] a uf je počáteční rychlost proudění paliva [m.s ]. Experimentální pozorování pulsujících plamenů poukázala na korelaci mezi dvojicí charakteristických čísel, a to Froudeho číslem (Fr) a Strouhalovým číslem (St), pro která platí: -1

Fr  u 2 / ( L . g )

(4)

St  f . L / u

(5)

kde g je tíhové zrychlení [m.s-2], a f je charakteristická frekvence vznikajících hydrodynamických nestabilit [Hz].

12

Cetegen a Ahmed [3] shromáždili širokou škálu experimentálních dat získaných pozorováním nepředmíseného plamene za různorodých okrajových podmínek (typů paliva, rozměrů hořáku, apod.). Empirická závislost f = 1,5 d -½ stanovená na základě rozboru těchto dat se často používá pro odhad frekvence pulsace plamene při požárech. Cetegen a Dong [4] popisují tzv. varikózní a sinusový režim nestabilit (viz Obrázek 1), které se uplatňují v závislosti na parametrech proudění paliva a obtékajícího vzduchu. Bylo pozorováno, že se zvyšující se hodnotou Ri0 se vlivem rostoucího významu vztlakových sil zvyšuje pravděpodobnost výskytu pulsace plamene ve varikózním režimu.

Rozvoj oscilací

Povrch ustáleného plamene

Povrch oscilujícího plamene

Varikozní reåim

Sinusový reåim

Obrázek 1: Schématické zachycení varikózního a sinusového režimu nestabilit plamene Studie hydrodynamických nestabilit plamene v laboratorním měřítku Přístup zaměřený na výzkum fyzikálních a chemických jevů v laboratorním měřítku je využíván v celé řadě vědních disciplín a již řadu let také při výzkumu procesů hoření a hašení v oboru požárně bezpečnostních věd [5]. Experimentální studie hydrodynamických nestabilit plamene prováděné na adaptovaných zkušebních zařízeních v laboratorním měřítku umožnily zkoumat vliv změny různých okrajových podmínek (přívodu paliva a vzduchu, případně jiného oxidačního činidla, ředění směsi, přídavek hasiva, atd.). Tento přístup rovněž poskytl rozšířené možnosti při využití nástrojů matematického modelování a vysvětlení podstaty experimentu na základě pokročilých výpočetních simulací. Významné studie zabývající se předmětnou problematikou byly provedeny na standardizovaných hořácích široce používaných a dobře známých v oblasti požárně bezpečnostních věd a ve vědecké komunitě zabývající se problematikou spalování. Díky této strategii je možné podmínky experimentu přizpůsobit specifickému účelu, a zároveň těžit z předchozích poznatků vědeckého zkoumání. Tento faktor zvyšuje míru interpretovatelnosti naměřených dat a použitelnosti těchto výsledků například pro účely komparativních studií a srovnání s výsledky výpočetních simulací. V dané souvislosti je potřeba zmínit zejména dva typově obdobné hořáky, které vytvářejí osově symetrický laminární nepředmísený plamen: - Santorův hořák; - Pohárkový hořák. Santorův hořák je pojmenován po Robertu J. Santorovi, který v roce 1983 publikoval výsledky měření sazových částic v nepředmíseném plameni tohoto hořáku [6]. Plynné palivo je přiváděno střední trubicí hořáku. Obtokem je pak přes vrstvy sítě, skleněných kuliček a voštin 13

přiváděn laminarizovaný proud vzduchu. Plamen Santorova hořáku byl rozsáhle studován v souvislosti s procesy vzniku, růstu a oxidace sazových částic [6 - 10]. Zároveň byl Santorův hořák využit pro stanovení účinnosti hasiv [11]. Santorův hořák bývá ve spodní části vybaven akustickým měničem (reproduktorem), který slouží ke stabilizaci plamene „uzamknutím“ pulsace plamene na požadované frekvenci. Pohárkový hořák (cup burner) standardizovaný normativními předpisy ISO 145201 [12] a NFPA 2001 [13] je běžně využíván pro stanovení účinnosti (efektivní hasební koncentrace) plynných hasiv. V předchozích publikovaných studiích se uvádí, že pohárkový hořák vytváří osově symetrický, téměř laminární, nepředmísený (obtokový) plamen. Bylo pozorováno, že inhibice plamene pohárkového hořáku souvisí s hydrodynamickými nestabilitami, jejichž rozvojem je dosaženo výsledného uhasnutí. Linteris, Takahashi a Katta [14 - 16] podrobně zkoumali tento proces, přičemž aplikovali metody snímání úzko-pásmové emise (chemiluminiscence CH radikálu) ve viditelné oblasti, PIV (Particle Image Velocimetry) i výpočetní dynamiku tekutin (CFD modelování). Ve srovnání se Santorovým hořákem jsou v plameni pohárkového hořáku vlivem relativně velkého průměru vyústění paliva (dvnitřní = 28 mm) indukována nízkorychlostní pole proudění. Tato vlastnost implikuje nízká Froudeho čísla a fyzikální podobnost plamene pohárkového hořáku (uplatňujících se fenoménů) se skutečnými požáry, zejména co se týče požáru kaluže a nádrže kapalných uhlovodíků. Text následujících kapitol je věnován popisu experimentálního uspořádání, postupu měření a výpočetní simulaci pulsujícího plamene pohárkového hořáku za specifických podmínek zvolených pro tyto účely. Modifikovaný pohárkový hořák včetně systému přívodu a regulace médií Pohárkový hořák poskytuje širokou variabilitu v možnostech zkoumání hydrodynamických nestabilit v plameni charakterizovaném nízkými Froudeho čísly. Pro účely studií tohoto typu jsme provedli dílčí modifikace v konstrukčním řešení pohárkového hořáku navrhovaném dle NFPA 2001 [13]. Ve srovnání s tímto standardem je vzduch do hořáku, v našem případě z centrálního rozvodu tlakového vzduchu (kompresoru) nebo z tlakové láhve, přiváděn třemi horizontálními vstupy s roztečí 120°. Difuzor (výška 100 mm, vnitřní průměr 75 mm) je z důvodu vytvoření rovnoměrného profilu proudění vzduchu při obtékání plamene vyplněn skleněnými kuličkami o průměru 6 mm položenými na vrstvě drátěného síta. Vzduch je do tohoto prostoru přiveden polyamidovými hadičkami o vnějším průměru 12 mm. Před vstupem do difuzoru je vedení rozděleno polyetylenovými spojkami do příslušných tří větví napojených na mosazné závitové hadicové spojky. Vedení paliva je řešeno polyetylenovými hadičkami (vnější průměr 6 mm). Pro spojení jednotlivých regulačních a měřících prvků jsou použity standardizované spojky (Swagelok). Průchod paliva do těla hořáku zajišťuje nerezová průchodka instalovaná ve vertikální ose zařízení. Na centrální tubus z nerezové oceli je nasazen a teflonovou páskou utěsněn vyměnitelný ocelový pohárek. V případě plynného paliva byl z důvodu zajištění rovnoměrného („top hat“) profilu proudění plynu pohárek vyplněn skleněnými kuličkami o průměru 3 mm, na něž byla položena vrstva drátěného síta z nerezové oceli (velikost oka 0,4 mm; průměr osnovního drátu 0,22 mm; 41 jednotek Mesh). Původní zkušební sestava pohárkového hořáku (dle [12]) je v našem případě navíc doplněna o možnost použití plynného paliva. V komunitě požárně-bezpečnostních věd je jako standardní palivo pro pohárkový hořák často využíván n heptan (n-C7H16). Nicméně pro tuto práci jsme použili plynné palivo, a to etylen (C2H4), který je využíván ve vědecké komunitě zabývající se problematikou spalování pro studie svítivého (vysoce sazovitého) plamene v laboratorních podmínkách. 14

Monitorování nestabilit plamene pohárkového hořáku Snímkování plamene pohárkového hořáku bylo realizováno pomocí infračervené kamery Electrophysics PV320L2ZE využívající pyroelektrický FPA (Focal Plane Array) detektor. Optické ZnSe okénko vřazené mezi detektor a otočný element kamery umožňuje zachycení tepelného záření v relativně širokém rozsahu vlnových délek. Pro měření byl využit 35 mm objektiv s integrovanou manuálně nastavitelnou clonou. Mezi clonou a krycím okénkem detektoru byl pro omezení rozsahu spektrální citlivosti systému umístěn spektrální pásmový filtr umožňující minimalizovat intenzitní příspěvky emise a absorpce plynných specií v plameni. Signál zachycený na vybraném spektrálně omezeném rozsahu vlnových délek (3,75 - 4 μm) odpovídá pouze příspěvkům spojitého záření (emise/absorpce) sazových částic. Úroveň signálu pro každý obrazový pixel závisí na délce průchodu prostředím plamene a jeho lokálních optických parametrech. V daném případě se jedná o funkci teploty a koncentrace sazových částic na příslušné optické dráze. Zobrazovaná oblast zaujímala přibližně 120 mm ve vertikálním směru. V daném uspořádání tak bylo dosaženo prostorového rozlišení přibližně 2 pixely na milimetr, tzn. 0,5 mm/pixel. Časové rozlišení bylo voleno s ohledem na dynamiku pozorovaného plamene. Byla použita nejvyšší frekvence snímkování, jakou dovoluje použitý typ IR kamery. Přitom byl zaznamenáván každý okamžitý snímek. Vlivem kolísání okamžité frekvence otočného přerušovače („chopperu“) však nebylo dosaženo plné rychlosti snímkování odpovídající standardu PAL (50 Hz), nýbrž jen přibližně 45 snímků za vteřinu. t = t0 + 22 ms

t = t0 + 44 ms

...

120 mm

t = t0

40 mm t = t0 + 242 ms

t = t0 + 264 ms

...

120 mm

t = t0 + 220 ms

40 mm

Obrázek 2: Výsledky měření. Reprezentativní sekvence dvaceti experimentálně stanovených snímků plamene etylenu zachycující přechod ze sinusového (nahoře) do varikozního režimu nestability (dole)

15

Obrazová data získaná záznamem infračervených snímků byla převáděna v hloubce 14-bit interním A/D převodníkem infračervené kamery a přes USB 2.0 rozhraní přenášena do PC. Digitální sekvence infračervených snímků zaznamenávány v uživatelském prostředí software Velocity a konvertovány na videosekvence obsahující 1200 snímků (AVI soubory kódované bezztrátovou kompresí pomocí kodeku HuffYUV). Z těchto videosekvencí byla vybrána série dvaceti po sobě následujících snímků plamene etylenu (Obrázek 2). Experimentální měření bylo prováděno v průběhu přibližně 2 minut při průtoku paliva (C2H4) Qv,f = 1 l/min a průtoku vzduchu Qv,a = 30 l/min. Tyto hodnoty vycházejí z odečtu z příslušných rotametrů (Aalborg). Lze předpokládat, že se hodnoty průtoků se v průběhu experimentu nemění. Na základě přepočtu lze pro tento případ určit hodnotu Ri0 dle (3) následovně (6): Ri0  g . d / u f 2  9,81. 0, 028 /0, 027 2  377

(6)

Dané podmínky poskytují předpoklad pro přechodový režim mezi jednotlivými typy nestabilit. Ve vybrané sérii snímků lze zřetelně pozorovat přechod od asymetrického sinusového módu nestabilit k symetrické pulsaci v rozvíjejícím se varikozním režimu. Nevýrazný horizontální pohyb zóny hoření ve spodní části plamene je způsoben zřejmě důsledkem působení inerciálních sil. Vlivem poměrně vysoké rychlosti paliva (uf = 2,7 cm/s) dochází k preferenci vzniku nesymetrických fluktuací v sinusovém režimu, jejichž příčinou však mohou být také nahodilé perturbace proudění v okolí hořáku. Ustálený charakter plamene u paty hořáku je spojen s neúplným rozvojem varikozních vírových struktur v oblastech výše nad okrajem hořáku (5 cm < HAB < 10 cm). Toto chování plamene je zapříčiněno také chemickými vlastnostmi etylenu jako paliva. Nepředmísený plamen etylenu se projevuje neochotou přecházet do pulsujícího režimu hoření. Tato skutečnost je již řadu let známa a experimentálně byla pozorována na plameni Santorova hořáku. Teprve zcela současně však Katta et al [10] prokázali, že tento fenomén souvisí se vznikem sazových částic a vyzařováním tepelné radiací ze zóny hoření. Použité experimentální technika je založena právě na monitorování emise absorpce sazí v zóně hoření. Lze předpokládat, že struktura plamene určená na základě této metody se neshoduje s konturami reakční zóny, kde dochází k nejintenzivnějšímu uvolnění tepla vlivem probíhajících radikálových reakcí. Nicméně, lze konstatovat, že se jedná o techniku vhodnou pro zkoumání výše diskutovaných fenoménů, která navíc umožňuje monitorování nestabilit plamene nejen v laboratorním měřítku. Výpočetní simulace nestabilit plamene pohárkového hořáku Výpočetní simulace plamene prezentované v rámci tohoto příspěvku byly provedeny v prostředí Fire Dynamics Simulator v aktuálně dostupné verzi (FDS 5.5.0). Jedná se o nástroj CFD modelování vyvíjený s ohledem na problematiku tvorby a transportu kouře a tepla při požárech. Tento model numericky řeší formu Navier-Stokesových rovnic vhodnou pro výpočet toků tekutin při relativně nízkých rychlostech indukovaných vlivem tepelného vznosu. Simulace plamene laboratorního pohárkového hořáku byly prováděny v režimu přímé numerické simulace (DNS). Parametry molekulárního přenosu hmoty (difuzní koeficient), tepla (součinitel tepelné vodivosti) a hybnosti (kinematická viskozita) byly pro každou buňku výpočetní sítě přímo vypočítávány v každém časovém kroku simulace (Δτ = 0,1 ms).

16

Geometrie výpočetní oblasti byla zvolena s ohledem na uspořádání experimentu. Pro simulace byla využita homogenní výpočetní síť v osově symetrickém (dvojrozměrném) uspořádání tvořená čtvercovými buňkami s velikostí strany 0,5 mm. Celkově byla tedy výpočetní oblast, která zahrnovala oblast od osy hořáku po vnější hranu válce obtoku vzduchu, rozdělena ve směrech os x, y a z na 96×1×288 buněk. Počáteční podmínky výpočtu byly stanoveny tak, aby v mezích chyby měření odpovídaly podmínkám experimentu: - Počáteční teplota (t0 = 25 °C) - Počáteční tlak (p0 = 98 500 Pa) - Vlhkost vzduchu (RH = 35 %) - Počáteční rychlost ve směru osy z (w0 = 0,09 m/s) Teplota ocelové stěny pohárkového hořáku (tcup = 350 °C) byla stanovena odhadem. Jedná se o hodnotu blízkou předpokladům Takahashiho, Linterise a Katty [14 - 16], kteří v případě numerických simulací pohárkového hořáku uvažovali teplotu stěny 600 K. Okrajové podmínky byly definovány jako otevřené (nulový gradient veličin) na stěnách x = xmax a z = zmax. Na ostatních stěnách (x = xmin a y = ymin i y = ymax) byla definována podmínka zrcadlové symetrie tak, aby výpočet probíhal v osové symetrii podle vertikální osy hořáku. Zdrojové prvky vzduchu (obtok) a paliva (hořák) byly definovány jako okrajová podmínka na stěně. Současně byla zadána vertikální rychlost proudění obtékajícího vzduchu (ua = 0,09 m/s) odpovídající v mezích experimentální chyby měřenému průtoku vzduchu (Qv,a). Uvolňování paliva bylo z plochy pohárku stanoveno okrajovou podmínkou hmotnostního průtoku (Qm,f = 0,03 kg/m2/s). Chemická reakce byla ve výpočetní simulaci charakterizována tzv. „mixture fraction“ modelem. C2 H 4  2,976 O2 1,98 CO2  2 H 2O  0, 02 Csaze Bylo uvažováno jednostupňové (dokonalé) spalování etylenu a odhadem určeno, že 1 % hmotnosti paliva je hořením transformováno na sazové částice, čemuž odpovídají následující stechiometrické koeficienty: Bilanční rovnice pro sazové částice není daným modelem explicitně řešena. Jedná se tedy o aproximaci nekonečně rychlé chemické přeměny („mixed-is-burned“) paliva na produkty hoření, která nezachycuje procesy tvorby, růstu a oxidace sazových částic. t = t0 + 20 ms

t = t0 + 40 ms

...

120 mm

t = t0

35 mm

Obrázek 3: Reprezentativní sekvence deseti okamžitých snímků plamene etylenu (výsledky výpočetní simulace). Snímky zachycují rozložení teplot, přičemž černá barva symbolizuje maximální teplotu 17

Výskyt dvou (téměř) totožných snímků je možné v naměřených (Obrázek 2) i simulovaných (Obrázek 3) sekvencích identifikovat v časovém intervalu ~100 ms. Na základě vizuálního srovnání snímků lze tedy stanovit přibližnou frekvenci pulsace plamene ve varikozním režimu f ≈ 10 Hz. Jak již bylo poznamenáno výše v textu, přítomnost zvýšených koncentrací sazových částic v plameni a jejich tepelná radiace zásadním způsobem ovlivňuje charakter hydrodynamických nestabilit plamene. To je patrně hlavním důvodem skutečnosti, že na rozdíl od výsledků experimentu se ve výsledcích výpočetní simulace projevují plně rozvinuté vírové struktury. Ověření této hypotézy by vyžadovalo implementaci modelu popisujícího fenomén tvorby, růstu a oxidace sazových částic. Lautenberger et al. [17] koncipoval submodel popisující vznik a oxidaci sazových částic a implementoval jej ve verzi FDS 2.0. Tento model však není v aktuální verzi FDS standardně uživatelsky dostupný. Další možností přiblížení predikce k experimentálním výsledkům je optimalizace nastavení parametrů modelu radiace a hydrodynamického modelu (např. Prandtlova a Schmidtova čísla). V rámci tohoto kroku je však vhodné provedení citlivostní analýzy a zhodnocení vlivu jednotlivých vstupních dat a parametrů výpočtu na výsledky modelu. Je také nutné poznamenat, že za okrajové podmínky osové symetrie není možné postihnout sinusový režim nestabilit. Proto je plánováno provedení série numerických simulací v trojrozměrné geometrii. Závěr Projevy turbulentních struktur (vírů) a mihotavý charakter plamene jsou zcela zásadními aspekty realistického popisu požáru. Studie prezentovaná v rámci tohoto příspěvku postihuje monitorování hydrodynamických nestabilit metodou spektrálně filtrovaného infračerveného snímkování plamene a výpočetní simulaci. Experimentální platforma založená na standardizovaném hořáku vytvářejícím plameny s nízkým Froudeho číslem nabízí v kombinaci se zvoleným postupem sběru a zpracování dat velice slibný nástroj pro monitorování hydrodynamických nestabilit plamene s odpovídajícím časovým a prostorovým rozlišením. Tímto způsobem je možné získat cenná data pro testování a validaci nástrojů CFD modelování požárů, případně jejich submodelů. Nadále jsou plánovány výzkumné aktivity orientované na rozvoj technik infračervené diagnostiky plamene a zpřesňování prediktivních schopností výpočetních simulací plamene. Poděkování Tento příspěvek vznikl díky podpoře projektu Specifického vysokoškolského výzkumu č. SP/2010148 schváleného v rámci Studentské grantové soutěže (SGS) Vysoké školy báňské - Technické univerzity Ostrava. Autoři dále děkují Ministerstvu životního prostředí ČR za podporu v rámci projektu SPII 1a10 45/07. Použitá literatura [1] [2]

THUILLARD, M. A new flame detector using the latest research on flames and fuzzywavelet algorithms, Fire Safety Journal. 2002, 37, 371 - 380. TIESZEN, S.R.; NICOLETTE, V.F.; GRITZO, L.A.; HOLEN, J.K.; MURRAY, D., MOYA, J.L. Vortical Structures in Pool Fires: Observation, Speculation, and Simulation. SANDIA REPORT SAND 96-2607 UC-722. Albaqerque, 1996. 18

[3] [4]

[5]

[6] [7]

[8]

[9]

[10]

[11]

[12] [13] [14] [15]

[16] [17]

CETEGEN, B.M.; AHMED, T.A. Experiments on the Periodic Instability of Buoyant Plumes and Pool Fires. Combustion and Flame, 1993, 93, 157 - 184. CETEGEN, B.M.; DONG, Y. Experiments on the instability modes of buoyant diffusion flames and effects of ambient atmosphere on the instabilities. Experiments in Fluids. 2000, 28, 546 - 558. NEVRLÝ, V.; BITALA, P.; STRIŽÍK, M.; ZELINGER, Z.; DANIHELKA, P.; ZAVILA, O.; KOLLÁRIK, T. Laboratorní studie plamene jako nástroj pro lepší porozumění průmyslovým požárům. Sborník vědeckých prací Vysoké školy báňské - Technické univerzity Ostrava, řada bezpečnostní inženýrství. 2008, 3 (1), 79 - 88. SANTORO, R. J.; SEMERJIAN, H. G.; DOBBINS, R. H. Soot particle measurements in diffusion flames. Combustion and Flame. 1983, 51, 203 - 218. SHADDIX, C.R.; HARRINGTON, J.E.; SMYTH, K.C. Quantitative Measurements of Enhanced Soot Production in a Flickering Methane/Air Diffusion Flame. Combustion and Flame, 1994, 99, 723 - 732. SHADDIX, C. R.; SMYTH, K. C. Laser-Induced Incandescence Measurements of Soot Production in Steady and Flickering Methane, Propane, and Ethylene Diffusion Flames. Combustion and Flame. 1996, 107, 418 - 452. SAPMAZ, H.; LIN, C.X.; GHENAI C. Measurements of soot volume fraction in pulsed diffusion flame by laser induced incandescence. Experiments in Fluids. 2008, 44, 137 144. KATTA, V.R.; ROQUEMORE, W.M.; MENON, A.; LEE, S.Y.; SANTORO, R.J.; LITZINGER, T.A. Impact of soot on flame flicker. Proceedings of the Combustion Institute. 2009, 32, 1343 - 1350. SMYTH, K. C.; EVEREST, D.A. Effect of CF3I Compared to CF3Br on OH and Soot Concentrations in Co-Flowing Propane/Air Diffusion Flames. Proceedings of the Combustion Institute. 1996, 26, 1385 - 1393. ISO 14520-1. Gaseous fire-extinguishing systems - Physical properties and system design. Geneve: International Organization for Standardization, 2005. NFPA 2001. Standard for Clean Agent Fire Extinguishing Systeme. Quincy: National Fire Protection Association, 2008. KATTA, V.R.; TAKAHASHI, F.; LINTERIS G.T. Suppression of cup-burner flames using carbon dioxide in microgravity. Combustion and Flame. 2004, 137, 506 - 522. TAKAHASHI, F.; LINTERIS, G.T.; KATTA, V.R. Extinguishment mechanisms of coflow diffusion flames in a cup-burner apparatus. Proceedings of the Combustion Institute. 2007, 31, 2721 - 2729. LINTERIS, G.T.; TAKAHASHI, F.; KATTA, V.R. Cup-burner flame extinguishment by CF3Br and Br2. Combustion and Flame. 2007, 149, 91 - 103. LAUTENBERGER, C.W.; DE RIS, J.L.; DEMBSEY, N.A.; BARNETT, J.R.; BAUM, H.R. A simplified model for soot formation and oxidation in CFD simulation of nonpremixed hydrocarbon flames. Fire Safety Journal. 2005, 40, 141 - 176.

19

Otto DVOŘÁK1 NEJISTOTA STANOVENÍ TEPLOTY VZNÍCENÍ HOŘLAVÝCH PLYNŮ A PAR PARABOLICKOU METODOU PODLE ČSN EN 14522 UNCERTAINTY OF DETEMINATION OF THE AUTO-IGNITION TEMPERATURE OF FLAMMABLE GASES OR VAPOURS BY SOCALLED PARABOLIC METHOD ACCORDING TO THE ČSN EN 14522 Abstrakt Příspěvek charakterizuje parabolickou metodu stanovení teplot Y vznícení podle ČSN EN 14522. Uvádí postup odhadu parametrů a, b parabolické křivky a nejistoty odhadu výsledné teploty vznícení. Klíčová slova: teplota vznícení (tv), ČSN EN14522, odhad parametrů paraboly (a, b), odhady rozptylu a intervalu spolehlivosti tv Abstract This article characterizes a parabolic method for determining the auto-ignition temperature according to the ČSN EN 14522. It presents a procedure of estimate of the a, b parameters of a parabolic curve and the uncertainty of estimate of resultant auto-ignition temperature. Key words:

auto-ignition temperature, ČSN EN 14522, estimate of the a, b parameters of a parabolic curve, estimate of variance and confidence interval

Úvod Tento příspěvek navazuje na sérii předchozích příspěvků [1 - 4, 6]. V tomto případě se zabývá odhadem nejistoty stanovení teploty vznícení tv hořlavých plynů/par podle zkušební normy [5], konkrétně tzv. parabolickou metodou. Normový postup lze charakterizovat takto: 1) Zvolíme počáteční teplotu t1 (v elektr. pícce s vloženou 200 ml skleněnou Erlenkou baňkou se zuženým hrdlem) (10 až 20) °C nad odhadovanou teplotu vznícení tvo (např. z tabulek, srovnáním s obdobnými látkami atp), zkušební nádoba je poté zahřívána rychlostí (5 ± 1) °C/min. do doby než se dosáhne vznícení, Teploty se měří termočlánky (TČ) na baňce přes měřicí kartu PC od kterých máme kalibr. listy s nejistotami měřených teplot (TČ a jeho studeného konce), 2) zkušební baňku ohřejeme na takto určenou teplotu (teplotu udržuje přesný regulátor el. topení) a vstřikujeme hořlavou látku v krocích po (25 ± 10) μl v případě kapaliny a (10 ± 1) ml v případě plynů až do doby, kdy je nalezena: - minimální velikost zkušební dávky hořlavé látky, při které nedošlo ke vznícení (čeká se vždy 5 min), - minimální velikost zkušební dávky hořlavé látky, při které došlo ke vznícení, 1

Ing., Ph.D., MV - GŘ HZS ČR, Technický ústav PO, Písková 42, 143 01 Praha 4, e-mail: [email protected]

21

3)

4)

5) 6)

- maximální velikost zkušební dávky hořlavé látky, při které nedošlo ke vznícení, - maximální velikost zkušební dávky hořlavé látky, při které došlo ke vznícení, rozdíl mezi odhadovanou teplotou vznícení tvo a teplotou t1 získanou v kroku 2 dělíme dvěma a zkušební baňku ohřejeme na tuto teplotu t1/2 = (tvo-t1)/2 a vstřikujeme hořlavou látku v krocích po (25 ± 10) μl v případě kapalin a (10 ± 1) ml v případě plynů až do doby, kdy je nalezena: - minimální velikost zkušební dávky hořlavé látky, při které nedošlo ke vznícení, - minimální velikost zkušební dávky hořlavé látky, při které došlo ke vznícení, - maximální velikost zkušební dávky hořlavé látky, při které nedošlo ke vznícení, - maximální velikost zkušební dávky hořlavé látky, při které došlo ke vznícení, naměřenými hodnotami teploty vznícení t (plné modré puntíky v grafu) k příslušným velikostem zkušebních dávek hořlavé látky V proložíme parabolickou křivku t(V) = aV2 + bV + c; pro proložení křivky musí být použito nejnižších a nejvyšších množství hořlavé kapaliny při teplotách t1 a t1/2, z parabolické křivky vypočteme minimum tv. Koeficienty a, b, c jsou vybrány tak, aby poskytly co nejvyšší shodu mezi body t(V) podle regresní křivky, viz obrázek 1. nejméně dvěma pokusnými měřeními (s teplotou o 2 +/- 1 °C nižší ověříme, že vypočtené minimum tv je nejnižší teplota, při které může nastat vznícení bez ohledu na množství hořlavé látky Do grafu se vyznačí pokusné verifikující teploty při kterých vznícení nenastane (prázdné puntíky) . Postup je patrný z následujícího obrázku 1.

t(V) = a V2 + bV + c

Teplota t [°C]

t1 t1/2 teo tv

Objem hoĜlavé látky V [ml]

Obrázek 1: Normový postup stanovení teploty vznícení t parabolickou metodou Norma konstatuje, že s ohledem na podmínky měření nelze metodu podrobit klasické statistické analýze. Aby byly zohledněny všechny možné nejistoty (kalibrace, měření teploty, měření objemu) norma předepisuje, aby určená minim. teplota vznícení byla snížena o 1,5 % se zaokrouhlením na nejbližší vyšší celý stupeň Celsia.

22

Odhad parametrů a,b paraboly Předpoklady 1.

2.

Pravděpodobnostní teplotní křivka výbušnosti v závislosti na objemu zk. dávky je přibližně parabolická, když: - při koncentracích plynů/par ve vzduchu v baňce v tzv. oblasti výbušnosti, tj. nad DMV = dolní mezí výbušnosti a pod HMV = horní mezí výbušnosti je každý zkušební pokus kladný (výbuch nastane, P = 1), - při koncentracích pod DMV (snižováním) a nad HMV (zvyšováním koncentrace) pravděpodobnosti výbuchu prudce klesají k nule. Výbuch po iniciaci výbušné směsi nastává uvnitř paraboly definované rovnicí t  aV 2  bV  c

(1)

když a > 0, t je teplota a V je objem zkušební dávky. 3.

Teplota vznícení je minimální hodnota t ,y-ová souřadnice vrcholu paraboly (1) podle rovnice (2) tv  c  b 2 /  4 a 

4.

(2)

Jsou k dispozici 4 naměřené hodnoty - dvojice (ti, Vi), kterými hodláme proložit parabolu, viz tabulka 1.

Tabulka 1: Naměřené hodnoty (ti,Vi) a funkce qn Vlastní postup měření i

Naměřené hodnoty (ti, Vi)

Funkce qi(β)

1

(t1, V1)

 (  02  (t1  1 )  2 )

2

(t1/2, V2)

 (  02  (t1/2  1 )  2 )

3

(t1/2, V3)

 (  02  (t1/2  1 )  2 )

4

(t1, V4)

 (  02  (t1  1 )  2 )

Objem zkušební dávky V lze vypočítat z kvadratické rovnice (1) podle vzorce (3) b  b 2  4a (c  t ) (3) 2a Jak je patrno, jsou pro každou teplotu dvě řešení kromě vrcholu paraboly, kde je t = tv. V

23

Parametry paraboly určíme minimalizací následujícího výrazu (4) - součtu čtverců rozdílů naměřených hodnot Vi a velikostí V podle rovnice (3) vždy pro danou teplotu ti a pro všechny a, b, c parametry [7], 2  b b 2 c  ti  i 4 (4) i 1  Vi      2a 4a 2 a   Pro zjednodušení zápisu si definujme nové parametry β = (β0, β1, β2) takto:

0 

b 2a

(5)

1  c

(6)

 2  1/a

(7)

Po dosazení nových parametrů do rovnice (4) a nezbytné úpravě budeme minimalizovat následující výraz (8) pro všechny parametry β0, β1, β2 4

 Vi   0  qi    

2

(8)

i 1

kde qi(β) nově zavedená funkce podle tab. č. 1 Minimalizaci výrazu (8) provedeme numerickým řešením následujících třech odvozených rovnic (9) až (11) o třech neznámých odvozením odhadů β = (β0, β1, β2), resp. určením β = (β0, β1, β2) (soustavu nelze řešit explicitně). i41 Vi –  0 – qi     (1  i41 Vi –  0 – qi     (1  i41 Vi –  0 – qi     (

0 )0 qi    2

2qi   

)0

tk  1 )0 2qi   

(9) (10)

(11)

Závěr Výslednou teplotu vznícení lze vypočítat z rovnice (12) tv  1   02 / 2

nebo z jejich odhadů podle

tˆv  ˆ 1  ˆ02 /ˆ 2

(12)

Je zřejmé, že nejistota odhadu konstant a, b se promítá i do nejistoty odhadu výsledné teploty vznícení. Rozptyl odhadu sv2 lze odhadnout pro tv podle vztahu (13) a příslušný interval spolehlivosti s 95 % spolehlivostí podle (14).

24

2

  ˆ0  ˆ0  s  4 ˆ  1  4 ˆ0 i41 1     q     q      i i     2 v

2 0

 ˆ 2 4 2   i 1    2q ˆ 2qi     i

ˆ

(13)

4 i 1

2

 

 2   u2 c , kal .v  uc , kal ,t  

tˆv  1,96  sv2  tv  tˆv  1,96  sv2

(14)

když význam jednotlivých symbolů je zřejmý. Z časových důvodů nebyl proveden numerický pokus na známých naměřených datech v porovnání s nejistotou podle platné normy a s výpočtem parabolické regrese v Excelu na PC. Výpočet/porovnání budou uvedeny v následném článku. Použitá literatura [1]

[2]

[3]

[4] [5] [6] [7]

Dvořák, O.: Alternativní postup při normovém stanovení maximálního výbuchového tlaku hořlavých plynů a par. In Požární ochrana 2001. Ostrava: VŠB-TUO, 2001. s. 123-128. DVOŘÁK, O.: Statistické vyhodnocení zkušebních metod stanovení KMV plynů a par podle ČSN 650322 a pr. EN1839. In Požární ochrana 2002. Ostrava: VŠB-TUO, 2002. s. 100-108. 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. Dvořák, O.: Statistické testy významnosti výsledků laboratorních zkoušek. In Požární ochrana 2009. Ostrava: VŠB-TUO, 2009. s. 107-115. ČSN EN 14522:2006 Stanovení teploty vznícení plynů a par. Dvořák, O. a kol: Výzkumná zpráva o výsledcích řešení dílčího výzkumného úkolu DVÚ č. 5 v r. 2009. Praha: Technický ústav PO, 2009. ANDĚL, J.: Matematická statistika.Praha: SNTL.

25

Tomáš CHREBET1, Karol BALOG2 SLEDOVANIE VPLYVU HYDROGENFOSFOREČNANU AMÓNNEHO NA PYROLÝZY CELULÓZY V MODIFIKOVANEJ ELEKTRICKY VYHRIEVANEJ TEPLOVZDUŠNEJ PECI MONITORING THE INFLUENCE OF DIAMMONIUM HYDROGEN PHOSPHATE ON CELLULOSE PYROLYSIS IN A MODIFIED ELECTRICALLY HEATED HOT AIR FURNACE Abstrakt Článok sa zaoberá sledovaním tepelného rozkladu celulózy impregnovanej 5, 10 a 15 % vodným roztokom (NH4)2HPO4. Proces pyrolýzy sa sledoval v modifikovanej elektricky vyhrievanej teplovzdušnej peci. Sledovala sa hmotnosť, rýchlosť úbytku hmotnosti, uvoľňované koncentrácie plynov CO a CO2 za dynamických podmienok ohrevu a za izotermických podmienok pri rôznych teplotách a rýchlostiach prúdenia vzduchu okolo vzorky. Merania za izotermickcýh podmienok boli použité na výpočet aktivačných energií. Kľúčové slová: termogravimetria, kritická teplota rozkladu, aktivačná energia Abstract The contribution deals with monitoring the thermal decomposition of cellulose impregnated by 5, 10 and 15 % water solution of (NH4)2HPO4. Pyrolysis process was studied in a modified electrically heated hot air furnace. We monitored the weight, mass loss rate, released CO and CO2 concentration in the dynamical conditions of heating and isothermal conditions at different temperatures and speeds of air-flow around the sample. Measurements at isothermal conditions were used to calculate the activation energy. Key words: thermogravimetry, critical decomposition temperature, activation energy Úvod Počas termického namáhania materiálov dochádza k rôznym exo aj endotermickým dejom, spojených so zmenou hmotnosti, ktoré sú charakteristické pre skúšaný materiál. Na sledovanie týchto zmien sa dajú použiť rôzne termoanalytické metódy. Počas tepelného namáhania dochádza k vývinu plynných produktov rozkladu v závislosti na teplote degradácie, ktoré je možné kontinuálne odoberať a stanovovať [1, 2, 3]. Schéma skúšobného zariadenia je na obr. 1. Pre ohrev podľa zvoleného režimu alebo na udržanie konštantnej teploty sme použili elektricky vyhrievanú teplovzdušnú pec podľa normy STN ISO 871 [4] (Setchkinova pec) (1), v ktorej sme ako držiak vzorky použili oceľové sitko (4), pre lepšie sledovanie vplyvu prúdenia vzduchu, ktoré bolo pomocou sklenenej tyčinky (2) 1

2

Ing., Materiálovotechnologická fakulta STU so sídlom v Trnave, Ústav bezpečnostného a environmentálneho inžinierstva, Botanická 49, 917 08 Trnava, Slovenská republika, e-mail: [email protected] prof. Ing., PhD., Materiálovotechnologická fakulta STU so sídlom v Trnave, Ústav bezpečnostného a environmentálneho inžinierstva, Botanická 49, 917 08 Trnava, Slovenská republika, e-mail: [email protected]

27

prepojené s váhami (KERN PLT 450-3M) (3) nachádzajúcimi sa pod pieckou. Nad otvorom krytu Setchkinovej pece sa nachádzala odberná sonda (8) analyzátora plynov (TESTO 350XL) (7). Do pece sú privedené dva termočlánky (5), jeden sa nachádza približne dva centimetre nad vzorkou a druhý približne centimeter pod vzorkou. Pomocou vzduchového čerpadla sa do piecky vháňal vzduch a prietokomerom (6) sa nastavila požadovaná rýchlosť prúdenia vzduchu. Termočlánky, váha a analyzátor plynov sú cez RS 232 pripojené do N-portu (9) a ten je pripojený na PC (10).

Obrázok 1: Skúšobné zariadenie Hydrogenfosforečnan amónny spôsobuje pozmenenie priebehu aktívneho termického rozkladu tak, že katalyzuje reakcie prebiehajúce pri nižších teplotách (dehydratácia, termooxidácia) [5]. Čistú celulózu (filtračný papier značky FILTRAK) sme impregnovali vodnými roztokmi (NH4)2HPO4 s koncentráciou 5 %, 10 %, 15 %. Po vysušení boli vzorky nastrihané na štvorce so stranou 1,5 cm a navážka bola 2 gramy. Aby sme získali prehľad o celkovom tepelnom správaní sledovaných látok pre celý teplotný rozsah použili sme dynamickú metódu s rýchlosťou ohrevu 5 °C.min-1. Avšak z tej nie je možne pozorovať procesy samozahrievania, vplyv vonkajších faktorov na tento proces a ani určiť kritické podmienky. Ďalej sme sa preto zamerali na merania za izotermických podmienok ktoré sme použili na nájdenie najnižšej teploty pri ktorej je ešte možné sledovať rozklad vzoriek v závislosti na rýchlosti prúdenia vzduchu v piecke. Namerané závislosti úbytku hmotnosti v závislosti od času pri izotermických podmienkach sme použili pri určovaní aktivačných energií termického rozkladu, podľa Arheniovej rovnice: k E   RT ln    A kde k A E R T

rýchlostná konštanta, frekvenčný faktor, aktivačná energia, plynová konštanta, absolútna teplota [6, 7].

28

Výsledky experimentov





Obrázek 2: TG/DTG záznam termického rozkladu celulózy impregnovanej 5 % roztokom (NH4)2HPO4 sledovaný v Setchkinovej peci

Obrázek 3: Záznam uvoľnených plynov počas tepelného rozkladu zo vzorky celulózy impregnovanej 5 % roztokom (NH4)2HPO4





Obrázok 4: TG/DTG záznam termického rozkladu celulózy impregnovanej 10 % roztokom (NH4)2HPO4 sledovaný v Setchkinovej peci

Obrázok 5: Záznam uvoľnených plynov počas tepelného rozkladu zo vzorky celulózy impregnovanej 10 % roztokom (NH4)2HPO4





Obrázok 6: TG/DTG záznam termického rozkladu celulózy impregnovanej 15 % roztokom (NH4)2HPO4 sledovaný v Setchkinovej peci

Obrázok 7: Záznam uvoľnených plynov počas tepelného rozkladu zo vzorky celulózy impregnovanej 15 % roztokom (NH4)2HPO4 29

Zhodnotenie a diskusia Dynamické podmienky Pomocou termogramov (obrázky 2, 4, 6) sme sledovali aktívny termický rozklad vzoriek celulózy impregnovanej 5, 10, 15 % vodným roztokom (NH4)2HPO4, v atmosfére vzduchu pri rýchlosti ohrevu 5 °C.min-1. Zároveň sme sledovali aj koncentrácie uvoľnených plynov CO, CO2 počas termického rozkladu (obrázky 3, 5, 7). Hodnoty namerané pri termickom rozklade vzoriek sú spracované v tabulce 1 kde je rozklad vzoriek rozdelený do jednotlivých medzistupňov a pre každý teplotný interval sú uvedené prislúchajúce úbytky hmotnosti, teplota pri maximálnej rýchlosti úbytku hmotnosti, maximálna rýchlosť úbytku hmotnosti a rezistentný zvyšok. V tabulce 1 je pre porovnanie uvedená aj vzorka čistej celulózy. Porovnanie úbytkov hmotnosti v závislosti od teploty impregnovaných vzoriek a čistej celulózy je na obrázku 8. Tabuľka 1: Teplotná charakterizácia jednotlivých stupňov rozkladu vzoriek celulózy impregnovaných 5, 10, 15 % vodným roztokom (NH4)2HPO4 TG/DTG analýzou v atmosfére vzduchu

Vzorka

Čistá celulóza Celulóza +5% (NH4)2HPO4 Celulóza + 10 % (NH4)2HPO4 Celulóza + 15 % (NH4)2HPO4

Medzistupne rozkladu

Teplotný interval [°C]

Úbytok hmotnosti [%]

prvý stupeň druhý stupeň prvý stupeň druhý stupeň tretí stupeň štvrtý stupeň prvý stupeň druhý stupeň tretí stupeň prvý stupeň druhý stupeň tretí stupeň

40 - 136 239,6 - 336 41,8 - 136 170,3 - 284 331,4 - 400 400 - 608 43,7 - 174,3 174,3 - 277,4 304,6 - 610 40,5 - 168,2 168,2 - 257,6 298,1 - 614

6,35 93,3 3,7 60,4 9,8 20,05 5,15 55,9 31,45 5,55 49,55 38,95

Teplota pri max. rýchlosti úbytku [°C] 101 315,5 103,2 256,2 383,5 495,35 110 244,4 454,8 100,1 237,15 446

Max. rýchlosť úbytku hmotnosti [g.s-1] 0,00018 0,00964 0,00013 0,01133 0,00147 0,00013 0,00013 0,00824 0,00024 0,00013 0,00662 0,00036

Rezistentný zvyšok [%] 93,65 0,35 96,3 35,9 26,1 6,05 94,85 38,95 7,5 94,45 44,9 5,95

Impregnácia 5 % koncentráciou (NH4)2HPO4 (Obrázek 2) spôsobila, že termický rozklad tejto vzorky prebiehal v štyroch stupňoch. Druhý stupeň začal pri teplote 170,3 °C, počas ktorého došlo k najvyššiemu úbytku hmotnosti 60,25 % a maximálna rýchlosť úbytku hmotnosti dosiahla maximum 0,01133 g.s-1 pri teplote 256,2 °C. Počas tretieho stupňa došlo k úbytku hmotnosti 9,8 % a prebiehal v teplotnom intervale 331,4 °C až 400 °C, maximálna rýchlosť úbytku hmotnosti dosiahla hodnotu 0,00147 g.s-1 pri teplote 383,5 °C. V štvrtom stupni dochádzalo k oxidácii uhlíkatého zvyšku, čo bolo spojené s pomalým úbytkom hmotnosti až na hodnotu rezistentného zvyšku 6,1 % pri teplote 608,5 °C. Krivky závislosti CO a CO2 od teploty počas rozkladu Obrázek 3 mali rovnaký priebeh ako krivka rýchlosti úbytku hmotnosti. V druhom stupni rozkladu pomer CO/CO2 dosahoval 0,73, v treťom stupni 0,43 a v štvrtom stupni 0,12.

30



Obrázok 8: Porovnanie úbytkov hmotnosti v závislosti od teploty impregnovaných vzoriek a čistej celulózy Druhý stupeň rozkladu celulózy impregnovanej 10 % roztokom (NH4)2HPO4 (Obrázok 4) začal pri teplote 174,3 °C. V tomto stupni došlo k úbytku hmotnosti 55,9 % pričom maximálna hodnota rýchlosti úbytku hmotnosti 0,00824 g.s-1 bola dosiahnutá pri teplote 244,4 °C, pri tejto teplote došlo aj k uvoľňovaniu najvyššej koncentrácie CO a CO2 (Obrázok 5), pomer CO/CO2 bol 0,53. Tretí stupeň prebiehal v teplotnom intervale 304,6 °C až 610 °C, kde došlo hlavne k uvoľňovaniu CO2, pomer CO/CO2 dosiahol 0,15. Rezistentný zvyšok po teplotnom rozklade zostal 7,5 %. Hlavný rozklad vzorky celulózy impregnovanej 15 % roztokom (NH4)2HPO4 (Obrázok 6) začal pri teplote 168,2 °C, pričom maximálna rýchlosť úbytku hmotnosti dosiahla hodnotu 0,00662 g.s-1, pri teplote 237,15 °C a počas rozkladu došlo k 49,55 % úbytku hmotnosti. Tretí stupeň prebiehal až do teploty 614 °C, a zvyšok po tepelnom rozklade zostal 5,95 %. Koncentrácie CO, CO2 dosiahli maximá počas druhého stupňa rozkladu pri maximálnej rýchlosti úbytku hmotnosti Obrázok 7. Pomer CO/CO2 dosiahol v druhom stupni hodnotu 0,27, a v treťom 0,08. Prídavok (NH4)2HPO4 spôsobil posun teplôt hlavného rozkladu k nižším teplotám oproti čistej celulóze Obrázek 8, a výrazne zvýšil teploty do ktorých sa vzorka bola schopná rozkladať. Zvyšujúca koncentrácia (NH4)2HPO4 spôsobila zníženie úbytku hmotnosti v druhom stupni a zníženie maximálnej rýchlosti úbytku hmotnosti, čo sa prejavilo aj na znížení koncentrácie CO, CO2 pri ich maximách. Izotermické podmienky V Tabuľce 2 je prehľad uskutočnených meraní testovaných vzoriek. Symbolom O sú označené merania pri ktorých bol pozorovaný tepelný rozklad a symbolom X merania pri ktorých nebol pozorovaný tepelný rozklad. Najvyššia teplota bola zvolená nad teplotou pri ktorej bola pozorovaná maximálna rýchlosť úbytku hmotnosti pri dynamicky sa meniacej teploty. Teplotu sme postupne znižovali až pokiaľ sme nedosiahli teplotu pri ktorej nebol pozorovaný rozklad do troch hodín.

31

Celulóza impregnovaná 5 % roztokom (NH4)2HPO4 sa rozkladala do teploty 220 °C keď nebolo použité prúdenie vzduchu, do teploty 210 °C pri rýchlosti prúdenia vzduchu 10 mm.s-1, do teploty 200 °C pri rýchlosti prúdenia vzduchu 20 mm.s-1, a pri rýchlosti prúdenia vzduchu 30 mm.s-1 sa vzorka ešte rozložila pri teplote 190 °C. Hlavný rozklad pri dynamickej termogravimetrickej analýze (Obrázok 2) začína pri teplote 170,3 °C čo je o 20 °C nižšia teplota ako izotermicky zistená najnižšia teplota rozkladu. Celulóza impregnovaná 10 % roztokom (NH4)2HPO4 sa rozkladala do teploty 220 °C keď nebolo použité prúdenie vzduchu, do teploty 200 °C pri rýchlosti prúdenia vzduchu 10 mm.s-1, do teploty 190 °C pri rýchlostiach prúdenia vzduchu 20 mm.s-1 a 30 mm.s-1. Rozdiel medzi izotermicky zistenou najnižšou teplotou rozkladu a dynamicky zistenou teplotou počiatku hlavného rozkladu (174,3 °C) (Obrázek 4), je 15 °C. Tabuľka 2: Prehľad uskutočnených meraní vzoriek impregnovaných vodnými roztokmi (NH4)2HPO4 za izotermických podmienok (O - došlo k rozkladu, X- nedošlo k rozkladu) Celulóza + 5 % (NH4)2HPO4 8 g.m-2 Rýchlosť prúdenia vzduchu [mm.s-1] Teplota [°C] 280 260 240 230 220 210 200 190 180

0

10

20

30

O O O O O X X X X

O O O O O O X X X

O O O O O O O X X

O O O O O O O O X

Celulóza + 10 % (NH4)2HPO4 16 g.m-2 Rýchlosť prúdenia vzduchu [mm.s-1] Teplota [°C] 260 250 240 230 220 210 200 190 180

0

10

20

30

O O O O O X X X X

O O O O O O O X X

O O O O O O O O X

O O O O O O O O X

Celulóza + 15 % (NH4)2HPO4 25,7 g.m-2 Rýchlosť prúdenia vzduchu [mm.s-1] Teplota [°C] 260 250 240 230 220 210 200 190 180 170

0

10

20

30

O O O O O O X X X X

O O O O O O O X X X

O O O O O O O O X X

O O O O O O O O O X

Celulóza impregnovaná 15 % roztokom (NH4)2HPO4 sa rozkladala do teploty 210 °C pri rýchlosti prúdenia vzduchu 20 mm.s-1, do teploty 200 °C pri rýchlosti prúdenia vzduchu 10 mm.s-1, do teploty 190 °C pri rýchlostiach prúdenia vzduchu 20 mm.s-1 a do teploty 180 °C pri rýchlosti prúdenia vzduchu 30 mm.s-1. Najnižšia teplota rozkladu zistená izotermicky je o viac ako 10 °C vyššia ako teplota počiatku hlavného rozkladu (168,2 °C) zistená dynamickou metódou (Obrázok 6). Aktivačná energia V Tab. 3 sú hodnoty regresných koeficientov lineárnych závislosti získaných metódou 1 najmenších štvorcov pre ln  k   f   v závislosti od rýchlosti prúdenia vzduchu. T  Na Obrázku 9 sú graficky znázornené hodnoty aktivačných energií jednotlivých vzoriek v závislosti od rýchlosti prúdenia vzduchu.

32

Prídavok (NH4)2HPO4 výrazne znížil aktivačnú energiu. Aktivačná energia čistej celulózy bola 77,9 kJ.mol-1. Impregnácia 5 % koncentráciou spôsobila zníženie aktivačnej energie voči čistej celulóze o 45 % na 42,8 kJ.mol 1, 10 % koncentrácia spôsobila zníženie o 52 % na 37 kJ.mol-1, a 15 % koncentrácia spôsobila zníženie o 56 % na hodnotu 34,6 kJ.mol-1. Záver Uskutočnili sme merania na sledovanie vplyvu (NH4)2HPO4 v rôznych koncentráciách. Merania sme uskutočnili v upravenej Setchkinovej peci. Pri meraní úbytku hmotnosti pri dynamicky meniacej sa teplote sme zistili znižovanie teploty hlavného rozkladu a zvyšovanie rezistentného Obrázok 9: Hodnoty aktivačných energií zvyšku so zvyšujúcou sa koncentráciou (NH4)2HPO4. Pri meraniach za izotermických jednotlivých vzoriek v závislosti od podmienok sme tiež zistili že so zvyšujúcou rýchlosti prúdenia vzduchu sa koncentráciou (NH4)2HPO4 klesá teplota pri ktorej je ešte možné sledovať tepelný rozklad vzoriek. (NH4)2HPO4 sa prejavil aj na aktivačnej energii, možno pozorovať výrazný pokles aktivačnej energie voči čistej celulóze a znižovanie aktivačnej energie s rastúcou koncentráciou. Bibliografické odkazy [1]

[2] [3]

[4] [5] [6] [7]

Růžička M., Bursíková P., Dvořák O.: Využití STA/MS techniky při zjišťování produktů tepelné degradace polymerních materiálů. In: Požární ochrana 2008, Sborník přednášek z mezinárodní konference, Ostrava: SPBI 2008. ISBN: 978-80-7385-040-1. Termická analýza - teorie, dostupné na http://www.vscht.cz/met/stranky/vyuka/labcv/ labor/fm_termicka_analyza/teorie.htm (9.11.2008). Hirata, T., Kawamoto, S., Nishimoto, T.: Thermogravimetry of wood treated with water-insoluble retardants and a proposal for development of wood materials. Fire and Materials 15(l):27-36. (1991). ISO 871: 2006 Plastics - Determination of ignition temperature using a hot-air furnace. Balog, K.: Štúdium procesu plameňového a bezplameňového horenia celulózových materiálov. Dizertačná práca. Bratislava: SVST, 1986. 150 s. Blažek, A.: Thermal analysis, SNTI, Prague, 1973, ISBN: 0 442 00812 0. Varga, G., Vážanová, A.: Určenie aktivačnej energie metódou lineárneho ohrevu, dostupné na: http://citadel.ukf.sk/konferencia/papers/PDF_Fyzika/Varga_Vazanova. pdf, (18.12.2009).

33

Josef JANOŠEC1 POŽÁRNÍ OCHRANA V BEZPEČNOSTNÍ REALITĚ FIRE PROTECTION IN THE SECURITY REALITY Abstrakt Bezpečnostní realita jako ta část objektivní reality, která je spojena s bezpečností a nebezpečností, je předmětem sekuritologie. Požár představuje jednu z hrozeb, která se často vyskytuje. Lidé požáry s určitým úspěchem zdolávají. Požární ochrana představuje soubor aktivit, které mají snížit důsledky požárů na životy a zdraví obyvatelstva a na majetkových a materiálních hodnotách. Příspěvek teoreticky analyzuje požární ochranu v bezpečnostní realitě a stanovuje její místo v bezpečnostní politice a bezpečnostním systému. Klíčová slova: požární ochrana, sekuritologie, bezpečnostní realita, bezpečnostní politika, bezpečnostní systém Abstract Security reality as a part of objective reality, which is linked to security and danger (non-security), is the subject of securitology. Fire is one of the threats, which often occurs. People fire with some success to overcome. Fire protection is a set of activities designed to reduce the impact of fires on the lives and health of the property and property values. The contribution analyzed theoretically of fire protection in the security reality and establishes its place in security policy and security system. Key words:

fire protection, securitology, security reality, security policy, security system „Není hanbou nic nevědět, hanbou je nechtít se nic učit.“ Seneca

Úvod V posledních desíti letech se utváří nová vědní disciplína - sekuritologie, která zkoumá a interpretuje problematikou udržování rovnováhy mezi bezpečím a nebezpečím. V této souvislosti vzniká otázka: Jak je oheň, požár a požární ochrana umístěna v této disciplíně. Jak je v jejím prostředí vysvětlováno to, co je rozvíjeno v dílčích disciplínách, které provázejí praxi požární ochrany? Hledání odpovědí na tyto otázky je samo o sobě inovací teoretického přístupu k řešení následků mimořádných událostí v souvislosti s aktivitami požární ochrany.

1

doc. Ing., CSc., MV - GŘ HZS ČR, Institut ochrany obyvatelstva, Na Lužci 204, 533 41 Lázně Bohdaneč, e-mail: [email protected] 35

Je tady přítomný i druhý aspekt, který souvisí s oborem akreditovaným na Fakultě bezpečnostního inženýrství Vysoké školy báňské - Technické univerzity Ostrava v jejím doktorském studijním programu „Požární ochrana a bezpečnost“. Fakulta bezpečnostního inženýrství rovněž může konat habilitační řízení a řízení ke jmenování profesorem v akreditovaných oborech, kde je od roku 2007 uvedeno „Bezpečnost a požární ochrana“. Rovněž proto je vhodné věnovat pozornost otázkám teoretických úvah o bezpečnosti a nebezpečnosti ve vztahu k základnímu živlu - ohni. Oheň a bezpečnost Oheň je jedním ze základních živlů. Živly jsou, podle starých učenců, vysvětlovány jako prapůvodní kvality. Oheň, země, vzduch a voda - z nich byl stvořen svět. Nutno dodat, že bez podílu člověka. Živly není možné vyrábět, vlastnit, produkovat nebo je zapříčinit. Úvahy o čtyřech živlech jako trvalých základech, z nichž se skládá prapůvod světa, se vyskytují od dob starých filozofů a tvoří podstatu starověké fyziky. Tháles z Milétu pokládal za pralátku světa vodu, Anaximénes vzduch a Hérakleitos oheň. Platón dodal ke čtveřici živlů ještě nebeský živel éter (aithér) a přisoudil jim jeden z pěti pravidelných mnohostěnů. Aristoteles kombinoval vlastnosti: teplý/studený a suchý/vlhký a pojmenoval společný původ živlů jako „pátou esenci“ či kvintesenci - nebeský éter. Symbolika živlů je používána dodnes. Nejdříve je běžně používali lékaři, filozofové, různí učenci pro rozlišování přírodních jevů a procesů. Základní vlastnosti ohnivého principu jsou: horko a expanze. Oheň a světlo, to byli vládci na počátku všeho, co bylo na planetě Zemi při jejím vzniku stvořeno. Tabulka 1: Základní živly a jejich symboly a výklady [převzato z (5)]

oheň

Těleso (Platón) čtyřstěn

Vlastnost (Aristotelés) teplý a suchý

jih

cholerik

vzduch

osmistěn

teplý a vlhký

východ

sangvinik

voda

dvacetistěn

chladný a vlhký západ

flegmatik

země

krychle

chladný a suchý sever

melancholik

Živel

Světová strana

Temperament

Symbol

Oheň v bezpečnostní realitě nepůsobí jako filozofický fenomén, ale jako potenciální bezpečnostní hrozba, která, není-li ovládána, může ohrozit životy a zdraví obyvatelstva, poškodit nebo zničit majetek, spálit živou i neživou hmotu, přeměnit energii, změnit životní prostředí a způsobit závažné bezpečnostní stavy. Proto je nekontrolované šíření ohně v bezpečnostní realitě stavem, který vyžaduje bezpečnostní opatření. Činnosti spojené s výskytem ohně a jeho zvládáním mají svůj průmět do „bezpečnostních“ disciplín. Rozvoj poznání o ohni, požárech, požární bezpečnosti, požární ochraně bez vědy není myslitelný stejně, jako není myslitelná věda bez výzkumu. Důležité pro výzkum a pro veškeré teoretické úvahy je uvědomění si jednoduchého praktického, ale rovněž filozofického východiska, které spočívá ve zjištění, že není bezpečnosti bez nebezpečnosti1. Logicky z uvedeného poznatku vyplývá, že tyto fenomény působí současně, nepřetržitě a pouze v situaci, 1

JANOŠEC, Josef. Diskuze základních problémů bezpečnostní vědy. In: Science & Military, 2006, č. 2, s. 19 – 31, ISSN 1336-8885. http://www.aoslm.sk/science

36

kdy převažuje intenzita některého z nich, je nezbytné aktivovat opatření pro uvedení stavu do rovnováhy. V praktickém slovníku převažuje používání pojmu bezpečnost, i když z hlediska rovnováhy má stejnou váhu jako nebezpečnost. Bezpečnost je pouze jednou částí z protikladného jevu. Bezpečnost nemá smysl bez nebezpečnosti a nemůže se bez ní vyskytovat, stejně jako světlo bez tmy, aktivita bez pasivity nebo dobro beze zla. Známý symbol monáda zobrazuje princip Jin - Jang ze staré čínské filozofie taoismu. Vyjadřuje jednotu a současně spolupůsobení nebo boj protikladů a jejich propojení do jednoho celku. Chceme-li dospět v poznávání problematiky Obrázek 1: Monáda - symbol bezpečnosti a nebezpečnosti k hlubšímu poznání, měli bychom podporovat výzkum vztahu možných aktérů k bezpečnosti, Jin - Jang nebezpečnosti, hrozbám, rizikům, ochraně a obraně proti jejich působení. Víme, že není bezprostředně potřeba dokumentovat jak planeta Země, lidstvo, jednotlivé státy, kraje, obce, skupiny lidí, jednotlivci, ale rovněž technické, technologické, biologické, informační a jiné systémy, jsou trvale prověřováni ve schopnosti vyrovnávat se s nebezpečím, včetně požáru. Výsledek takového snažení je v podstatě dvojí: buď subjekty zachovají vlastní existenci, vlastní bezpečnost, nebo nezachovají. Bezpečnostní realita sekuritologie Bezpečnostní realita je takovou částí objektivní reality, která zahrnuje všechny myšlenky i skutečnosti související s bezpečností a nebezpečností. Všechno, co jakýmkoliv způsobem souvisí, nebo může souviset s bezpečností a nebezpečností je součástí bezpečnostní reality. To znamená, že její součástí je rovněž vše, co se dotýká ohně. Ať jsou to fyzikální, chemické, matematické, informační, modelové, filozofické, psychologické, zdravotní, kulturní, organizační, ochranné nebo jakékoliv jiné poznatky, zkušenosti, data. Zahrnuje skutečné prvky, struktury, jednotlivce, ozbrojené složky, záchranné sbory a prostředky, zákony, krizové a havarijní plány, technologie, metodiky, stavy, procesy, myšlenky, jevy, které se vyskytují reálně nebo s určitou pravděpodobností ohrožují nebo chrání životy, zdraví, majetky, kulturní, vědecké, právní, politické, mravní a jiné hodnoty přírody, společnosti a člověka v planetárním, zemském, informačním nebo duchovním prostoru. Bezpečnostní realita má svou historii, současnost i budoucnost. Bezpečnostní realita je o živé i neživé přírodě, je o člověku, společnosti, zvířatech, nemocích, kriminalitě, kultuře, politice, fungování počítačových systémů, je o kosmickém prostoru i jádrech atomů, léčbě lidí nebo zvířat, o ekologii, průmyslu anebezpečných provozech, dopravě, požárech, válce, vztazích mezi státy. Je o výčtu dalších podrobností, zřejmých i skrytých vztahů. Předmětem zkoumání sekuritologie je bezpečnostní realita2, to znamená všechno, co je spojeno s vnějšími projevy a vnitřními zákonitosti bezpečnosti a nebezpečnosti. Bezpečnostní realita měla v historii vývoje planety Země a rovněž v dějinách lidstva své konkrétní stavy, je nepřetržitě proměnlivá a nevyčerpatelná z hlediska možných typových stavů a nečekaných překvapení, způsobených zpravidla výše zmíněnými živly.

2

JANOŠEC, Josef. Spojovací články bezpečnosti občana a státu. In: Vojenské rozhledy, 1997, č. 3, s. 11 - 18.

37

Je to rozhodně zajímavá materie pro vědecké zkoumání. Chtěli bychom se dovědět více o vztahu mezi bezpečím a nebezpečím, o způsobech udržování jejich rovnováhy. Vědní disciplína může navazovat na soubory poznatků jiných speciálních disciplín, které se věnují dílčím částem problému. Známé jsou pohledy sociologie, politologie, teorie mezinárodních vztahů, teorie obrany státu, vojenské vědy, ochrany vojsk a obyvatelstva, požární ochrany, lékařských věd, psychologie, medicíny katastrof, ochrany informačních systémů, ekonomie a dalších oborů, které pracují s kategoriemi hrozba a riziko. V řadě aktivit a iniciativ je vhodné upozornit, že v roce 2000 vznikla European Association for Security3, která svou činnost zaměřuje na proces bezpečnostního vzdělávání lidí a společností ve sjednocené Evropě. Asociace má členy ze 17-ti států (2010). Pořádala už několik desítek mezinárodních konferencí v letech 2000 - 2010, které vedly odborníky k přijetí konsensu o sekuritologii. Je to pojmenování oboru, který by mohl být základem studijních programů, jež mají připravit odborníky na problémy bezpečnosti a nebezpečnosti. Proč sekuritologie? Na jednáních konferencí bylo mnohonásobně potvrzeno, že pojem „bezpečnost“ neodráží podstatu oboru, ale jen jeho část. Proto není ani vhodné potvrdit dosud používaný pracovní název disciplíny „bezpečnostní věda“, protože nepokrývá problematiku „nebezpečnosti“. Výsledkem diskuzí je přiklonění k jednoslovnému pojmenování sekuritologie v národních jazykových mutacích4. Asociace rovněž od roku 2007 vydává časopis Securitologia5. Sekuritologie napomáhá systémovému uspořádání současných znalostí z více oborů, které se již zabývaly otázkami bezpečnosti a nebezpečnosti, jejich logickým vysvětlením a uvedením do nových souvislostí. Směřuje k nalezení zákonů a zákonitostí, které budou využitelné pro bezpečnostní praxi a další rozvoj teoretických poznatků. Sekuritologie je oborem lidského poznání, který zkoumá bezpečnostní realitu jako součást objektivní reality, z pohledu vztahu mezi silami bezpečnosti a nebezpečnosti. Vztah, který dekomponuje modelové vyjádření bezpečnostní reality do entity tří základních komponent (Janošec, 1) je s,t,r

BR=  s,t,r B, s,t,r BP,

s,t,r

BS

(1)

kde B intenzita hrozby, měřitelná hodnota bezpečnostního stavu (např. u zemětřesení určeno Richterovou stupnicí, u povodně množstvím vody Q20, Q50, Q100), BP model bezpečnostní politiky (soustava zákonů, předpisů, plánů, uvolňovaných finančních, materiálních, tvůrčích zdrojů a myšlenek), BS model bezpečnostního systému (skuteční vojáci, hasiči, policisté, záchranáři, jejich prostředky a schopnosti zdolávat mimořádné události a krizové situace). s (space) prostor: planeta, kontinent, koalice, region států, stát, kraj, obec, parcela, objekt, laboratoř, přístroj apod.; t (time) čas: ke stanovenému termínu je možné hodnotit B, BP, BS za časové období pro minulost, případně v minulosti (th - historický čas) nebo pro budoucnost (tp prognostický čas); 3 4

5

http://www.eas.krakow.pl/ KORZENIOWSKI, Leszek, Frederyk. Securitologia. Nauka o bezpieczeństwie człowieka i organizacji społecznych. Krakow: EAS Krakow 2008. 312 s. ISBN: 978-83-925072-1-5; HOFREITER, Ladislav. Sekuritológia. [skripta]. Liptovský Mikuláš: AOS Liptovský Mikuláš. 2006. 138 s. ISBN 978-80-8040-310-2; JANOŠEC, Josef. Sekuritologie - nauka o bezpečnosti a nebezpečnosti. Vojenské rozhledy. Praha : MO ČR - AVIS. 2007, roč. 16(48), č. 3, s. 3 - 14. ISSN 1210-3292. Dostupný z WWW: . Dostupné naWWW: .

38

r (reality) stav (hrozba): vybrané objektivní informace vztažené k prostoru a času (např. požár, povodeň, zemětřesení, vichřice, průmyslová havárie, ap.). Libovolnou situaci v bezpečnostní realitě můžeme podrobit zkoumání prostřednictvím scénářů (S), které v každém modelu M(ti) zobrazí stav elementárních prvků v čase ti (Janošec, 1). Elementární prvky modelu, to jsou aktéři A, jejich vzájemné vztahy R a prostředí E. Scénář obsahuje posloupnost modelů, odlišených změnou času (ti). S=  M  t1 , M  t2  , …, M  ti  , …, M  tn  

(2)

Každý model je samostatným systémem s vnitřní strukturou prvků - aktérů (A), jejich vzájemných vztahů (R) v určitém prostředí (E). M  ti  =  A  ti   R  ti    E  ti 

(3)

kde A(ti) R(ti) E(ti) ∩ U

množina aktérů v modelu scénáře v čase ti, množina vztahů v modelu scénáře v čase ti, množina prostředí, v němž probíhají vztahy mezi aktéry v čase ti, průnik množin, sjednocení množin.

Vztahy (1), (2) a (3) vyjadřují popis statické struktury bezpečnostní reality. Dynamika znázorňuje rozložení modelů bezpečnostní reality do časové posloupnosti. Jestliže si představíme celuloidový film, který zachycuje za sebou následující snímky, jejichž promítání nám vytváří iluzi plynulého sledování minulých dějů, pak při modelování bezpečnostní reality jde rovněž o tyto činnosti. Základem pro diváka, ale i pro výzkumníka je porovnání dvou modelů v různých časech (tx) a (ty), nebo od různých pozorovatelů A(1) a A(2). Výsledek může být pro (tx) ≠ (ty) pouze M(tx) = M(ty) nebo M(tx) ≠ M(ty), nebo pro A(1) ≠ A(2). M(tx) = A(2)M(tx) nebo A(1)M(tx) ≠ A(2)M(tx). Protože výzkum je o změnách, které byly nebo A(1) mají být dosaženy, najdeme je porovnáním obou modelů: M  tx  =  A  tx   R  tx    E  tx  a

M  ty  =  A  ty   R  ty    E  ty  A 1

M  tx  =



nebo A 1

(4)



A  tx   A1 R  tx   A1 E  tx  a

A 2

M  tx  =



A 2



A  tx   A 2 R  tx   A 2 E  tx 

(5)

Stav zjištěný porovnáním dvou modelů může u elementárních prvků (A│R│E) vést jen k jednomu z následujících pěti možných stavů (symbol „│“ znamená slovo nebo): 1. vznik nového (A│ R│ E), 2. pokračování (A│ R│ E) beze změn, 3. pokračování (A│ R│ E) s vnitřními změnami, 4. pokračování (A│ R│ E) po transformaci, 5. zánik (A│ R│ E). (6) 39

Obecné pojetí „bezpečnosti - nebezpečnosti“, to znamená nezúžené jen například na problematiku vojenské bezpečnosti, požární bezpečnosti, počítačové bezpečnosti, kriminality, je příspěvkem k pochopení „obecné sekuritologie”. Do ní náleží takové skutečnosti, které jsou obecné, společné pro všechny stavy, kdy oprávněně použijeme pojmy „bezpečnost nebezpečnost“. Je vhodné připomenout, že to není jen problematika vztažená k sociologickým aplikacím bezpečnosti, tedy vztaženým k lidem, ale zákony a zákonitosti by měly platit rovněž pro technické, technologické, biologické, psychologické nebo jiné předměty lidské pozornosti a zájmu. Tato připomínka je uvedena rovněž proto, že živly, jako je oheň, zcela jistě působily mnohem dřív, než na planetě Zemi vznikl život, než se na ni začal vyvíjet člověk. Z pohledu výzkumníka nebo jakéhokoliv člověka jistě nemůžeme vyloučit zvídavost a otázky, které směřují k hledání odpovědi: Pro koho nebo pro co byl tehdejší oheň nebezpečný? Jak se projevovalo jeho působení? Co bylo nebezpečné pro oheň? Jak byl oheň zkrocen? Securitologie a požární ochrana Zamysleme se nad tím, co sdělení v předchozím textu znamenají pro objasnění vztahu mezi sekuritologií a požární ochranou. V prvém přiblížení je nezbytné přistoupit k jistému terminologickému upřesnění. V bezpečnostní realitě se vyskytuje oheň - úkaz v podobě plamene, který provází hoření, což je něco jiného než požár - velký zhoubný oheň, požářiště místo požáru. Sousloví požární bezpečnost a požární ochrana jsou odvozená. Když použijeme modelové vyjádření bezpečnostní reality, jak je uvedeno ve vztahu s,t,r (1), tj. BR = (s,t,rB, s,t,rBP, s,t,rBS) a připomeneme, že předmětem vědního oboru sekuritologie je bezpečnostní realita, pak je její součástí rovněž požární bezpečnost. Požární ochranu vnímáme jako soubor opatření pro zajištění bezpečnosti v konkrétních lokalitách. Odlišitelné složky bezpečnostní reality jsou symbolickým zápisem jednak statického stavu (1, 2, 3), ale i dynamického vztahu mezi bezpečností a nebezpečností (4, 5, 6). Pro každý prostor, čas a hrozbu, existuje uspořádaná entita informací, pomocně znázorněná entitou bezpečnostní reality. Jednotlivé složky (B, BP, BS) lze v realitě vzájemně odlišit a jako výsledek samostatného pozorování nebo analyzování popsat. Pro sjednocení popisu mohou být zvolena i společná kritéria. Třídícím hlediskem a tedy společnou vlastností pro každou trojici entity jsou prostor, čas (historický a prognostický) a stav (s, th, tp, r). Takovýchto bezpečnostních entit můžeme vytvořit prakticky nekonečné množství. Zvláštní postavení má hrozba (r), která je pro náš případ hrozbou požáru. Právě hrozby jsou hlavním důvodem k aktivitám (BP) a (BS). Jsou zdůvodněním připravovaných opatření, vyčleňovaných sil, finančních, materiálních, výzkumných i lidských zdrojů a prostředků, připravovaných technických a technologických systémů, toků informací, organizačních, psychologických i zdravotních opatření. Sekuritologie jako nauka o rovnováze mezi bezpečností a nebezpečností je metodologickým nástrojem pro rozvoj poznání požární bezpečnosti i požární ochrany. Co je podstatou problémů řešených sekuritologií? Jsou to procesy popisu bezpečnostní reality, vyjádření speciálních stavů, které porušují rovnováhu mezi aktéry a způsoby které napomáhají zpětnému nastolení rovnovážného stavu. K tomu potřebuje sekuritologie znát od jiných vědních oborů co je oheň a požár, jaké fyzikální, chemické, informační, ekologické i geografické vlastnosti a průvodní jevy je charakterizují, aby svá pozorování mohla zatřídit do klasifikace nebezpečnosti. Sekuritologie se zabývá tím, zda jsme schopni přesně poznat a dokonale popsat bezpečnostní realitu. Zabývá se podporou rozhodovacích procesů těch osob, které přicházejí do styku s řešením bezpečnostních problémů v souvislosti s požáry. Současně stanovuje rozumné

40

cíle pro vědce v oboru sekuritologie: Cílem jsou dokonalé popisy, nebo nalezení zákonů, zákonitostí a vzorových postupů při nacházení rovnováhy v bezpečnostní realitě? Požární ochrana s použitím metodologie sekuritologie bude splňovat požadavky na vědu, jestliže prokáže, že má propracované a zobecněné rozumové poznání, které vychází z pozorování, rozvažování nebo experimentu. Každá věda je systémem metodicky podložených, objektivních vět o určité předmětné oblasti (o požární ochraně). Předmětnou oblastí je každá skutečnost, kterou jsme schopni uchopit bezprostředně, nebo pomocí pomocných prostředků, což jsou číselné, fyzikální a chemické hodnoty, jevy společenského života (historická věda, sociologie, politologie, aj.). Věda o požární ochraně by měla hledat hypotézy, ověřovat je, testovat prostřednictvím pokusů na falsifikaci jednotlivých důsledků. Obecně platí, že věda existuje a je uznávána, jestliže výzkumem a svými nástroji potvrdí existenci zákonů, které vystihují její předmět nebo jeho části. Zákony jsou výsledkem poznávání onoho předmětu výzkumu (vědní disciplíny), tedy například požární ochrany jako součásti bezpečnosti. Zákony vnímá vědomí člověka. Vědomí je subjektivní, individuální, závislé na konkrétním člověku. Vnímání zákonů, jako vědeckého poznání, neexistuje bez komunikace. Teprve sdělený poznatek, který vnímá jiný člověk, je uznán jako poznatek. Autor zákona (matematického, fyzikálního, biologického, společenského aj.) v procesu jeho vytváření nemusí komunikovat s jinými osobami. Poznává předmět svého zájmu, tj. komunikuje s ním. To pro vnímajícího (subjekt vnímání) znamená, že existence čehokoliv (předmětu zájmu) je komunikací mezi objektem a subjektem. Každý subjektivní poznatek nutně působí zpětně na vnímanou objektivní realitu. To platí i pro bezpečnostní realitu, která je součástí objektivní reality. Důsledkem komunikace je změna. Bezpečnostní realita se mění. To znamená, že nejen subjekt získal poznání o bezpečnostní realitě, ale také bezpečnostní realita vnímá toho, kdo ji pozoroval a mění se prostřednictvím komunikace mezi subjektem a bezpečnostní realitou. Tradiční věda předpokládá jednostranný tok informací od objektivní reality k vnímajícímu subjektu, ale soudobé přístupy zvažují, že jde o oboustranný proces. Pozorování není jen jednostrannou činností. Jestliže hlásič požáru předá informaci o zahájení procesu hoření, následují opatření pro ovlivnění vývoje ohně. Využitím těchto poznatků vědy můžeme vnímáním bezpečnostní reality dosáhnout její změny. Bezpečnostní realita reaguje na pozorujícího, protože výsledek jeho pozorování mění stav jeho poznání a také ovlivní reakci. Jak subjekt, tak objekt pozorování jsou součástí jedné bezpečnostní reality a změna, to znamená jakákoliv aktivita jednoho nebo druhého, třeba změna poznání, je součástí změny bezpečnostní reality. Příklad bezpečnostní situace: Žhář úmyslně zapálil objekt, v němž jsou bezpečnostní kamery. Byl zpozorován na monitoru Policie. Incident byl okamžitě zaznamenán a ohlášen na operačním a informačním středisku Integrovaného záchranného systému a následoval výjezd, který zajistil žháře a zastavil šíření požáru. Co uvedený příklad znamená? Subjekt (žhář) komunikuje s bezpečnostní realitou a umí ji měnit na základě své vůle (úmyslně založí požár). Takže kromě toho, že probíhá komunikace, neboli výměna informací, mezi subjektem a bezpečnostní realitou, mění se subjekt (z občana na žháře), ale i bezpečnostní realita (vznik mimořádné události, výjezd složek Integrovaného záchranného systému). Dobrý pozorovatel si uvědomuje, že je tady ještě nadřazená řídící síla této komunikace. Dílčí závěr o vztahu mezi sekuritologií a požární ochranou vede k uvědomění, že není jen jedna hrozba - požár, že existuje více hrozeb, které mohou situaci bezpečnostní reality v konkrétním případě ovlivnit. To znamená, že požární ochrana (soubor opatření) je jedním

41

ze způsobů ochrany, které jsou zajišťovány státem, společností, jednotlivcem a proto se nesmí k jejímu koncipování přistupovat bez vytvoření potřebných podmínek pro dosažení synergického účinku. Ze sekuritologie vyplývá, že cílem je nalezení cesty od mimořádné situace k rovnovážnému bezpečnostnímu stavu. Aktivita tedy nekončí „uhašením požáru“, je součástí technologického procesu zakončeného návratem do rovnovážného stavu bezpečnostní reality. Požární ochrana v bezpečnostní realitě Ochrana je obecně souhrnem opatření bezpečnostních aktérů pro snížení rizika hrozby a pro zajištění zvládání mimořádné události nebo krizové situace, likvidace jejich následků a obnovení normálního stavu. Je orientována na prevenci, řešení účinků hrozeb na životy, zdraví, materiální hodnoty, životní prostředí, organizační nebo duchovní oblasti obyvatelstva a společnosti. Ochrana existuje proto, že je připravována k tomu, aby chránila nebo hájila zájmy obyvatelstva. Z toho vyplývá, že ochrana má dva základní subjekty: a) někoho, kdo poskytuje ochranu (hájí); b) někoho, kdo ji užívá. Ochrana je proces uskutečňovaný aktéry v bezpečnostní realitě pro zachování významných hodnot člověka, rodiny, obce, organizace, státu, společnosti proti možným hrozbám. Ochrana v bezpečnostní realitě při modelovém vyjádření podle vztahu (1), je součástí bezpečnostní reality (BR) v daném prostoru (s), ve zkoumaném čase (t) a pro konkrétní stav (r), vyjádřením souboru představ o řešení nepříznivých stavů, tj. legislativy, směrnic, krizových plánů, dalších dokumentů, jež naplňují bezpečnostní politiku (BP) a schopností skutečně vytvořeného bezpečnostního systému (BS) ve prospěch zajištění ochrany. Ochrana je v terminologii teorie systémů „charakteristikou systému“. Teoretickým protipólem ochrany obyvatelstva je její neexistence. Ochrana obyvatelstva je v demokratických státech proklamovaným cílem veškerého snažení státu a společnosti, je nejvýznamnějším chráněným statkem. Ochrana obyvatelstva je rovněž vnímána jako plnění úkolů civilní obrany při ozbrojeném konfliktu i mimo něj, zejména úkolů varování, vyrozumění, evakuace, ukrytí a nouzového přežití. Požární ochrana je používaným pojmem, který je vhodné podrobněji specifikovat. Česká republika přistoupila k formulování představy o obsahu pojmu formou zákona č. 133/1985 Sb., o požární ochraně ve znění dalších právních úprav. Základní myšlenka zahrnuje přístup, který má zajistit „vytvoření podmínek pro účinnou ochranu života a zdraví občanů a majetku před požáry a pro poskytování pomoci při živelních pohromách a jiných mimořádných událostech stanovením povinností ministerstev a jiných správních úřadů, právnických a fyzických osob, postavení a působnosti orgánů státní správy a samosprávy na úseku požární ochrany, jakož i postavení a povinností jednotek požární ochrany.“ Jak je možné znázornit požární ochranu v bezpečnostní realitě? Požární ochrana je součástí bezpečnostní reality (BR) v daném prostoru (s), což je např. EU, ČR, kraj, obec, podnik, stavba ve zkoumaném čase (t) a pro konkrétní hrozbu požáru (r). Je určena pro všechny možné situace vzniku požáru, které mohou probíhat ve dne, v noci, za mírového i válečného stavu, samostatně nebo i za katastrofického sucha při požárech lesních komplexů. Požární ochrana je pro různé situace budována, obnovována, procvičována, udržována a připravována k aktivnímu použití s předpokládanou intenzitou požáru (B). Bezpečnostní realita je výslednicí současného působení bezpečnostní politiky (BP) jako vyjádřeného souboru představ, tj. 42

legislativy, krizových plánů, politických cílů a vytvořeného bezpečnostního systému (BS) jako sil, prostředků, technologií, tedy skutečných schopností zasáhnout ve prospěch ochrany obyvatelstva. Zahrnuje rovněž bezpečnostní výzkum v oblasti požární ochrany, jeho informační i praktické výsledky, které se promítají do používaných technických prostředků, technologických nástrojů i informačních produktů. Dílčí závěr shrnuje, že požární ochrana je charakteristikou bezpečnostní reality, která se promítá do modelového vyjádření bezpečnostní politiky (zákony, předpisy, plány, směrnice, pokyny) a do schopností obsažených v bezpečnostním systému (preventivní činnosti, technologické systémy monitorování požárního nebezpečí, vycvičení hasiči, připravená technika a jejich praktické použití při zásahu a při likvidaci následků). Součástí je rovněž bezpečnostní výzkum v oblasti požární ochrany. Závěr Předmětem nově utvářené vědní disciplíny - sekuritologie, je bezpečnostní realita. Významným úsilím této disciplíny je výzkum a interpretace problematiky související s udržováním rovnováhy mezi bezpečím a nebezpečím. Oheň a požár představují fenomény hrozeb v bezpečnostní realitě a požární ochrana pak soubor předem připravených opatření, která mají jejich nežádoucímu rozšiřování zabránit. Předmětem příspěvku bylo vymezení těchto problémů v sekuritologickém prostředí s ohledem k praxi požární ochrany. V úvodní části byl vysvětlován vztah mezi ohněm a bezpečností. Důvodem bylo upozornění, že oheň, jako hrozba v bezpečnostní realitě, je živlem. Existoval dávno před člověkem a není na něm závislý. Bezpečnost bez nebezpečnosti nemá smysl a tento párový princip rovněž existuje nezávisle na člověkovi. V následující části bylo stručně popsáno modelové vyjádření bezpečnostní reality v sekuritologii. To byla východiska k následnému odvozování vztahů požární ochrany k vědní disciplíně sekuritologii a k bezpečnostní realitě. Úsilí o vyjádření popsaných souvislostí má rovněž návaznost na vyjádření schematických vazeb na obory akreditované na Fakultě bezpečnostního inženýrství Vysoké školy báňské Technické univerzity Ostrava v jejím doktorském studijním programu „Požární ochrana a bezpečnost“ a na „Bezpečnost a požární ochranu“ jako akreditovaný obor, v němž mohou být konána habilitační řízení a řízení ke jmenování profesorem. Předložené informace jsou významnou inovací teoretického přístupu k řešení následků mimořádných událostí v souvislosti s aktivitami požární ochrany. V současné době nemůžeme tvrdit, že takový pohled povede k rozvoji ekonomicky přínosných inovací, ale potenciál změny v myšlení a možném nacházení nových zákonů a zákonitostí obsahuje. Literatura [1] [2]

[3]

HOFREITER, Ladislav. Sekuritológia. [skripta]. Liptovský Mikuláš: AOS Liptovský Mikuláš. 2006. 138 s. ISBN: 978-80-8040-310-2. JANOŠEC, Josef. Diskuze základních problémů bezpečnostní vědy. In: Science & Military, 2006, č. 2, s. 19 - 31, Dostupný z WWW: . ISSN: 1336-8885. JANOŠEC, Josef. Bezpečnostní realita - předmět sekuritologie. In: Bezpečnosť a bezpečnostná veda. [Zborník vedeckých a odborných prác]. Liptovský Mikuláš Liptovský Ján: AOS gen. M. R. Štefánika so sídlom v Liptovskom Mikuláši, 2009, s. 27 - 32. ISBN: 978-80-8040-372-0. 43

[4]

[5] [6] [7]

JANOŠEC, Josef. Rozdíly mezi ochranou společnosti a ochranou obyvatelstva. In: The Science for Population Protection, 2010, roč. 2, č. 1, s. 33 - 48. ISSN 1803-568X. Dostupný z WWW: . KORZENIOWSKI, Leszek, Frederyk. Securitologia. Nauka o bezpieczeństwie człowieka i organizacji społecznych. Krakow: EAS Krakow 2008. 312 s. ISBN: 978-83-925072-1-5. Zákon č. 133/1985 Sb., o požární ochraně ve znění pozdějších předpisů. Živel. Dostupný z WWW: .

44

Waldemar JASKÓŁOWSKI1, Piotr BORYSIUK2 STUDIES ON THERMOKINETIC FIRE PROPERTIES OF THERMOPLASTIC BONDED PARTICLE BOARDS (WPC) STUDIE TERMOKINETICKÝCH POŽÁRNÍCH VLASTNOSTÍ TERMOPLASTOVÝCH LEPENÝCH DŘEVOTŘÍSKOVÝCH DESEK (WPC) Abstract Studies on thermokinetic properties of wood derived boards with plastic additives was carried out for three types of materials: control board (a traditional particleboard), polyethylene bonded particleboard and polypropylene bonded particleboard. Method “Cone calorimeter” was used as a tool. The examined material placed horizontally with reference to radiator was subject to thermal radiation flux with intensity of 30, 50 and 70 kW/m2. The combustion reaction was initiated by ignition. During tests, the following parameters were determined: time to ignition (TTI), heat release rate (HRR), total heat release (THR), average specific mass loss rate (MLR), average heat release rate to 180 s (from initiation), heat of combustion (HOC) Key words:

fire properties, WPC, thermoplastic bonded particle board, cone calorimeter

Abstrakt Byly provedeny studie termokinetických vlastností desek materiálů na bázi dřeva s plastickými aditivy pro tři typy materiálů kontrolní vzorků (tradiční dřevotřísková deska), dřevotřísková deska lepená polyethylenem a dřevotřísková deska lepená polypropylenem. Jako nástroj byla použita metoda “Kónický kalorimetr”. Zkoumaný materiál umístěný horizontálně vzhledem k zářiči byl vystaven toku tepelného záření s intenzitami 30, 50 a 70 kW/m2. Spalovací reakce byla iniciována zapálením. Během testů byly stanoveny následující parametry: doba do zapálení (TTI), rychlost uvolňování tepla (HRR), celkové uvolněné teplo (THR), průměrná specifická rychlost ztráty hmoty (MLR), průměrná rychlost uvolňování tepla až 180 s (od iniciace), spalné teplo (HOC) Klíčová slova: požární vlastnosti, WPC, termoplastová lepená dřevotřísková deska, kónický kalorimetr Introduction Production of wood derived boards makes a significant branch of woodworking industry. The boards are made for building purposes and used for furniture production mainly. The boards used as interior decorations, insulation, construction and lining elements must comply not only with high strength but with high fire resistance requirements also. Today, buildings and building materials must comply with high fire safety requirements. The new buildings and the existing ones must comply with the conditions as provided by fire protection regulations. 1

2

Ph.D., The Main School of Fire Service, Słowackiego 52/54 Street, 01-629 Warsaw, Poland, e-mail: [email protected] Ph.D., Warsaw University of Life Sciences, Nowoursynowska 166 Street, 02-787 Warsaw, Poland, e-mail: [email protected] 45

As far as fire safety is concerned, the materials used for building industry should be characterized by low combustion heat, low smoking intensity in fire conditions and toxicity of combustion products should be leas possible. Producers of wood derived building elements do their utmost to ensure full safety by realization of the goals as mentioned above. To cope with various requirements and expectations, more and more new wood derived materials production technologies are come into being. Wood derived composites, joining wood with non wood materials, are one of the directions aimed at by woodworking industry. WPC (Wood Plastic Composites) are most widely used [1 - 9]. These are materials made on the basis of joining wood particles with thermoplastics. The WPC production market becomes more and more developing. The plastics used for this technology come from post production waste frequently. The production of WPC composites is thus quite substantial for protection of natural environment. In general it can be stated that WPC are characterized by low production costs, adequate strength and rigidity, biodegradation capacity, renewability and flexibility used during processing. WPC production process proceeds at two stages: (1) joining wood particles, thermoplastics and additional substances into uniform mixture, (2) forming a ready products from prepared mixture. The raw materials needed for WPC production are primary or recycled thermoplastics (polyethylene, polypropylene, polystyrene, polyvinyl chloride) [1 - 2]. Selection of thermoplastics depends on specific application of the product. Typical WPC is made during processes, applied in production of plastics, i.e extrusion or injection. Thermoplastics bonded particleboards can be made basing on the idea of WPC composites also. These are characterized by properties similar to WPC composites on one hand and to production of typical wood materials as far as technological process is concerned on the other. Composite materials, joining wood particles and thermoplastics (WPC or their derivatives) have not been widely used in Poland for building yet. To make it happen so, various scope of research is needed to confirm the properties adequate to start commercial production. Experimental Data Traditional particleboards (glued with urea-formaldehyde resin) and single layer thermoplastic bonded particleboards, i.e. polyethylene (PE) and polypropylene (PP) have been used for experiments. The boards have been made at Department of Wood Based Panels, Faculty of Wood Technology, Warsaw University of Life Sciences - SGGW. The PE and PP bonded particleboards were made with weight ratio of 30 % thermoplastics and 70 % pine chips, generated in industrial conditions of particleboard factory. Mixing of the components ( thermoplastic + wood chips) and formation of the boards was made manually with the use of a special mould. Compression was carried out by one shelf press, maintaining the following parameters: 1. 2. 3. 4.

pressing time: 10 min. pressing unit pressure: 2.5 MPa pressing temperature: 190 degrees C cooling time (in a cold mould with assumed unit pressure): 10 min.

The boards were conditioned after manufacturing, in laboratory conditions, for 7 days and then samples for further examinations were taken. Experimental test were conducted accordance with ISO 5660-1 [10] (Fig. 1 and 2) in the Institute of Combustion and Fire Theory of the Main School of Fire Service in Warsaw. 46

During tests, the following parameters were determined: time to ignition (TTI), heat release rate (HRR), total heat release (THR), average specific mass loss rate (MLR), average heat release rate to 180 s (from initiation), heat of combustion (HOC).

 

Fig.1: Cone calorimeter

Fig.2: The frame with burning of sample

The tests were conducted in accordance ISO 5660-1 on samples with dimensions of 100 mm x 100 mm x 10 mm (100 mm x 100 mm x 18 mm The tested material was mounted on a metal frame. The samples were affected by the external heat flux (infrared radiator) of 30, 50 i 70 kW/m with spark igniter. Results The results are presented in fig. 3 - 8 and tab. 1.

 Fig. 3: Heat Release Rate of WPC; external heat flux 30 kW/m2

47

 Fig. 4: Total Heat Release Rate of WPC; external heat flux 30 kW/m2

 Fig. 5: Heat Release Rate of WPC; external heat flux 50 kW/m2

 Fig. 6: Total Heat Release Rate of WPC; external heat flux 50 kW/m2

48

 Fig. 7: Heat Release Rate for WPC; external heat flux 70 kW/m2

 Fig. 8: Total Heat Release Rate for WPC; external heat flux 70 kW/m2 Conclusions From the above plots and table, the following conclusions could be drawn: 1. During tests it has been observed that the traditional particle boards are ignited and sustain flames after a longer period in comparison with the WPC materials. It is especially noticeable for exposures to the radiative heat flux of 30 kW/m2. 2. The analysis of HRR history (fig. 3-8) indicates that independently from the sample tested, there are two maximum peaks on the plot. The time to reach first peak is generally similar for all tested materials. 3. Materials with synthetic additions are showing higher HRR values when compared to traditional particle boards regardless to the level of the radiative heat flux applied. 4. Analysing the duration of the flaming combustion it can be stated that the combustion was sustained for longer periods in case of WPC materials. 5. The average heat of combustion in case of WPC samples was higher by 60 - 100 % when compared to the traditional particle board. 6. The highest amount of the total heat released was observed for samples with addition of PE regardless of the radiative heat flux applied. 49

Table 1:

Average values of thermokinetic parameters for research materials according to cone calorimeter tests Parameter

Unit External Heat of Flux 30 kW/m2 Control particle-board Time to ignition (TTI) s 85 2 Average mass loss rate (MLR) g/sm 9,76 2 104,50 Average HRR T 180 kW/m Average Heat of Combustion (HOC) MJ/kg 10,75 External Heat of Flux 50 kW/m2 Time to ignition (TTI) s 27 2 Average mass loss rate (MLR) g/sm 8,77 2 Average HRR T 180 kW/m 130,75 Average Heat of Combustion (HOC) MJ/kg 11,63 External Heat of Flux 70 kW/m2 Time to ignition (TTI) s 10 12,26 Average specific mass loss rate (MLR) g/sm2 Average HRR T 180 kW/m2 168,03 Average Heat of Combustion (HOC) MJ/kg 11,04

Material PE/wood

PP/wood

62 4,99 157,11 18,55

52 5,40 147,46 16,02

22 6,01 173,47 18,88

18 7,65 191,30 18,99

10 8,57 230,83 19,95

10 10,08 239,84 17,88

References [1]

[2]

[3] [4]

[5] [6]

[7] [8]

[9] [10]

Borysiuk P., Mamiński M., Niecewicz D., Boruszewski P., Zado A.: Waste thermoplastics as binders for green and recycled wood bonding in particleboard manufacturing, International Panel Products Symposium, 2008. Borysiuk P, Pawlicki J, Nicewicz D 2006: New types of raw materials in technologies of wood-based materials, Proceedings of COST Action E44-49 Wood Resources and Panel Properties, Valencia, pp. 277-281. Clemons C.: Wood-plastic composites in the United States: the interfacing of two industries, Forest Product Journal, 2002; 52 (6): pp.10-18. White R.H., Dietenberger M.A., Stark N.M.: Cone calorimeter tests of wood-based decking materials, In: Proceedings eighteenth annual BCC conference on flame retardancy. Stamford. CT; May 21-23, 2007, pp. 326-337. Borysiak S., Paukszta D., Helwig M.: Flammability of wood - polypropylene composites, Polymer Degradation and Stability, 91 (2006) pp. 3339 - 3343. Wang Y.C., Wong P.M.H., Kodur V.: An experimental study of the mechanical properties of fibre reinforced polymer (FRP) and steel reinforcing bars at elevated temperatures, Composites Structures, 80 (1), pp. 131-140. Pritchard G.: Two technologies merge: wood plastic composites, Reinforced Plastics 6 (2004), pp. 26-29. Tangram Technology, Wood-plastic composites a technical review of materials, processes and applications, Tangram technology Ltd. Forest Products Laboratory, Wood–Plastic Composites, Tech line; 2002, COM-1 01/04. Youngquist J.A, Myers G.E, Muehl J.H, Krzysik A.M: Composites from recycled wood and plastic, Report prepared for US Environmental Protection Agency, Cincinnati, Clemons CM (1994). ISO 5660-1: 2002: Fire Tests - reaction to fire. Part 1: rate of heat release from building products (cone calorimeter). 50

Šárka KROČOVÁ1 ZVÝŠENÍ POŽÁRNÍ BEZPEČNOSTI ZASTAVĚNÝCH ÚZEMÍ INCREASE IN FIRE SAFETY OF BUILT-UP AREA Abstrakt Přípravu na potenciální požární nebezpečí zastavěných území je nutné zvažovat již při výstavbě objektů a technické infrastruktury měst a obcí. K nejdůležitějším subjektům technické infrastruktury patří z požárního hlediska distribuční sítě vodovodů pro veřejnou potřebu. Význam tohoto zařízení se zvyšuje v oblastech s nedostatkem povrchových vod a v mimořádných podmínkách. Spolu s útvary hasičských záchranných sborů a jejich technickým vybavením rozhoduje často o lidských životech a výši materiálních škod. Ve standardních podmínkách zpravidla není problém zajistit dostatečných průtok vody pro požární odběrní místa. Při haváriích na vodovodní síti, nebo nedostatku vody v systému, se může situace rychle změnit. Na danou situaci musí být připravena nejen města a obce, ale i jednotky požární ochrany HZS. Jak daná přírodní a antropogenní rizika rozpoznat a eliminovat na přijatelnou technickou úroveň, naznačuje text příspěvku. Klíčová slova: vodovodní síť, vodní zdroje, přírodní nebezpečí, antropogenní nebezpečí, zranitelnost systému, požární odběrní místa Abstract The fire and rescue service is undoubtedly one of the best organised functional units of the state. Its importance still increases in case of incident occurrence. The preparation for the occurrence and control of an incident is always desirable. In the majority of cases, the preparation is carried out in the framework of civil emergency preparedness of various subjects that may influence the security of territorial units and their infrastructures. It is potable and firefighting water distribution systems in towns and municipalities that belong to the most significant systems in relation to the fire and rescue service. Their optimum function can very often decide about the health and life of citizens and simultaneously the amount of material damage caused by fires. In the case of simultaneous occurrences of two or more incidents in the public and the technical infrastructure, a critical situation endangering the standard expected activity of intervening brigades may arise. The text of the contribution shows how to determine and eliminate the given natural and anthropogenic risks to an acceptable level. Key words:

1

water supply network, water sources, natural hazards, anthropogenic hazards, system vulnerability, fire fighting water consumption points

doc. Ing., Ph.D., VŠB - TU Ostrava , Fakulta bezpečnostního inženýrství, Lumírova 13, 700 30 Ostrava Výškovice, e-mail: [email protected]

51

Úvod Rozmanitost technické infrastruktury předurčuje i její složitost. S velikostí města nebo obce a její vyšší občanskou, technickou a obchodní vybaveností, se zvyšuje i riziko negativního dopadu na jejich uživatele. K snížení rizika je v podmínkách České republiky usnesením Bezpečnostní rady státu vyjmenováno 9 oblastí, které jsou definovány jako kritická infrastruktura. Mezi subjekty kritické infrastruktury jsou i vodárenské systémy vodovodů pro veřejnou potřebu. Důležitost jednotlivých kritických infrastruktur je do jisté míry dána i tím, jak daná infrastruktura může ovlivnit své okolí, zejména pak ostatní infrastruktury. Dodávka pitné a požární vody má v reálném prostředí měst a obcí mimořádný význam a dopad. Na výrobě a distribuci vody jsou závislé nejen domácnosti, ale především veřejné služby, výroba potravin, a v lokalitách bez vhodných povrchových zdrojů i požární bezpečnost občanských staveb, průmyslových objektů a objektů v nových průmyslových zónách. V běžných podmínkách spotřebitelé zpravidla nevnímají problematiku spojenou s výrobou a distribucí pitné vody. Tato činnost je trvale monitorována nejen z hlediska technickoprovozního, ale především z hlediska trvalého udržení kvality a čerstvosti vody. Ve vodárenství se může situace rychle a bez předchozího varování změnit vlivem působení přírodního nebo antropogenního nebezpečí. Změnu může způsobit i ztráta kontroly nebo výpadky těchto systémů. V této fázi musí nastoupit nouzová řešení. Aby byla úspěšná, je nutné včas se na ně připravit v celé škále hrozících rizik. O která základní rizika se jedná, naznačuje následující příspěvek. Stanovení úrovně civilní nouzové připravenosti ve vodním hospodářství a požární bezpečnosti zastavěných území Je všeobecně známou skutečností, že voda velmi ráda do sebe přijímá různé látky. V této základní vlastnosti vody je i vysoké riziko její zranitelnosti. Vzhledem k tomu, že na dodávkách pitné vody z vodovodů pro veřejnou potřebu je v České republice závislých cca 92,7 % obyvatel státu [1], provoz veřejné infrastruktury i požární bezpečnost významných zastavěných území, je nutné se na potenciální vznik mimořádné situace předem připravit. Jednu z celé řady možností nabízí následující schéma. MU

příprava na mimořádné situace

bezpečnostní systém

řešení mimořádných situací

Obrázek 1: Pojetí managementu mimořádných situací v ČR [2] Vodní hospodářství a specificky výroba a distribuce pitných vod pro spotřebitele a současně i vod určených k hašení požárů prostřednictvím vodovodů pro veřejnou potřebu, především v městských aglomeracích, má mimo základních vlastností vody, i řadu dalších rizikových příčin uvedených v tabulce 1, které mohou vést ke vzniku krizové situace.

52

Pro každou zásobovanou oblast závislou na dodávkách pitné a požární vody je vhodné v rámci krizové připravenosti vypracovat seznam, které z přírodních nebo antropogenních nebezpečí systému hrozí a přijmout k potenciální hrozbě přiměřená opatření. Situace menšího rozsahu bude zpravidla řešit příslušný subjekt vodovodů. Pokud však dojde k rozsáhlé mimořádné události, která bude spojena s přerušením dodávek pitné a požární vody velkého rozsahu převyšující možnosti vodárenské společnosti, bude nouzové zásobování vodou (dále NZV) zajišťováno jen cestou vyhlášení krizového stavu. Většina současných scénářů zajišťování NZV neřeší uceleně celý komplex problémů, ale pouze některé jeho části. Velkým, dosud dostatečně neřešeným problémem, je zajištění přímých dodávek pitné vody specifické veřejné a výrobní infrastruktuře a dodávky vody pro požární odběrní místa, především v místech s absencí povrchových zdrojů vody. I přes uvedený nedostatek se postupně od roku 1997 připravuje řada opatření s cílem snižujícím riziko nutnosti nouzového zásobování postiženého obyvatelstva. Jedním ze základních opatření je vytvoření dostatečného zákonného rámce umožňujícího státu organizovat přípravu na řešení mimořádných situací. Tabulka 1: Příčiny vedoucí k vzniku mimořádných situací Primární přírodní a antropogenní děje 1 Extrémní dlouhotrvající sucha

2 Rozsáhlé povodně, kontaminace povrchových nebo podzemních vod 3 Kontaminace a změna kvality akumulované pitné a požární vody ve vodojemech 4 Kontaminace vnitřních stěn liniových staveb

5 Přerušení dodávek energií podmiňujících výrobnědistribuční činnost

6 Klimatické změny působící na vodní hospodářství

Sekundární dopady na veřejnou infrastrukturu Snížení hladin podzemních zdrojů a užitného obsahu vody v povrchových zdrojích Extrémní zhoršení možnosti upravitelnosti vody nebo vyloučení její upravitelnosti Okamžité přerušení odtoku vody do spotřebiště a následné částečné, popř. úplné přerušení její distribuce Přerušení nebo neobnovení dodávek vody do části zastavěného území a nutnost zajištění nouzového zásobování vodou U výtlačných systémů a po vyčerpání akumulací nutnost zajištění nouzového zásobování vodou

Riziko redukce dodávek vody do spotřebišť a vyhlašování regulačních stupňů

Vliv na požární bezpečnost území Při zvýšeném riziku požárů, nebezpečí snížení hydraulické účinnosti vodovodní sítě Riziko dlouhodobého vyřazení části, nebo všech požárních odběrních míst Riziko krátkodobého, popř. střednědobého vyřazení části požárních odběrních míst Riziko krátkodobého, popř. střednědobého vyřazení části požárních odběrních míst

Krátkodobé (cca několik hodin), vyřazení požárních odběrních míst u vysokotlakých a výtlačných distribučních systémů, včetně požárních odběrních míst Vysoké riziko přerušování dodávek vody v distribučním systému, redukce hydrodynamických tlakových hladin u požárních odběrních míst

Legislativa při řešení krizových situací ukládá státním a samosprávným orgánům a vybraným právnickým osobám mimo jiné i povinnost v rámci krizového plánování vypracovat: • Krizové plány • Plány krizové připravenosti • Havarijní plány

53

Krizové plány Krizový plán kraje a určené obce zpracovaný v rozsahu stanoveném zákonem č. 240/2000 Sb., o krizovém řízení [7] a navazující na zákon 241/2000 Sb., o hospodářských opatřeních pro krizové stavy [8], musí v oblasti vodního hospodářství integrálně navazovat na zákon č. 274/2001 Sb., o vodovodech a kanalizacích pro veřejnou potřebu [9] a jejich technických možnostech podílet se na řešení krizových situací. Pro zvládnutí situace je vhodné vždy v krizových plánech mimo jiné posoudit a znát: • aktuální technické možnosti vodárenského systému a jeho reakci na vznik mimořádné události, • využitelné zásoby surové a pitné vody pro potřeby NZV, • rozsah prostředků pro celkové zajištění NZV prostřednictvím Služby nouzového zásobování vodu (SNZV), • dobu aktivace prostředků SNZV, • rozsah, potřeby a technické podmínky dodávky pitné vody pro zdravotní služby, výrobu potravin a další veřejné služby v posuzovaném regionu, • počet udržitelných požárních odběrních míst a jejich kapacitu, • způsob zajištění ochrany vodních zdrojů a výdejních míst NZV, • finanční a materiální zabezpečení činnosti NZV. Plány krizové připravenosti Plány krizové připravenosti vypracovávají vodárenské společnosti především na vyzvání orgánů krizového řízení. Musí navazovat na krizové plány kraje a posuzované obce nebo množiny obcí. Je však vhodné, aby každá vodárenská společnost, i když není vyzvána k vypracování plánů krizové připravenosti, daný plán měla k dispozici. Nepřipravenost, nebo spoléhání na improvizaci, je velmi riskantní a v konečném důsledku vede často k opomenutí řady důležitých preventivních opatření. Plány krizové připravenosti vodárenských subjektů by měly obsahovat zejména následující náležitosti: • komplexní strategické posouzení vodárenského systému a jeho možností, • vyhodnocení slabých a silných stránek vodních zdrojů, • vyhodnocení slabých a silných stránek distribučních systémů pitných a požárních vod, • podrobnou znalost hydraulické účinnosti sítě, nebo jejich významných částí, ve standardním prostředí a při nedostatku vody, • způsob zajištění NZV pro obyvatelstvo, • způsob zajištění nouzových dodávek vody při nedostatku vody v systému ve vztahu k hydraulické účinnosti vodovodní sítě pro vybrané strategické subjekty definované v krizových plánech kraje a posuzované obce, • způsob zajištění sjednaného minimálního množství vody pro požární odběrní místa v předem definovaných a zaručených tlakových hladinách, • v případě požadavků Hasičského záchranného sboru určení náhradních vhodných odběrů surové vody z vodárenských zdrojů, • způsob zajištění ochrany vodních zdrojů vlastními prostředky, popř. sjednanou kooperaci v rámci krizových plánů, 54

• finanční a materiální zabezpečení činností vyplývající z plánů krizové připravenosti, • způsob vyhlášení a ukončení činnosti. Havarijní plány Havarijní plánování vyplývá vodárenským společnostem ze zákona o vodách [10] a zákona o vodovodech a kanalizacích pro veřejnou potřebu [9]. Každá vodárenská společnost musí být připravena řešit havárie, zajišťovat opatření k nápravě a haváriím předcházet. Ne vždy a ne každá tomuto zákonnému opatření věnuje dostatek energie. Mimo jiné musí řadě taxativně vyjmenovaným subjektům vždy hlásit jakékoliv přerušení nebo omezení dodávky vody2. Reálně k nejdůležitějším patří jednotky požární ochrany. Opomenutí této povinnosti může způsobit zbytečnou časovou ztrátu při požárním zásahu a zvýšení hmotných škod způsobených požárem. Důležitým opatřením z hlediska zajištění dodávky spotřební a požární vody u „bezprizorních“ vodárenských systémů pitných vod, je možnost nařídit na omezenou dobu povinnost veřejné služby3. Tímto institutem lze správním rozhodnutím překlenout rizika, že spotřebitelé nebo požární odběrní místa nebudou mít odbornou správu a vedení. Taktéž veřejnou službu lze využít z hlediska práva i pro řešení krizových situací na úseku nouzového zásobování pitnou vodou, pokud některý ze současných provozovatelů ztratí schopnost řešit havarijní situace. Možnosti vodohospodářských subjektů zabezpečujících dodávky požární vody Ve standardních podmínkách není zpravidla technickým problémem zabezpečit na hydrantové síti, výtokových stojanech, plnicích místech a požárních rozvodech vody vnitřních vodovodů požadované nebo sjednané množství vody o dostatečném hydrodynamickém tlaku. Nedostatky se mohou vyskytovat pouze vlivem nevhodně umístněného požárního odběrního místa (nedostatečné DN potrubí ve vztahu k požadavku na odběr vody, vnitřní inkrustace, snížená průtočnost vody vlivem technických závad potrubí). Vážný problém zajištění Obrázek 2: Základní schéma vyráběné pitné a požární vody dostatku požární vody může nastat po vniku různých druhů vodovodů pro veřejnou potřebu mimořádné události, především 2 3

§ 9 odst. (5) zákona č. 274/2001 Sb. § 22 odst. (2) zákona č. 274/2001 Sb.

55

při kombinaci nedostatku vody ve zdrojích a vysokých ztrátách vody v distribuční síti. Velmi často se obě veličiny posuzují samostatně nebo se ztráty vody v distribučních systémech neberou v úvahu. Jedná se o zásadní chybu. Správná úvaha musí vycházet obrázku 2 [3]. Je nutné si vždy uvědomit, že pro spotřební a požární účely máme k dispozici pouze množství vody znázorněné na obrázku. Nejvyšším rizikem výkonnosti systému (objemu přepravované vody a hydrodynamického tlaku), jsou skryté úniky vody do podloží nebo kanalizačních řadů. Při předpokládané nižší kapacitě náhradního zdroje, nebo jeho úplné absenci, mohou v průběhu velmi krátké doby způsobit úplné vyprázdnění akumulací a následně i vyřazení z provozu všech požárních odběrních míst. Pro snížení tohoto nebezpečí je vhodné vypracovat analýzu zranitelnosti systému dodávky pitné a požární vody. Analýza zranitelnosti Analýzu zranitelnosti libovolného subjektu kritické infrastruktury, v tomto případě výrobně-distribučních systémů vodovodů pro veřejnou potřebu, lze vytvořit na základě příslušné metodiky. Metodiku lze použít na celý systém nebo jeho ucelené funkční části. Její princip spočívá v posuzování aspektů uvedených na obrázku č. 3, včetně všech vazeb a souvislostí. Analýza relevance

Analýza nákladů

Analýza zranitelnosti

Analýza rizik

Analýza ohrožení

Analýza užitků

Možnosti minimalizace škod

Rozhodnutí

Obrázek 3: Schéma managementu rizika [upraveno dle 4] Z výsledků analýz se následně stanoví výsledné riziko, respektive úroveň zabezpečení prvků posuzované kritické infrastruktury. Zobrazený proces managementu rizika může být použit jako celek nebo z něj jen vybrané části. Jedním ze základních předpokladů úspěšnosti je vypracování kontrolních seznamů zranitelnosti systému strukturované pro jeho všechny rozhodující procesy, viz ukázka tabulky možných dotazů a odpovědí.

56

Tabulka 2: Kontrolní seznamy zranitelnosti vzájemné závislosti [5] 1.1 1.1.1 1.1.2 1.1.3

1.1.4 1.1.5 1.1.6 1.1.7

VZÁJEMNÉ ZÁVISLOSTI Řízení ochrany kvality surové podzemní a povrchové vody Ano Je zdrojem surové vody zařízení s minimálním rizikem vyřazení a dopadem na zásobovanou oblast? Je zdrojem surové vody zařízení s vyšším rizikem vyřazení a přerušení dodávky vody pro zásobovanou oblast? Je zdroje surové vody zařízení s vyšším rizikem vyřazení a přerušení dodávky vody pro zásobovanou oblast, ale možnostmi nouzového zásobování vodou (NZV) z jiných ekvivalentních zdrojů Má zdroj vody více odběrných míst s ekvivalentní kapacitou ke spotřebišti? Lze zajistit zdroj proti vyřazení z provozu vojenskými nebo teroristickými prostředky? Je vodní zdroj dostatečně chráněn před různými druhy neúmyslné kontaminace? Má technologická část zdroje vody náhradní zdroj el. energie?

Ne

Poznámka

Tabulka 3: Hodnocení kontrolního seznamu [5] Hodnocení kontrolního seznamu - kladné odpovědi Méně než 64 % 65 - 74 % 75 - 84 % 85 - 94 % 5 4 3 2

95 - 100 % 1

Jednotlivé kontrolní seznamy jsou postaveny na kladných odpovědích. Výsledky zpracujeme tak, že sečteme kladné odpovědi jedné oblasti a vypočteme procento kladných odpovědí a z hodnotící tabulky uvedené za každým seznamem přiřadíme odpovídající počet bodů. Výsledná hodnota se pak bude pohybovat v intervalu 1 - 5. Dle dosažené hodnoty pak uvažujeme nad mírou zranitelnosti posuzovaného systému. Měřítko hodnocení zranitelnosti znázorňuje následující závěrečná tabulka. Tabulka 4: Měřítko hodnocení relevance Úroveň relevance Velmi vysoká Vysoká Střední Nízká Zanedbatelná

5 4 3 2 1

Upraveno podle: [6] Eliminace rizik vyřazení nebo snížení účinnosti požárních odběrních míst Pro zvýšení požární bezpečnosti zastavěných území a bodových subjektů v extravilánech jednotlivých katastrů měst a obcí, je vhodné mimo dostatečného plánování a přípravy na mimořádné situace provádět i řadu technicko-provozních opatření. K základním opatřením lze zařadit: • matematické modelování, • hydraulická měření veličin.

57

Matematické modelování Je velmi vhodné použít u nových nebo rekonstruovaných vodovodních sítí, u kterých je zcela bezpečně znám druh trubního materiálu a drsnost v nitřních stěn potrubí, bez inkrustace. Je vhodné je provést případech, kdy nebylo součástí projektu. U starších a starých sítí často nemá vodárenská společnost dostatek přesných informací o skutečném technickém stavu potrubí, především inkrustaci vnitřních stěn, a pokud s ní v dostatečné míře zpracovatel matematického modelu nepočítá, může výrazně zkreslit následně dosahované výsledky. Z daného důvodu je vhodné kalibrovat výpočet prostřednictvím zátěžových zkoušek odběrních míst za současného měření protékajícího množství vody, rychlosti proudění a on-line měření a vyhodnocování tlakových hladin. Při dodržení uvedených zásad provozovateli vodárenského systému a následně dostatečně průkazně i Hasičskému záchrannému sboru odpoví na otázku, s jakým množství požární vody lze při odběru počítat, jaké budou hydrodynamické tlaky při odběru z jednoho nebo více míst současně. Tímto způsobem lze na vodovodní síti nalézt i optimální místa pro vybudování výtokových stojanů nebo plnících míst bez rizika, že odběry pro cvičné, případně skutečné požáry, výrazně negativně ovlivní kvalitu vody v distribučním systému za mez, kterou musí za všech okolností splňovat. Hydraulická měření veličin Bez hydraulického periodického měření veličin by nemělo být na vodovodní síti žádné požární odběrní místo. Nelze považovat za dostatečné opatření pro požární bezpečnost zastavěných území pouze vybudování hydrantové sítě, případně jiných typů odběrních míst, bez opakovaného ověřování jejich skutečné účinnosti. Velmi často vodárenské společnosti, nebo jiní majitelé vodovodů pro veřejnou potřebu, zjednodušují kontrolu požárních odběrních míst na pouhá vizuální zjištění technického stavu, popř. základní funkci odběrného místa. Při reálné potřebě odběru vody jednotkami požární ochrany je často zjišťováno, že daný hydrant nedodává očekávané množství vody nebo dochází k enormnímu poklesu hydrodynamického tlaku vody. Tato rizika vznikají především u větevných systémů, u řadů nižších dimenzí a vodovodních řadů ve špatném technickém stavu vlivem stáří potrubí. Je vhodné si uvědomit, že celkově je vodovodní síť v ČR, především ve městech, na hranici zenitu předpokládané životnosti, nebo již za ním. Při nedostatku finančních prostředků na obnovu sítě bude nejméně dvě desetiletí trvat přiměřená náprava. V tomto mezidobí ještě výrazněji roste potřeba skutečné znalosti hydraulické účinnosti sítě a požárních odběrných míst. Zkoušky mohou prokázat pozitivní i negativní hodnoty, viz následující obrázky 4 a 5. Hydraulické zkoušky je vhodné provádět nejen u podzemních nebo nadzemních hydrantů, ale rovněž u výtokových stojanů a odběrných míst, zvláště případech, kdy tato odběrní místa jsou vybudována na poddimenzovaných vodovodních řadech nebo v místech s nižšími hydrodynamickými tlaky vody. Pro poměrně vysoká odběrová množství (min. 35 l.s-1, 60 l.s-1) a obtížnost mobilního měření, je vhodné pro daná měření využívat základní monitorovací objekty zón nebo sektorů s rozšířeným dočasným mobilním měřením tlakových hodnot v bezprostředním okolí prováděného kontrolního odběru požárního množství vody.

58



Legenda: požární odběr [l.s-1] uzlový bod [MPa] kontrolní bod č. 1 [MPa] kontrolní bod č. 2 [MPa] Obrázek 4: Optimálně zvolené požární odběrní místo



Legenda: požární odběr [l.s-1] uzlový bod [MPa] kontrolní bod [MPa] Obrázek 5: Nevhodně zvolené požární odběrní místo

59

Závěr Předcházet nepředvídaným problémům s nedostatkem vody k hašení rozsáhlých požárů se vyplatí nejen majitelům objektů se zvýšeným ohrožením vzniku požáru, ale všem zainteresovaným orgánům a organizacím. Jak vyplývá z příspěvku, je vhodné pro snížení rizika postupovat systematicky od důkladné rozvahy, jaká rizika hrozí zastavěným územím při různých situacích přes přijímání optimálních preventivních opatření k snížení rizika, až po ověřování, zda přijatá opatření skutečně mohou splňovat a splňují očekávaný efekt. Zbytečné chyby ohrožují nejen majetek, ale často i zdraví a životy lidí, což odpovědný orgán nebo organizace nesmí dopustit. Příspěvek zpracován v rámci projektu Ministerstva vnitra ČR VD200620010A06. Literatura [1] [2] [3] [4]

[5] [6]

[7] [8] [9] [10]

Svaz vodního hospodářství v ČR, [online], [cit. 2010.03-15], dostupné z: . Šenovský, M. a kol. autorů: Zranitelnost kritické infrastruktury, SPBI Spektrum, Ostrava 2008, ISBN: 978-80-7385-058-6. Kročová, Š.: Veřejné vodovody v rámci připravenosti na mimořádné situace. Požární ochrana. 2009, roč. VXIII, č. 1, s. 264-271. ISSN: 1803-1803. Spezialschutzkonzept für die Kritische Infrastruktur Öffentliche Wasserversorgung, Leitfaden und Risikomanagement Konzept für Unternehmen, Bundesamt für Bevölkerungsschutz und Katastrophenhilfe, Bonn, 85 p., 1. Ausgabe Oktober 2005. Kročová, Š.: Strategie dodávek pitné vody, SPBI Spektrum, Ostrava 2009, ISBN: 97880-7385-072-2. Chipley, Michael et al,: Risk Management Series Reference Manual to Mitigate Potential Terrorist Attacks Against Buildings, FEMA (Federal Emergency Management Agency), US Department of Homeland Security, Eigenverlag, Dezember 2003, Seite 1- 5. Zákon č. 240/2000 Sb., o krizovém řízení a o změně některých zákonů (krizový zákon), ve znění pozdějších předpisů. Zákon č. 241/2000 Sb., o hospodářských opatřeních pro krizové stavy a o změně některých zákonů, ve znění pozdějších přepisů. Zákon č. 274/2001 Sb., o vodovodech a kanalizacích pro veřejnou potřebu a o změně některých zákonů, ve znění pozdějších předpisů. Zákon č. 254/2001 Sb., o vodách a o změně některých zákonů (vodní zákon), ve znění pozdějších předpisů.

60

Eva MRAČKOVÁ1 STANOVENIE DOLNEJ MEDZE VÝBUŠNOSTI 1 - BUTANOLU VO VÝBUCHOVEJ KOMORE VK 100 NA TU VO ZVOLENE, DF, KPO DETERMINATION OF LOWER EXLOSIVE LIMIT 1 - BUTANOL IN THE EXPLOSIVE CHAMBER VK 100 AT THE TECHNICAL UNIVERSITY IN ZVOLEN, FACULTY OF WOOD SCIENCES AND TECHNOLOGY, DEPARTMENT OF FIRE PROTECTION Abstrakt V článku je predstavené nové zariadenie VK 100, v ktorom sme stanovili dolnú medzu výbušnosti vybranej horľavej kvapaliny 1- Butanolu. Najprv boli vykonané výpočty objemu horľavej kvapaliny potrebné pre stanovenie LEL a následne experimentálne bola stanovená dolná medza vyýbšnosti 1-butanolu a vzájomne porovnané. LEL 1- butanolu je 1,4 obj. %. Kľúčové slová: výbuchová komora, dolná medza výbušnosti, pary horľavej kvapaliny Abstract There is introduced a new machinery VK 100 in the paper, in that machinery we set lower explosive limit of the chosen flammable liquid 1 - butanol. Firstly, there were calculations of volume of flammable liquid needed to set LEL carried out. Next, there was lower explosion limit 1 - butanol determined experimentally. They were compared with each other. LEL of butanol is 1.4 of volume %. Key words: explosive chamber, lower explosive limit, flammable liquids vapours Úvod Stanovenie dolnej medze výbušnosti (LEL) má mimoriadny význam k posúdeniu nebezpečenstva explózie vo vnútri technologických systémov, kde sa vyskytuje výbušná atmosféra tvorená z pár horľavých kvapalín so vzdušným kyslíkom. Znalosť hodnoty LEL sa bezprostredne využíva k určeniu prostredia s ohľadom na nebezpečenstvo požiaru či výbuchu pár horľavých kvapalín podľa STN EN 1127-1 Výbušné atmosféry. Základné poznatky o výbuchu K výbuchu dôjde za predpokladu, ak je k dispozícii uzavretý priestor, v ktorom sa vyskytuje v potrebnej koncentrácii jemne rozptýlená horľavá látka v zmesi s oxidačným prostriedkom a musí byť prítomný aj dostatočne silný iniciačný zdroj. Horľavou látkou môže byť horľavý plyn, para alebo hmla horľavej kvapaliny, rozvírený horľavý prach alebo kombinácia týchto látok nazývaná hybridnou zmesou [1]. 1

Ing., PhD., Technická Univerzita vo Zvolene, Drevárska fakulta, T. G. Masaryka 2117/24, 960 53 Zvolen, Slovenská republika, e-mail: [email protected]

61

Meracia metóda stanovenia dolnej medze výbušnosti je založená na schopnosti pár horľavých kvapalín so vzduchom explozívne horieť po vznietení iniciačným zdrojom. Dolná medza výbušnosti je najnižšia koncentrácia zmesi pár horľavých kvapalín s okysličovadlom, ktorá umožňuje šírenie explozívneho horenia. Tvorí rozhranie medzi zmesou výbušnou a nevýbušnou. Je to číslo udávajúce najmenšie množstvo homogénne rozptýlenej horľaviny v okysličujúcom prostredí (vzduchu), ktoré môže po iniciovaní dostatočne silnou iniciáciou vyvinúť toľko tepla, ktoré je schopné zapaľovať ďalšie nezreagované vrstvy zmesi. Tento svojvoľný proces sa rozširuje v celom objeme, v ktorom je zmes vytvorená. Hodnota dolnej medze výbušnosti sa udáva v obj. %. [1] Množstvo výbušnej zmesi Hustota zmesi pár horľavej kvapaliny so vzduchom je daná tlakom pár kvapaliny, ktoré závisia na teplote. Plyny a pary kvapaliny, ktoré majú menšiu hustotu ako vzduch, stúpajú hore tým rýchlejšie, čím menšiu hustotu majú. Pritom sa postupne miešajú so vzduchom. Difúzny koeficient určuje množstvo výbušnej zmesi v uzavretom priestore iba vtedy, ak v tomto priestore nie je prúdenie vzduchu. Pri prúdení vzduchu je ovplyvnený najmä konvekciou. Vytváranie výbušnej atmosféry ovplyvňujú pracovné podmienky, ak je látka v uzavretom priestore a či je tu možnosť úniku látky a tiež odvetranie a priestorové usporiadanie, napr. s prítomnosťou horľavých látok a zmesami je nutné počítať v miestach, ktoré nie sú dostatočne odvetrané, napr. jamy, kanály a šachty. Pri plynoch a parách aj malý pohyb vzduchu (prirodzený ťah, pohyb osôb) môže spôsobiť premiešanie horľavej látky so vzduchom [2]. Pri kvapalinách má vplyv na vytváranie výbušnej zmesi veľkosť výparnej plochy a pracovná teplota. Vzťah medzi technicko-bezpečnostnými parametrami Medze výbušnosti vyjadrujú výbušnosť nasýtených pár horľavej kvapaliny a sú to teploty, pri ktorých sa v uzavretom priestore vytvorilo dostatočné množstvo pár horľavej kvapaliny, ktoré dosiahli koncentračnú medzu výbušnosti.

Koncentrácia [obj.%]

Tlak nasýtených Horná medza pár výbušnosti - UEL

Hmla

Pary

Doln medza výbušnosti - LEL DTMV HTMV

Teplota [°C]

Obrázok 1: Rozsah výbušnosti pár horľavých kvapalín Pri horľavých kapalinách vzniká na základe povrchovej teploty priama súvislosť medzi parciálnym tlakom a koncentráciou horľavej kapaliny. Koncentrácia horľavej kapaliny, respektive parciálny tlak sú funkcie teploty znázornené krivkou tlaku nasýtených pár (obrázok 1).

62

Každej teplote je priradená určitá koncentrácia v objemových percentách dolnej a hornej medze výbušnosti a označujú sa ako dolná respektive horná teplotná medza výbušnosti (DTMV a HTMV). Vyparovanie kvapalín do nepohyblivého prostredia Pri vyparovaní horľavej kvapaliny do nepohyblivého prostredia sa jedná o molekulárnu difúziu. Je to pomerne pomalý dej, ktorý neumožňuje šírenie sa pár kvapaliny na väčšie vzdialenosti a naopak umožňuje nahromadenie pár v mieste ich vzniku a tým vedie k vytváraniu miestnych výbušných koncentrácií. V tomto prípade je dôležitý spôsob rozdelenia koncentrácie pár nad hladinou horľavej kvapaliny v závislosti na teplote a na čase vyparovania, možné rozmery zóny s nebezpečnou koncentráciou a množstvom vyparenej kvapaliny (obrázok 2).

n

c=a.y +b y x = °n (t)

xNEB

dy

KAPALINA Obrázok 2: Tvorba výbušnej koncentráte pár nad voľnou hladinou horľavej kapaliny Na obrázku 2 je znázornená zmena koncentrácie pár nad hladinou horľavej kvapaliny. Začiatok súradnicového systému x-y je umiestnený vo vzdialenosti x od hladiny horľavej kvapaliny, pričom platí, že vo vzdialenosti x sa koncentrácia pár horľavej kvapaliny rovná nule. Na os y sú vynášané vzdialenosti od začiatku súradnicového systému. Hladina kvapaliny je vo vzdialenosti x-y. Zmena koncentrácie nad hladinou je možné popísať závislosťou: c  a . yn  b

(1)

kde c koncentrácia pár v uvažovanom bode nad hladinou horľavej kvapaliny [obj. %], y vzdialenosť uvažovaného bodu od začiatku súradnicového systému [m], a, b konštanty, ktoré je možné určiť z okrajových podmienok [-].

63

Experimentálna časť Skúšobné zariadenie VK 100 Výbuchová komora VK 100 je kubická nádoba, nie podlhovastá. Kubická nádoba má dĺžku 1 menšiu alebo rovnú dvom priemerom d : 1 ≤ 2.d. S rastúcim objemom nádoby klesá rýchlosť narastania výbuchového tlaku. Túto závislosť popisuje pri kubických nádobách tzv. kubický zákon: 1  dp  3 (2)   . V  konst.  K G , resp.K St dt  max kde (dp/dt)max maximálna rýchlosť narastania výbuchového tlaku [MPa.s-1] alebo [bar.s-1], V objem nádoby [m3], K(G), K(St) kubická konštanta pre plyny resp. pre prachy [MPa.m.s-1] alebo [bar.s-1]. Kubická konštanta môže byť technicko bezpečnostným parametrom, ak sú splnené podmienky - optimálna koncentrácia výbušnej zmesi, rovnaký tvar nádoby, rovnaký stupeň turbulencie zmesi, rovnaký druh a rovnaká energia iniciačného zdroja, tak ako to vo VK 100 je splnené. Platnosť kubického zákona je podľa (3) pri zmesiach pár horľavých kvapalín od objemu nádoby 5 l a u prachovdzuchových zmesí od 40 l. Popis technického zariadenia určeného na meranie dolnej medze výbušnosti a v rozsahu výbušnosti Technické zariadenie určené na meranie dolnej medze výbušnosti - výbuchová komora VK 100 je laboratórne zariadenie určené k stanoveniu medzí výbušnosti pár horľavých kvapalín. Zariadenie je rámovej konštrukcie, vlastný komora je v hornej časti rámu, v spodnej časti ránu sú umiestnené pneumatické ventily, rozvirovacie zariadenie, iniciačný zdroj, hasiace zariadenie a pomocné prvky elektroinštalácie. Vo vnútri komory je inštalovaná vyberateľná vyhrievacia platnička slúžiaca k odparovaniu skúšobnej kvapaliny. Táto platnička je napájaná 24 VAC, teplota je snímaná termočlánkom a regulovateľná regulátorom HT60B. Do vnútorného priestoru komory sú zavedené prívody na dve elektródy vysokého napätia pre iniciáciu výbojom. Ďalej je do komory privedený vstup plynu, elektroventil rozvirovania pár horľavých kvapalín, elektroventil čistenia komory a elektroventil hasiaceho zariadenia. Vo vnútri komory je možné zaistiť intenzívne prúdenie pomocou miešadla s meniteľnými otáčkami. Ovládanie funkcií zariadenia je umožnené pomocou externého pultu, kde sú vo zvislej rovine ovládacie prvky zariadenia. Ich funkcie sú v jednotlivých režimoch vzájomne blokované. Toto umožňuje bezpečnú prevádzku zariadenia s vylúčením nežiaducej manipulácie. Popis prístroja - Výbuchová komora VK 100 Výbuchová komora 100 l Výbuchová komora tvorí hlavnú časť prístroja. Je zhotovená z oceľovej konštrukcie v tvare valca o objeme 0,1 m3. Horná stena tejto komory je voľná, uzatvárateľná ľahko pretrhnuteľnou papierovou clonou s vyústením pre odvod povýbuchových splodín V bočnej 64

stene sú priezory z tvrdeného skla, ktoré umožňujú bezprostredné sledovanie procesov pri vlastnom meraní. Súčasťou zariadenia je teplotná platnička pre horľavé kvapaliny s reguláciou teploty. Pri pokuse s horľavou kvapalinou necháme platničku vyhriať na 200 ºC. Zariadenie pre rozvírenie zmesi Do dna výbuchovej komory sú zabudované celkom 4 rozvirovače v tvare misiek, do ktorých sa vkladá vopred odvážené množstvo prachovej vzorky. K dávkovaniu rozvirovacieho vzduchu z tlakové nádoby pomocou tlaku 6 bar do rozvirovačov je použitý pneumatický ventil riadeného elektropneumatickým ventilom. Rozvirovače v našom prípade nepoužijeme, alebo koncentrácia pár horľavej kvapaliny je nízka unikla by skôr ako by sme ju iniciovali. Iniciačný zdroj Iniciácia je riešená podľa normy STN EN 1839. Do vnútorného priestoru výbuchovej komory sú vyvedené dva páry elektród, slúžiace k upevneniu iniciačného zdroja. Pre bežné stanovenie LEL sa používa iniciácia chemická štandardná. Pre plyny a kvapaliny tavný drôtik. V našom prípade sme použili iný druh iniciačného zdroja a to iniciáciou elektrostatickou kapacitnou iskrou. Vysoké napätie bolo 15000 V/25 mA. Ovládacie zariadenie V skrini ovládacieho zariadenia je inštalovaný časový spínač, ktorým je možné nastaviť čas rozvírenia, čas oneskorenia iniciácie pre rozvírenie prachu a automaticky vykonať tieto pochody v požadovanom slede. Nastavili sme pre experiment čas oneskorenia iniciácie 0 sekúnd a dĺžku iniciácie 1 sekundu. Plyny a prachové zmesi Komora je vybavená prívodom vzduchu a inertného plynu. Ďalej je ku komore napojený zásobník pre prachové zmesi (napr. inertný prášok pre hasenie). Obsah zásobníka je do komory vyfukovaný pomocou vzduchu alebo inertného plynu. Pre náš pokus nebudeme využívať.

Obrázok 3: Ovládacie zariadenie s HT60B

Obrázok 4: Vnútorný priestor VK 100

65

Obrázok 5: Výbuchová komora pripravená

Obrázok 6: Ovládacie zariadenie VK 100 na meranie

Skúšobné zariadenie Uvedená prezentovaná schéma na obrázku 6, principiálne znázorňuje skúšobné zariadenie výbuchovej komory [3]. príruba

príruba papierová membrána motor 12 V miešadlo guľový spätný ventil

mechanický uzáver

filter

komora

elektroventil

rozvir. trysky

rýchloupínacie skrutky

vemtilátor kompresor

kyslíkový snímač

Obrázok 7: Schéma výbuchovej komory [3]

66

papierová membrána

Experimentálny materiál - horľavá kvapalina patriaca do skupiny alkoholov 1butanol (n-butyl alkohol) 1-butanol sa vyrába hydroformyláciou propylénu (oxo syntézou), Reppovou syntézou a hydrogenáciou krotónaldehydu. Zároveň je aj produktom tzv. butanolového kvasenia. Hlavné využívanie 1-butanolu je ako rozpúšťadlo pre rôzne náterové látky. Zároveň má využitie v textilnom priemysle a pri výrobe plastov. [4] Aerosóly kvapalín a hmly tvoria kvapôčky o veľkosti menšej ako 1 mm. V praxi sa často vyskytujú hmly a aerosóly, ktoré majú kvapôčky o veľkosti 0,001 mm a 0,1 mm. Pri plynoch a prehriatych parách horľavých kvapalín v zmesi so vzduchom, s kyslíkom, chlórom a inými oxidačnými činidlami hrozí nebezpečenstvo výbuchu, ak platí: Bezpečnostné koeficienty sa obyčajne uvažujú : k B1  LEL  cSKUT  k B 2  UEL

(3)

kB1 = 0,5, kB2 = 1,04 až 1,1 pro nízke hodnoty UEL kB2 = 1,32 až 2,52 pro vysoké hodnoty UEL (napr. H2, C2H2, CH3OH.) Tabuľka 1: Základné charakteristiky 1- butyl alkohol [4] Sumárny vzorec CAS číslo Teplota topenia Hustota pri 20 °C Tvorné teplo LEL Teplota vzplanutia

C4H9OH 71-36-3 - 89,3 °C 809,8 kg.m-3 - 327,3 kJ.mol-1 1,4 obj.% 29 °C

Štruktúrny vzorec Molekulová hmot Teplota varu Výparné teplo Spalné teplo UEL Teplota samovzniet.

CH3(CH2)2CH2-OH 74,12 117,73 °C 584,05 kJ.kg-1 36,1 MJ.kg-1 11,2 obj.% 343 °C

Spôsoby vyhodnotenia výsledkov Výpočtová metodika stanovenia objemovej koncentrácie pre 1-butanolu Spôsob vyhodnotenia je založený na fyzikálnochemických a dynamických princípoch správania sa kvapalín. Koncentrácie pár nad kvapalinou je priamo úmerná tlaku nasýtených pár: cSKUT  kde cskut pn p0

pn 100 % po

koncentrácia pár [obj.%], tlak nasýtených pár kvapaliny [Pa], tlak okolia [Pa].

67

(4)

V uzavretom zariadení alebo nádrži sa skutočná koncentrácia pár horľavej kvapaliny rovná koncentrácii nasýtených pár: cskut  cs

(5)

kde cskut cs

koncentrácia pár [obj.%], koncentrácia nasýtených pár horľavej kvapaliny [obj.%],

koncentrácia nasýtených pár sa vypočíta podľa (6) pS

cS 

pPRAC

kde

.100

(6)

ps tlak nasýtených pár kvapaliny pri danej teplote [Pa], pprac pracovný tlak [Pa]. Objemovú koncentráciu pár cv je možné prepočítať na hmotnostnú koncentráciu cm v g.m podľa vzorca: -3

cm  kde cm M Vt

M .cv 100.Vt

(7)

hmotnostná koncentrácia [g.m-3], molárna hmotnosť [kg.kmol-1], molárny objem pri teplote tPRAC [m3.kmol-1].

Molárny objem Vt pri teplote tPRAC sa vypočíta: Vt  Vo . kde

TPRAC po To pPRAC

(8)

Vo = 22,4135 m3.kmol-1 (pri T0 a p0), po = 1,01325.105 Pa TPRAC = tPRAC + 273,15 K, To = 273,15 K, tPRAC pracovná teplota [°C], pPRAC pracovný tlak [Pa]. Výpočet objemu plynu vychádza zo stavovej rovnice ideálneho plynu, ktorá má tvar: p V  n  R  T

(9)

pričom pre látkové množstvo n platí n

m M

68

(10)

p V 

m  R T M

V plynu 

m  R T Mp

(11)

Keďže hmotnosť kvapaliny je nemerateľnou veličinou, je potrebné ju vyjadriť prostredníctvom objemu cez hustotu podľa vzťahu mkvap  Vkvap . V plynu 

(12)

Vkvap .  R  T Mp

kombináciou rovníc (11) a (12) nám vyjde konečná forma rovnice pre výpočet objemu kvapaliny. Vkvap 

V plyn .M  p

  R T

(13)

kde n m M R T ρ p V

látkové množstvo [mól], hmotnosť plynu [g], molárna hmotnosť plynu [g.mol-1], plynová konštanta [8,314 Pa.m3.K-1.mol-1], teplota plynu [K], hustota kvapaliny [kg.m-3], tlak plynu [Pa], objem plynu pri danom tlaku a teplote [V].

Uvedený matematický aparát bol použitý pre teoretický výpočet koncentrácie pár horľavej kvapaliny. Výsledky a diskusia Výsledky výpočtu potrebného objemu Vkvap horľavej kvapaliny 1-butanolu pre stanovenie LEL. Uvedený výpočet je realizovaný za daných podmienok (Tabuľka 1): M = 74,12 g.mol-1 ρ = 809,8 kg.m-3 T = 20 °C Vvýbuchového priestoru = 100 l Na základe výpočtov sme získali uvedenú tab. 2 Na základe experimentov bola potvrdená dolná medza výbušnosti LEL pre 1-Butanol 1,4 obj. % čo je v zhode s literatúrou Wiley,VCH [4] ) uvedenej v tabuľke 1.

69

Tabuľka 2: Vypočítané potrebné množstvo V kvap pre stanovenie LEL 1- Butanolu Počet meraní

Vkvap [ml]

1. 2. 3. 4. 5. 6. 7.

6,09 5,71 5,33 4,95 4,57 4,19 3,81

Objem pár vo VK [m3] 0,0016 0,0015 0,0014 0,0013 0,0012 0,0011 0,0010

Hmotnosť kvapaliny [g] 4,930 4,622 4,314 4,006 3,698 3,390 3,081

LEL [obj.%] 1,6 1,5 1,4 1,3 1,2 1,1 1,0

Tabuľka 3: Experimentálne stanovenie dolnej medze výbušnosti Číslo merania 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7.

Množstvo LEL horľavej látky [obj.%] 1-Butanol [ml] 6,09 5,71 5,33 4,95 4,57 4,19 3,81

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

1. P P P N N N N

Výsledky skúšky P-pozitív. N-negatív Číslo pokusu 2. 3. 4. P P P P P P N P P N N N N N N N N N N N N

5. P P N N N N N

Záver Princípom merania bolo vytvorenie pár horľavých kvapalín so vzdušným kyslíkom a vytvorenie výbušnej sústavy iniciovanej energetickým zdrojom - iniciátorom. Cieľom merania bolo zistenie minimálna koncentrácia pary alebo hmly horľavej kvapaliny vo vzduchu, pri ktorej dôjde k šíreniu výbuchu v zmesi pri danej iniciačnej energii. Experimenty sa vykonávali pri atmosférickom tlaku, pri konštrukčnej teplote výbuchovej komory VK 100. Výbuchová komora VK 100 bola zakúpená v rámci realizácie operačného projektu Rekonštrukcia objektov Technickej univerzity vo Zvolene so zameraním na vybudovanie IKT a technické zhodnotenie objektov, do ktorého sa zapojila aj naša katedra. Na uvedenom zariadení budú vykonávané merania študentov študijného odboru 8.3.1 Ochrana osôb a majetku. Literatúra [1] [2]

[3] [4]

Damec, J.: Protivýbuchová prevencia, SPBI Ostrava 2005, 188 str., ISBN: 80-8611121-0. Marková, I.: Horľavé kvapaliny - charakteristika a popis horenia. Sborník Přednášek XVII. Medzinárodní konference „Požární ochrana 2008“. SPBI Ostrava 2008, 334-348. ISBN: 978-80-7385-040-1, ISSN 1803-1803. Damec, J. - Fionek, R. - Hanuš, A.: Protivýbuchová prevence (návody na cvičení), VŠB Ostrava, 1993, 49 s. Wiley, VCH.: Ullman´s Encyclopedia of Industrial Chemistry - CD version. VI. Edition. Weinheim: Wiley-VCH, 2003. 30080 s. ISBN: 3527303855.

70

Marek POKORNÝ1, Bjarne Paulsen HUSTED2 POROVNÁNÍ TEPLOTNÍHO POLE MODELU ŠACHTY S PLYNOVÝM HOŘÁKEM A MATEMACIKÉHO CFD MODELU COMPARISON OF TEMPERATURE FIELD FOR SHAFT MODEL INCLUDING GAS BURNER AND MATHEMATICAL CFD MODEL Abstrakt Článek se zabývá porovnáním první sérii naměřených dat v laboratorním modelu šachty s výsledky získanými matematickým modelováním. Model průběžné prázdné šachty s nehořlavým opláštěním v první variantě bez vnitřního požárního zatížení je konstruovaný v polovičním měřítku a odpovídá svým průřezem bytové šachtě a výškou přibližně jednomu a půl násobku výšky podlaží. Situace je modelována softwarem FDS („Fire Dynamics Simulator“) využívající principy dynamického proudění tekutin (CFD). Klíčová slova: šachtový model, CFD, FDS simulace, teplotní pole Abstract The paper deals with comparison of the first series of measured data in a lab shaft model with results gained by mathematical modelling. The model of a continuous empty shaft with non-combustible (inert) covering for the first variant is constructed in the half scale and it corresponds by its cross section dimensions to a flat shaft and the height for one and half floor approximately. This situation is modelled by the software FDS („Fire Dynamics Simulator“) using principles of computational fluid dynamics (CFD). Key words: shaft model, CFD, FDS simulation, temperature field Úvod Praxe a výzkum v oblasti požárního inženýrství využívá díky stále výkonnější a dostupnější výpočetní technice stále více matematické modelování. Zónové požární modely jsou dnes zcela běžnou projekční pomůckou. Modely typu pole označované rovněž jako modely dynamického proudění tekutin (CFD - „Computational Fluid Dynamics“) jsou pro praktické aplikace využívány méně často a své uplatnění nachází spíše v oblasti výzkumu. CFD modely pokrývají celou řadu simulací, kde zónové modely svou aplikací nemohou postačit, kladou však vysoký požadavek na hardware a výpočet tak může být velice zdlouhavý (hodiny, dny, týdny). Zadávání vstupních dat bývá uživatelsky značně náročné a o přesnosti výpočtu a náročnosti výpočtu též výrazně rozhoduje i jemnost (hrubost) sítě. Čím jemnější síť tím přesnější, ale také náročnější výpočty jsou.

1

2

Ing, České Vysoké Učení Technické v Praze, Fakulta stavební, Thákurova 7, 166 29 Praha 6 - Dejvice, e-mail: [email protected] Ph.D., Stord/Haugesund University College, Department of Engineering, Haugesund, Bjørnsonsgate 45, Norway

71

Pro požární simulace prostorů s jedním převládajícím rozměrem (šachty, tunely) jsou obecně zónové modely nevhodné, a to především z důvodu odchylného předpokladu chování sloupce kouře a horkých plynů („fire plume“) ve srovnání s prostorem, kde žádný z rozměrů výrazně nepřevládá (např. místnost). V případě šachet je přisávání vzduchu do „fire plume“ a jeho celkové chování výrazně ovlivněno blízkými stěnami. Zdůvodnění experimentu Experiment je součástí disertační práce autora a vznikl v rámci doktorské studijní stáže v Norsku a pokračující spolupráce mezi katedrami autorů. Záměrem jsou dvě fáze experimentu, kde první fáze je rozložena do tří variant: Fáze 1 = průběžná šachta • varianta 1 = šachta s nehořlavým opláštěním, • varianta 2 a 3 = šachta s náhradním požárním zatížením, Fáze 2 = členěná šachta, tj. model simulující požár v šachtě s vnitřní přepážkou v úrovni stropu. V první fázi experimentu má první varianta ověřit míru schopnosti CFD modelu predikce sledovaných parametrů od plynového propanového hořáku v úzkém a vysokém prostoru, jakými šachty běžně jsou. Jedná se o rozložení teplotního pole, rychlosti proudění v přívodním tunelu a v šachtě a tepelný tok v ose zadní části šachtové stěny (obrázky 2 a 3). Druhá a třetí varianta experimentu (v současné době připravováno) bude mít dále za úkol ověřit schopnost simulace procesu hoření náhradního požárního zatížení, které představuje ve skutečnosti hořlavý obsah šachty v podobě technických instalací dnes nejčastěji v podobě plastických hmot. Členěná šachta (naměřená data jsou analyzována) má pak ověřit zvláštnosti v chování vrstvy kouře pod a nad stropní přepážkou. Dále v článku je pozornost věnována variantě 1 a rozložení teplotního pole. Laboratorní model Půdorysná geometrie modelu šachty vychází z rozměrů běžné bytové instalační šachty a její výška odpovídá přibližně výšce jednoho a půl patra (obr. 1). Celá situace je vzhledem k laboratorním podmínkám provedena v polovičním měřítku ve stejném měřítku je i počítačově modelována. Model šachty pro fázi 1 a pro variantu 1, tj. průběžná šachta s nehořlavým opláštěním, je vytvořen z pórobetonových tvárnic 600 x 400 x 100 mm kladených nasucho. Přívod vzduchu do spodní části šachty zajišťuje přívodní tunel, jehož funkce je ustálení proudění vzduchu, tj. eliminace výraznějších turbulencí u vstupu do šachty. Na dně šachty v kontaktu s přední stěnou šachty je umístěn plynový propanový hořák o půdorysných rozměrech 10 x 20 cm a výšce 7,5 cm s tepelným výkonem 20 kW, který zajistí výšku plamene pohybující se ve spodní polovině šachty. Tento výkon hořáku je použit i pro fázi experimentu 2, tj. pro členěnou šachtu. Pro variantu 2 a 3 bude výkon hořáku výrazně nižší, jelikož bude sloužit pouze jako zdroj zapálení.

72

Obrázek 1: model průběžné nehořlavé šachty (fáze 1 - varianta 1) Rozmístění měřících zařízení V šachtě jsou měřeny teploty, rychlosti proudění a celkový tepelný tok. Teploty jsou měřeny termočlánky umístěnými především ve dvou skupinách po devíti ve výšce 0,4 m a 1 m nad dnem šachty. Další termočlánky společně se zařízením na měření rychlosti proudění jsou umístěné ve střední části vstupního tunelu a ve vrchní části šachty ve výšce 1,4 m nad dnem šachty. Celkový dopadající tepelný tok (konvekční + radiační složka) je měřena v ose zadní části šachty, a Obrázek 2: schéma rozmístění a označení měřících zařízení to v pěti různých bodech. Každé zařízení je dále zejména v grafech označeno dle schématu na obrázek 2. Například ve zkratce T_b_2 (lab) označuje „T“ teplotu (termočlánek) ve výškové úrovni „b“ v půdorysné pozici „2“. Označení

73

„(lab)“ pak označuje teplotu naměřenou při laboratorním experimentu, eventuálně označení „(fds)“ hodnoty získané z počítačové simulace v softwaru FDS. Délka laboratorního měření byla v tomto případě 30 min. Čas vycházel s intervalu měření tepelného toku v měřících bodech F1 až F5. K dispozici bylo jedno měřící zařízení, u kterého bylo nutné měnit jeho polohu v průběhu experimentu. Interval mezi výměnou polohy 4 min. + 1 min. pro výměnu. FDS simulace Jako matematický model byl využit software Fire Dynamics Simulator (FDS - verze 5.4.3) řešící algoritmy dynamického proudění tekutin (CFD). Tento software řešící NavierStokesovy rovnice pro nestacionární transport s důrazem na přenos tepla a kouře využívá pro prezentaci výsledků samostatný software Smokeview (použita verze 5.4.8), který je schopný zobrazit například pohyb kouře, šíření ohně, rozložení teplotního pole a pole rychlostního proudění, tlakové poměry, vektory teplot a rychlosti proudění, a to ve 2D a 3D konturách (izoplochy) nebo ve formě videozáznamu (videosekvence). Simulace je možné provést v režimech přímé numerické simulace DNS (Direct Numerical Simaultion) nebo standardní simulace velkých vírů LED (Large Eddy Simulation), která byla jako standardní ponechána. a)

b)

Obrázek 3: rozmístění měřících zařízení v šachtě a v přívodním tunelu (a) laboratorní model (bez čelní stěny); (b) modelovaná situace v programu FDS Pro model šachty a přívodní tunel byla navržena jedna výpočetní oblast, kterou pokrývá síť s kontrolními objemy (buňkami) o velikosti 25 x 25 x 25 mm, tj. celkem 56.320 kontrolních objemů. Volba jemnosti sítě byla zvolena na základě doporučeného poměru charakteristického požárního průměru D* a velikosti buňky dx pohybujícím se mezi hodnotami 4 až 16 [1]. Čím vyšší daný poměr je, tím je CFD analýza citlivější, přesnější a samozřejmě déle trvající. Pro zvolenou síť a výkon hořáku 20 kW je možné dopočítat hodnotu poměru následovně:

74

•   Q     . c p . T . g  D*    dx dx

2/5

  20   1, 204 .1, 005 . 293 . 9,81    0, 025

2/5



0, 201  8, 0 0, 025

Pro simulaci v délce 300 s = 5 min. byl využit počítač s osmi jádrovým procesorem s frekvencí každého jádra 2,93 GHz a celkovou kapacitou paměti 11,7 GB. Doba výpočtu pro danou konfiguraci modelované situace byla 166.118 s = 2.768 min. = 46 hodin = 1,92 dne. Je třeba podotknout, že hořící prostor je v této variantě zcela inertní, tj. žádný materiál kromě spalovaného plynu (propanu) se nepodílí na hoření, což výrazně zkracuje dobu simulace, která je na poměrně výkonném počítači již tak značná. Analýza teplotního pole z laboratorního experimentu Některé průběh teplot (zejména pak u FDS simulací) mají v čase výrazně kolísavý (oscilující) charakter. Pro snazší orientaci je v grafech vybranými průběhy proložena středními hodnotami polynomická křivka. a)

Teplota [°C]

400

T_c_1 (lab)

350

T_c_2 (lab)

300

T_c_3 (lab)

250

T_c_4 (lab) T_c_5 (lab)

200

T_c_6 (lab)

150

T_c_7 (lab)

100

T_c_8 (lab) T_c_9 (lab)

50

T_c_1 (lab) Polynom

0

T_c_2 (lab) Polynom

0

5

10

15

20

25

30

T_c_3 (lab) Polynom

ýas [min]

b)

700

T_b_1 (lab)

Teplota [°C]

600

T_b_2 (lab) T_b_3 (lab)

500

T_b_4 (lab)

400

T_b_5 (lab) T_b_6 (lab)

300

T_b_7 (lab)

200

T_b_8 (lab) T_b_9 (lab)

100

T_b_1 (lab) Polynom

0

T_b_2 (lab) Polynom

0

5

10

15 ýas [min]

20

25

30

T_b_3 (lab) Polynom

Obrázek 4: laboratorní experiment - teploty zaznamenané termočlánky v šachtě (a) v úrovni „c“ (výška 1 m); (b) v úrovni „b“ (výška 0,4 m)

75

V porovnání s horní skupinou jsou v dolní skupině laboratorních termočlánků (úroveň „b“ ve výšce 0,4 m) patrné výrazně vyšší teploty, a to zejména u termočlánků přiléhajících k čelní šachtové stěně nad hořákem. Nejvyšší teplota okolo 600 °C měřená prostředním termočlánkem postupně k okraji šachty klesá na hodnotu mezi 400 a 500 °C (obrázek 4 (b)). Levý termočlánek (b_3) udává o něco vyšší teploty než pravý (b_1). Prostřední a zadní řada termočlánků (b_4 až b_9) pak udávají podobné teploty pohybující se kolem 200 °C. V horní skupině laboratorních termočlánků (úroveň „c“ ve výšce 1 m) jsou pak teploty celkově nižší. Zajímavostí je náklon teplotního pole po celou dobu 30ti minutového experimentu na pravou stranu šachty. Termočlánek c_3 během celé doby udává teploty vyšší (okolo 300 °C) než prostřední termočlánek c_2 (okolo 250 °C). Na opačné levé straně šachty jsou teploty měřené termočlánkem c_1 až o 100 °C nižší (obrázek 4 (a)). Analýza teplotního pole z FDS simulace 700 600 Teplota [°C]

c)

T_c_1 (fds) T_c_2 (fds) T_c_3 (fds) T_c_2 (fds) Polynom

800

Teplota [°C]

a)

500 400 300

T_b_2 (fds)

600

T_b_3 (fds) T_b_2 (fds) Polynom

500 400 300 200

100

100 0 0

1

2 3 ýas [min]

4

80

1

2

3

4

5

ýas [min]

d)

T_b_4 (fds) T_b_5 (fds) T_b_6 (fds) T_b_7 (fds) T_b_8 (fds) T_b_9 (fds) T_b_5 (fds) Polynom T_b_8 (fds) Polynom

120

100 Teplota [°C]

100

0

5

T_c_4 (fds) T_c_5 (fds) T_c_6 (fds) T_c_7 (fds) T_c_8 (fds) T_c_9 (fds)

120

Teplota [°C]

T_b_1 (fds)

700

200

0

b)

800

60

40

80

60

40

20

20 0

1

2 3 ýas [min]

4

5

0

1

2 3 ýas [min]

4

5

Obrázek 5: FDS simulace - teploty zaznamenané v šachtě termočlánky (a) „c_1 až c_3“ (výška 1 m); (b) „c_4 až c_9“ (výška 1 m); (c) „b_1 až b_3“ (výška 0,4 m); (d) „b_4 až b_9“ (výška 0,4 m) Pokud srovnáme FDS výstupy mezi dolní a horní skupinou termočlánků, je možné sledovat zajímavý jev, a to zejména u termočlánků nad plynovým hořákem (obrázek 5 (a) a (c) - termočlánky b_2 a c_2), které udávají zcela opačný charakter, než bylo naměřeno v laboratorním testu. Teplota na termočlánku b_2 blíže hořáku je výrazně nižší teplota než na termočlánku c_2 o 60 cm výše. V tomto případě je vhodné analyzovat nejen bodové měření teplot, ale současně pro objasnění využít barevných izoploch (obrázek 6). Zde je jednoznačně patrný nejprve náklon teplotního pole k čelní šachtové stěně až nad první skupinou termočlánků (úroveň „b“) je možné vidět naopak zpětný odklon teplotního pole zpět do šachty, což vysvětluje možná zprvu nelogický průběh teplot v grafech. Je však na místě podotknout, že podobný jev se za celou dobu laboratorního experimentu nekonal. 76

a)

b)

Obrázek 6: FDS simulace - rozložení teplotního pole v šachtě (v čase 4 min. 26 s) (a) ve svislé rovině vedené v ose šachty; (b) ve vodorovné rovině v úrovni „b“ (výška 0,4 m) a v úrovni „c“ (výška 1 m) Další neměnnou zvláštnost v čase simulace je možné pozorovat na průbězích teplot na dolní skupině termočlánků obrázek 5 (d), tj. na úrovni „b“ (výška 0,4 m nad dnem šachty). Termočlánky na příčné středové ose šachty (b_4, b_5, b_6) jsou blíže hořáku avšak indikují systematicky výrazně nižší teploty, než termočlánky u zadní šachtové stěny (b_7, b_8, b_9) dále od hořáku. Středové termočlánky předpovídají teploty jen okolo 40 °C, zatímco zadní termočlánky více jak dvojnásobně vyšší. Tento jev „teplejšího“ proudění u zadní šachtové stěny je patrný i na izoplochách na obr. 6 (a) i (b), kde modrá barva se světlejším odstínem předpovídá teplejší oblast. Analýza teplot na nejvýše umístěných termočláncích V předchozích kapitolách byly analyzovány výsledky zvlášť pro laboratorní experiment a zvlášť výsledky z FDS simulace. Na obrázku 7 můžeme v grafech sledovat jisté podhodnocení simulované teploty proti hodnotám naměřeným v laboratoři. Podobný trend je patrný i na předchozích grafech. Například maximální naměřená teplota se pohybuje okolo 600 °C (obrázek 4 (b)), kdežto FDS simulace předpokládá na polynomické křivce necelých 400 °C (obrázek 5 (a)). Na obrázek 7 je patrné, že termočlánek blíže k čelní šachtové stěně nad hořákem (d_1) v obou případech ukazuje vyšší teplotu než u termočlánku blíže zadní stěně (d_2). Na příkladu termočlánku d_1 je nejvyšší teplota u FDS simulace cca 120 °C a naměřená teplota cca 165 °C, což udává míru podhodnocení FDS simulace téměř 30 %. V případě termočlánku d_2 (FDS 60 °C, naměřeno 140 °C) je podhodnocení vyšší (přes 50 %).

77

a)

250

b)

T_d_1 (fds)

250

T_d_2 (fds)

200

200 Teplota [°C]

Teplota [°C]

T_d_1 (fds) Polynom 150 100 50

150 100 T_d_1 (lab) T_d_2 (lab)

50

0

0 0

1

2 3 ýas [min]

4

5

0

5

10

15 ýas [min]

20

25

30

Obrázek 7: Průběh teplot v šachtě v úrovni „d“ (výška 1,4 m) (a) FDS simulace; (b) laboratorní experiment Závěr Hodnocené výsledky se týkají pouze rozložení teplotního pole pro model průběžné nehořlavé šachty, kde je možné vyvodit závěr, že v daném šachtovém modelu použitý software FDS systematicky podhodnocuje rozložení teplotního pole ve srovnání s naměřenými daty. Pro daný model průběžné šachty jsou v současné době analyzovány rychlosti proudění a tepelný tok dopadající na zadní šachtovou stěnu. V dalších dvou variantách se pokoušíme porovnat schopnost FDS softwaru simulovat proces hoření náhradního požárního zatížení, které se běžně vykytuje v šachtách v podobě hořlavých technických instalací (potrubí, kabely). Model nehořlavé průběžné šachty byl rovněž upraven do podoby horizontálně členěné šachty, který napodobuje prostor po výšce členěný přepážkami např. v úrovni požárních stropů. Vliv této stropní přepážky na chování kouřové vrstvy pod pohyblivou přepážkou (různé procento otevření) a přeskok plamene nad přepážku byl rovněž odzkoušen a bude předmětem podrobnější analýzy. Tento článek vznikl za finanční podpory organizace Research Council of Norway a vědecké podpory spoluautorů na Stord Haugesundské univerzitě v Norsku. Seznam literatury [1]

[2]

[3]

McGrattan K., Klein B., Hostikka S., Floyd J.: Fire Dynamics Simulator (Version 5). User’s Guide. NIST Special Publication 1019-5. USA, National Institute for Standards and Technology in cooperation with VTT Technical Research Centre of Finland. 10/2009. Burísková P. Angelist J., Dvořák O.: Odhad teplotního pole při simulaci požáru osobního automobilu v tunelu. In Požární ochrana. Sborník přípěvků z mezinárodní konference. Ostrava: Sdružení požárního a bezpečnostního inženýrství, VŠB - TU Ostrava, FBI, 2008. s. 70-75. ISBN: 978-80-7385-040-1. Galaj J., Zowada J.: Analysis of the influence of fire source location on temperature distribution in the compartment. In Požární ochrana. Sborník přípěvků z mezinárodní konference. Ostrava: Sdružení požárního a bezpečnostního inženýrství, VŠB - TU Ostrava, FBI, 2008. s. 70-75. ISBN: 978-80-7385-040-1.

78

Marzena PÓŁKA1 ANALYSES OF THE QUALITATIVE COMPOSITION OF THE GASEOUS PHASE OBTAINED FROM FIRE RESISTANT NONMODIFIED AND MODIFIED EPOXY MATERIALS USING THE FTIR TECHNIQUE ANALÝZY KVALITATIVNÍHO SLOŽENÍ PLYNNÉ FÁZE ZÍSKANÉ Z OHNIVZDORNÝCH NEMODIFIKOVANÝCH A MODIFIKOVANÝCH EPOXIDOVÝCH MATERIÁLŮ POMOCÍ METODY FTIR Introduction Thanks to their characteristic properties epoxy materials are widely used in numerous industries, and first of all in electronics and electrical engineering. Furthermore, presently some technical domains, such as furniture production, aviation or the machine industry could not function any more without those materials. According to the fact that epoxy materials can be modified, their application is acquiring an increasingly growing importance [1-5]. The application of new epoxy mixtures and compositions allows obtaining products with preselected parameters, including also those related to the degree of flammability. Conduction of tests for modern epoxy materials in conditions simulating a fire is one of the elements aimed at enhancing the fire safety degree. On the basis of available knowledge related to fire behaviour of materials, diverse research centres are working to effectively enhance fire security. There are a lot of methods that analyse the degree of combustibility, toxicity and smoke generation of materials. One of them is the thermogravimetric analysis, which allows studying changes in the structure of the product, phase transitions and mechanisms of reactions that occur between particular materials during thermal decomposition. The combination of thermogravimetric analysis (TG) with spectrophotometry in infrared by interpretation of spectra of the gaseous phase obtained from polymer materials makes possible the determination of the qualitative composition and quantities of thermal decomposition products of epoxy materials [6-11]. The objective of our research were thermogravimetric and spectrophotometric analyses in IR of epoxy materials produced of Epidian 5. With this in mind thermogravimetric tests were carried out along with an analysis of spectra of the gaseous phase in IR. Experiment Materials For needs of the tests we have used the Epidian 5 (Ep5) non-modified epoxy material, produced by Zakłady Chemiczne Organika – Sarzyna [the “Organika-Sarzyna” Chemical Plant] in Nowa Sarzyna. Modification of flammability was achieved by adding anti-flammability agents Exolit RP 6580 and Nanomer I. 28 E to liquid Ep 5. Liquid resins were then hardened 1

PhD., The Main School of Fire Service, The Combustion and Fire Theory Institute, Slowackiego 52/54 street, 01-629 Warszawa, Poland, e-mail: [email protected]

79

through application of two methods: mechanically and with the use of ultrasound, with Curing Agent Z-1 (TECZA, triethylenetetraamine). Nanomer I. 28 E (nanoclay) is an onion ion surface modified montmorillonite mineral. It is designed to be easily dispersed into amine -cured epoxy resins to form nanocomposites. Exolit RP 6580 is brown-red blend of TCPP (as a carrier) with stabilized, micro encapsulated red phosphorus. The paste form allows a safe and simple handling of the red phosphorus in a liquid form, and avoids the hazards associated when working with red phosphorus powders.The thixotropic nature of this concentrate hinders the sedimentation process and simplifies the re-homogenisation of the paste after long storage periods. The basic epoxy resin was Epidian 5 (Ep 5). The thermogravimetric analysis was conducted on the following epoxy materials: - hardened non-modified Epidian 5 (Ep 5); - hardened Epidian 5 with a 6 % (by weight) of Exolit (Ep 5 + 6 % Exolit); - hardened Epidian 5 with a 5 % (by weight) of Nanomer (Ep 5 + 5 % Nanomer); - hardened Epidian 5 with a 3 % (by weight) of Nanomer and a 6 % (by weight) of Exolit (Ep 5 + 3 % Nanomer + 6 % Exolit). Used methods The thermogravimetric and spectrophotometric analyses of selected samples have been executed according to rules and guidelines contained in the standard PN-EN ISO 11358: 2004 Tworzywa sztuczne. Termograwimetria (TG) polimerów. Zasady ogólne. [Plastic materials. Thermogravimetry (TG) of polymers. General Rules]. The tests were executed on a TA Instruments Q500 device in conjunction with the Nikolet FT-IR 380 spectrometer on based on the OMNIC programme. In the research use was made of dynamic thermogravimetric measurements in conjunction with the spectrophotometry technique for the composition of thermal decomposition and combustion products. This technique is based on a change in mass of the tested sample in the temperature function, which changes at a programmed speed, and concurrent generation of IR spectra of the gaseous phase. The tests have been carried out for four samples of epoxy materials, each of which was burnt at a constant heating speed equal to 10 °C/min to the maximum temperature of 850 °C. All the tests were executed at the same oxidising atmosphere in the air. Parameters of spectrophotometric measurements applied in testing of epoxy materials: • resolution: 4 cm-1 • maximum of the range: 4000 cm-1 • minimum of the range: 400 cm-1 • type of detector: temperature controlled DTGS-KBr • duration of the experiment: 75 - 85 min. • rate at which the samples were heated up: 10 °C/min The qualitative analysis of generated products of thermal decomposition was based on the following libraries containing model spectra: • HR Nicolet TGA Vapor Phase • Aldrich Vapor Phase Sample Library

80

Results of tests The conducted thermogravimetric analyses allowed obtaining TG and DTG curves of the tested epoxy materials, which present the process of their thermal decomposition. As a result of performed thermogravimetric analyses combined with a spectrophotometer in infrared, spectra in IR have been obtained of the gaseous phase generated as an effect of combustion of the tested epoxy materials. The obtained data presenting the degree of absorbance of specified chemical compounds and grouped bonding in the gaseous phase of thermal decomposition, in the function of wave number for the given decomposition time. Depending on the tested material 430 - 530 spectra have been recorded. For needs of the comparative analysis spectra were selected at determined temperatures (times of thermal decomposition), and namely: • spectra obtained at a temperature that correspond with the beginning of thermal decomposition for the given material, • spectra recorded at a temperature that corresponds with the maximum mass loss on TG curves and concurrently at a temperature at which occurred the maximal value of release of the gaseous phase from the given material, • spectra at a temperature at the end of thermal decomposition for the selected material. The presented spectra have been abstracted from Gram-Schmidt diagrams in defined times (temperatures) characteristic for the given material. The Gram-Schmidt diagrams (diagram of the intensity of release of volatile combustion products in the time of thermal decomposition) show times of spectra presented in the paper for each tested epoxy material. The diagram (fig. 1) presents the intensity of release of volatile decomposition products during combustion of Epidian 5 in the function of time (Gram-Schmidt). 53, 655

Gram-Schmidt 0,11 0,10 0,09 0,08

0,06 0,05

73,349

Inten sywnoĞü

0,07

0,04

34, 809

0,03 0,02 0,01

10

20

30

40

50

60

70

Czas (minuty)

Fig. 1: Gram-Schmidt diagrams for non-modified material. Diagram 3-D (figure 2) illustrates the dependence of absorbance in the function of wave numberduring testing. Sample spectra for non-modified material have been presented in those selected times (figure 3 - 5). Changes in the release of particular compounds for example for CO for tested materials have been shown in the fig. 6. 81

Fig. 2: Diagram 3-D for unmodified Ep 5 Wynik odejmowania w idm:Widmo dla czasu 34.809 min. 1556,7

 668,7

965,2

1176,2 1261,2

1396,4

1458,4 1541,5

1749,0

0,006



1685,6

2374,0

0,007

2311,2

1701,5

0,008

1418,0

1731,9

2977,4

0,009

1517,9

0,010

Absorbancja

 1508,5

1735,9

0,011



0,005



0,004 0,003



0,002 0,001



0,000 3500

3000

2500

2000

1500

1000

Licz by falow e (c m-1)



Fig.3: Sample spectra for non-modified material Ep 5 at time 34,809 min (348 °C) Widmo dla czasu 53.655 min.

2358,7

0,15

2343,8

0,14 0,13

2322,1

0,12 0,11

0,09 668,6

Absorbancja

0,10

0,08 0,07 0,06 0,05

649,2

0,03

2113,6

2178,7

0,04

0,02 0,01 3500

3000

2500

2000

1500

1000

Licz by falow e (c m-1)

Fig.4: Sample spectra for non-modified material Ep 5 at time 53,655 min (536 °C)

82

2358,2

Widmo dla czasu 73.349 min.

2343,8

0,050

0,045

2321,9

0,040

668,5

0,030

0,025

0,020

912,2

1507,8

Absorbancja

0,035

0,015

0,010

0,005

3500

3000

2500

2000

1500

1000

Licz by falow e (c m-1)

Fig.5: Sample spectra for non-modified material Ep 5 at time 73,349 min (733 °C) 1,5 1,4

6% exol 3% nano 6exol 5% nano Epidian 5 czysty

1,3 1,2 1,1 1,0

Inten sywn oĞü

0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0,0 10

20

30

40

50

60

70

80

Czas (minuty)

Fig. 6: Changes in the release of CO from tested materials in function times of combustion. Conclusions Based on the obtained results, the following conclusions may be presented: • The added flame retardants do not affect in a significant way the beginning of thermal decomposition. Only Exolit introduced to Epidian 5 had a higher temperature of the start of thermal decomposition than Epidian 5. • Allowing for the TG and DTG curves, Exolit added to Epidian 5 retarded the beginning of thermal decomposition by ca. 2 °C as compared to Epidian 5 and Epidian 5 + 5 % Nanomer and mixed modification, i.e. Epidian 5 + 3 % Nanomer + 6 % Exolit. • With view to the nature of TG and DTG curves the presumption may be made that adding red phosphorus to Epidian 5 leads to extension of the thermal decomposition process and combustion. Nevertheless, the lowest temperature of the maximum speed of mass loss was recorded for the non-modified Epidian 5 sample with flame 83

•

•

•

• •

•

-

•

retardant admixtures. Introduction of Nanomer to Epidian 5 increased by ca. 7 °C the value of the maximum rate of mass loss. Concurrent addition of Exolit + Nanomer to Epidian 5 hastened the release of 50 % of mass as compared to the release time of 50 % of mass for samples non-modified and modified by Nanomer and separately by Exolit. On the basis of the TG and DTG analyses we may conclude that in phase I of thermal decomposition the shape of the curves is similar. However, in phase II of decomposition the curves tend to differ. For mixed modification and for separately added Exolit to Epidian 5 the thermal decomposition of the samples became extended. Most likely the inhibition effects of red phosphorus in the tested epoxy materials comprises inhibition of the decomposition reaction in the solid form of polymer. The spectrophotometric analysis of absorbance in IR of released compounds in the function of combustion time of the tested epoxy materials confirmed the correctness of results of the thermogravimetric analysis. The added flame retardants did not affect the qualitative composition of the gaseous phase. Taking into consideration the Gram-Schmidt spectra (figure 34) it is possible to define the following ranges of temperature values at which volatile products of thermal decomposition were released for the tested epoxy materials: hardened Epidian 5: 330 - 760 °C, Epidian 5 + 6 % Exolit: 295 - 800 °C, Epidian 5 + 5 % Nanomer: 225 - 760 °C, Epidian 5 + 3 % Nanomer + 6 % Exolit: 235 - 800 °C. On the basis of spectra in IR it became possible to define temperature ranges at which the release of the volatile gaseous phase was of a variable nature and allowed the identification of organic compounds being released. However, in many of the ranges the evoluting volatile products of thermal decomposition are limited to carbon dioxide and water. For this reason in the analysis presented in this study those ranges have been omitted. Ranges of temperature values, for which the dominating products of thermal decomposition were CO2 and H2O, are as follows for the tested volatile products of thermal decomposition: hardened Epidian 5: 450 - 750 °C, Epidian 5 + 6 % Exolit: 470 - 840 °C, Epidian 5 + 5 % Nanomer: 430 - 760 °C, Epidian 5 + 3 % Nanomer + 6 % Exolit: 500 - 860 °C. An analysis of Chemigrams and Correlation maps (figures 35-38) has shown that all the applied fire resistance modifications led as an effect to considerable hastening in carbon dioxide release. As regards carbon oxide, Bisphenol A and phenol no such changes have been observed. The applied flame retardant admixtures affected the nature of carbon dioxide and oxide release. In samples containing modifications it was found that the release of CO and CO2 proceeds in two stages, while Epidian 5, in which no flame retardants were used, shows no such correctness. For Bisphenol A and phenol no such changes have occurred. In the gaseous phase of Epidian 5 + 6 % Exolit and Epidian 5 + 3 % Nanomer + 6 % Exolit no volatile organic phosphorus compounds were identified, which means that red phosphorus contained in the tested epoxy materials has inhibitory effects in the solid state. 84

References [1]

[2] [3] [4]

[5]

[6]

[7] [8] [9] [10] [11]

Analizator Termograwimetryczny TA Instruments Q500 – Instrukcja obsługi znajdująca się na wyposażeniu Zakładu Spalania i Teorii Pożarów Szkoły Głównej Służby Pożarniczej. Boryniec S., Przygocki W., Procesy spalania polimerów, cz.I Zagadnienia podstawowe, 1999, Polimery 2. Brojer Z., Hertz Z., Penczek P., Żywice epoksydowe, wyd. III, Wydawnictwo Naukowo – Techniczne, Warszawa 1982. Czub P., Bończa-Tomaszewski Z., Penczek P., Pieluchowski J., Chemia i technologia żywic epoksydowych, wyd. IV zm., Wydawnictwo Naukowo-Techniczne, Warszawa 2002. M. Półka, Cooperative analysis of combustibility of chosen epoxy nanocomposite. 12th European Meeting on Fire Retardant Polymers (FRPM 09), 2009, p.21, 31.08.-03.09.09, Poznań, Poland. M. Półka, The fire properties of chosen epoxy nanocomposite, 2009, p.60, 28th Polymer Degradation Discussion Group Meeting, organ. by Royal Society of Chemistry (Manchester Universities) 6-10.09.09, Sestri Levante, Italy Dobrosz K., Matysiak A., Tworzywa sztuczne. Właściwości i zastosowanie, wyd. I, Wydawnictwo Szkolne i Pedagogiczne, Warszawa 1979. Griun I., Materiały polimerowe, wyd. I, Wydawnictwo Naukowe PWN, Warszawa 2003. Janowska G., Przygocki W., Łochowicz A., Palność polimerów i materiałów polimerowych, wyd. I, Wydawnictwo Naukowo – Techniczne, Warszawa 2007. Nicholson J., Chemia polimerów, Wydawnictwo Naukowo – Techniczne, Warszawa 1996. Troitsch J., International Plastics Flammability Handbook, Hanser Publications, Munich 1990.

85

René PŘIBYL1, Petr PAVLISKA2, Aleš BERNATÍK3, Michail ŠENOVSKÝ4 HODNOCENÍ PRŮMYSLOVÝCH ZÓN PROSTŘEDNICTVÍM CHECK LISTŮ EVALUATION OF INDUSTRIAL ZONES THROUGH CHECKLISTS Abstrakt Příspěvek se zabývá problematikou hodnocení průmyslových zón. Popisuje možný postup hodnocení rizik pomocí kontrolních seznamů v jednotlivých podnicích umístěných v průmyslové zóně. Klíčová slova: průmyslová zóna, kontrolní seznam, riziko, prevence Abstract The article is focused on risk assessment in industrial zones. There is described procedure of risk assessment using checklist for individual companies in industrial zones. Key words: industrial Zone, Checklist, Risk, Prevention Úvod Stát v posledních 10 letech investoval značné finanční prostředky do vybudování velkého množství průmyslových zón, do kterých přicházejí jak čeští, tak zahraniční investoři. Dochází tak k rozmachu malého a středního průmyslu, což přináší i určitá rizika pro zaměstnance, okolní obyvatelstvo a životní prostředí. [1] Podle Agentury Czechinvest je v České republice přes 100 průmyslových zón. Ne všechny jsou obsazené, ale i tak můžeme říct, že zde působí velké množství firem. Jedná se o firmy různorodého zaměření od výroby destilátů, přes strojírenství až po automobilový průmysl. Tyto činnosti sebou přinášejí určitá rizika. [1] Česká republika prostřednictvím agentury Czechinvest investuje ročně do zřizování a rozšiřování průmyslových zón stovky miliónů korun. V souvislosti s rozvojem průmyslové infrastruktury v průmyslových zónách se však začíná hovořit také o možných nebezpečích, které jsou spojeny s jejich provozováním. Do popředí zájmu se postupně dostávají tzv. synergické účinky havárií nebo jiných mimořádných událostí, a to zejména proto, že z hlediska požárně bezpečnostních řešení jsou průmyslové objekty řešeny samostatně, nikoliv v návaznosti na okolní objekty ostatních podnikatelských subjektů. [6] 1

2

3

4

Ing., VŠB - TU Ostrava, Fakulta bezpečnostního inženýrství, Katedra bezpečnostního managementu, Lumírova 13, 700 30 Ostrava - Výškovice, e-mail: [email protected] Ing., VŠB - TU Ostrava, Fakulta bezpečnostního inženýrství, Lumírova 13, 700 30 Ostrava - Výškovice, e-mail: [email protected] Doc. Dr. Ing., VŠB - TU Ostrava, Fakulta bezpečnostního inženýrství, Katedra bezpečnostního managementu, Lumírova 13, 700 30 Ostrava - Výškovice, e-mail: [email protected] Doc. Dr. Ing., VŠB - TU Ostrava, Fakulta bezpečnostního inženýrství, Katedra ochrany obyvatelstva, Lumírova 13, 700 30 Ostrava - Výškovice, e-mail: [email protected] 87

Analýza a hodnocení rizik v průmyslových zónách nám pomáhá identifikovat zdroje rizik a stanovit opatření na jejich eliminaci nebo zmírnění. Článek se zabývá podniky, jejichž rizika souvisí s nebezpečnými chemickými látkami. Pro takovéto podniky existuje směrnice rady 96/82/EC o kontrole závažných havárií způsobených nebezpečnou látkou (tzv. SEVESO II direktiva). V České republice je tato problematika upravena zákonem č. 59/2006 o prevenci závažných havárií. V tomto předpise jsou dány limitní množství látky, při jejichž překročení spadá podnik pod účinnost tohoto zákona a musí splňovat určité náležitosti. Existuje ale také určité množství podniků, které mají podlimitní množství nebezpečné látky, ale mohou být stále ještě nebezpečné. [1] Právě těmito podniky se bude článek zabývat. Průmyslová zóna Pojem průmyslová zóna je všeobecně vysvětlován jako ucelený soubor kompaktních univerzálních objektů vhodných pro lehkou, hygienicky nezávadnou výrobu s účelně vyřešenou dopravou a velkým podílem zeleně mezi jednotlivými objekty. [2] Provoz v těchto zónách je kompletně situován uvnitř objektů, jež jsou zpravidla bez oplocených dvorů, s možností volného pohybu návštěvníků. Průmyslová zóna je tedy uceleným komplexem průmyslu a služeb s řadou integrovaných funkcí odborného charakteru. Takovýto komplex maximálně využívá vzájemné podpory jednotlivých firem ve výměně informací, poradenství, společné prezentace a využívání mezinárodních kontaktů. Tato synergie má za úkol vést k dosažení lepších výsledků a právě v této oblasti bývá využívána téměř pravidelně. [2] Rozvoj průmyslových zón a analýza rizik V současném světě dle právních předpisů za správu a rozvoj území odpovídá veřejná správa, která má právní nástroje pro zapojení privátního sektoru a ostatních zúčastněných. [8] V souvislosti s rozvojem průmyslových zón je potřeba se zamyslet nad možnými nebezpečími, která mohou vznikat s rozšiřující se infrastrukturou v zónách a při samotném provozu průmyslových parků. Jelikož je tato problematika zcela novou oblastí hodnocení komplexní bezpečnosti části území, bylo by vhodné si nejprve stanovit, jakých cílů chceme analýzou rizik průmyslových zón dosáhnout: - zavedení metodiky analýzy hodnocení rizik průmyslových zón, - přenos takto získaných informací a poznatků do veřejné správy, - využití metodiky v rámci opatření ochrany obyvatelstva, krizového řízení a zvýšení připravenosti IZS v případě možných synergentních mimořádných událostí. [7] Postup hodnocení rizik v průmyslových zónách Doporučovaný postup hodnocení rizik areálů průmyslových zón je schematicky zobrazen v následujícím algoritmu viz obrázek 1. Výše uvedený algoritmus byl převeden do formy otázek, které byly zkompletovány v kontrolním seznamu. Tento kontrolní seznam byl rozdělen do 3 části, podle barevného rozlišení na obrázku č. 1 a to na vnitřní příčiny, vnější ohrožení a management. Další postup bude uveden v následujících kapitolách.

88

Máte v areálu NL?

Vnitřní příčiny

ANO Popis nebezpečných vlastností ANO každé z nich

Je v areálu více než 1 NL? NE Popis nebezpečné vlastnosti (toxicita, výbušnost, hořlavost)

Vnější příčiny

ANO

Může dojít k úniku NL v důsledku? (VNITŘNÍCH - havárie, porucha...) (VNĚJŠÍCH - klimatologické podmínky, terorismus...)

Zpracování scénářů

NE Určit zodpovědnou osobu

Máte stanovenou zodpovědnou osobu na úseku prevence havárií?

NE

ANO Proškolení NE

Jsou zaměstnanci seznámeni a proškoleni s NL? (manipulace, neb. vlastnosti, bezpečné postupy...)

Management

ANO

Vyhodnocujete rizika při změnách? (technologie, množství NL...)

NE

Provádět hodnocení

ANO Máte zpracovaný HP a provádíte pravidelný nácvik? (úniku NL, havárie...)

NE

Provést nápravná opatření

ANO NE Funguje kultura bezpečnosti? ANO Konec hodnocení

Obrázek 1: Vývojový diagram vstupního hodnocení podlimitních zdrojů

89

Kontrolní seznam Kontrolní seznam je soubor otázek, který má vysokou vypovídající hodnotu s ohledem na stanovaný cíl. Kontrolní seznam (check list) je postup založený na systematické kontrole plnění předem stanovených podmínek a opatření. To znamená, že jeho aplikací kontrolujeme stav určitého systému. Analýza kontrolním seznamem je relativně jednoduchá a může být aplikována v kterémkoli stadiu života daného procesu. Tradiční kontrolní seznamy slouží především jako pojistka toho, že se organizace shodují se standardní praxí. [3] Otázka

1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. 8. 9. 10. 11. 12. 13. 14.

Ano

Stala se již závažná havárie, při které došlo k vážnému ohrožení, k vážnému dopadu na životy a zdraví, životního prostředí nebo k újmě na majetku? (od roku 200) Jsou v areálu umístěny toxické látky v množství vyšším než 1 000 kg? Jsou v areálu umístěny výbušné látky v množství vyšším než 1 000 kg? Jsou v areálu umístěny hořlavé látky v množství vyšším než 10 000 kg? Jsou v areálu umístěny látky nebezpečné pro životní prostředí v množství vyšším než 10 000? Je v areálu nebezpečné zařízení, které obsahuje menší než výše uvedené množství nebezpečné látky a přesto ho hodnotíte jak nebezpečné? Máte v podniku další zařízení, které je možné vybrat k analýze rizik na základě Vašich zkušeností? Může dojít k nebezpečí nedostatku kyslíku (i jeho vytěsnění jiným plynem)? Dovážíte nebezpečné látky po železnici? Dovážíte nebezpečné látky v autocisternách? Je v areálu potrubí, ze kterého může za 10 minut uniknout větší množství nebezpečné látky a které by tak mělo být zváženo jako závažný zdroj rizika? Jsou oxidující látky uskladněny společně s hořlavými látkami? Jsou v areálu výbušné prachy? Jsou v areálu podniku zařízení pod tlakem (tlakové nádoby, tlakové láhve reaktory)?

Může dojít k přetlaku/podtlaku na zařízení, ve kterém se látky skladují/zpracovávají? (např. pára, stlačený vzduch) Může dojít k požáru u zásobníku se zkapalněným plynem 16. nebo kapalinou pod tlakem? Může dojít k havárii v důsledku výpadku elektrického 17. proudu? 15.

Počet kladných odpovědí Stupeň ohrožení

Ne

Netýká se

Poznámka

x x x x x x

Zásobník oleje do převodovek

x

Plnička oleje do převodovek x x

x Rozvod oleje ze zásobníku do plničky

x x x

Tlakové nádoby, rozvod stlačeného vzduchu

x x x x

0-2

3-4

5-6

7-8

9 a více

1

2

3x

4

5

Obrázek 2: Ukázka kontrolního seznamu pro oblast vnitřních příčin 90

Struktura kontrolního seznamu se může měnit od jednoduchého seznamu až po složitý formulář, který umožňuje zahrnout různou relativní důležitost parametru (váhu) v rámci daného souboru. [4] Kontrolní seznamy ohrožení Rizika ohrožující podnik byly rozděleny do 3 oblastí: - vnitřní příčiny, - vnější ohrožení, - management rizik. Pro každou z těchto oblastí je vyhotoven kontrolní seznam se specifickými otázkami. Všechny kontrolní seznamy mají 4 volné sloupce. Jeden pro odpověď ANO, druhý pro odpověď NE, případně NETÝKÁ SE a čtvrtý pro POZNÁMKU. Do poznámky se napíše zpřesňující informace k odpovědi, pokud je to považováno za důležité. Na obrázku 2 je zobrazen jako vzor již vyplněný kontrolní seznam pro oblast vnitřních příčin. Způsob hodnocení Dosažené výsledky můžeme použít samostatně, pokud nás zajímá konkrétní oblast, nebo dohromady a vypočítat z nich celkový průměr a pro všechny tři oblasti. Výsledek dostaneme tak, že sečteme počet kladných (nebo záporných) odpovědí v seznamu a podle tabulky pod ním mu přiřadíme stupeň ohrožení. V tabulce 1 je znázorněn výčet stupňů ohrožení. Tabulka 1: Stupně ohrožení Stupeň ohrožení Velmi vysoké ohrožení Vysoké ohrožení Střední ohrožení Nízké ohrožení Zanedbatelné ohrožení

5 4 3 2 1

Celkové hodnocení Celkový výsledek dostaneme, když výsledné 3 stupně ohrožení pro jednotlivé seznamy sečteme a podělíme třemi. Zaokrouhlujeme podle pravidel zaokrouhlování na nejbližší celé číslo. Pro závěrečné vyhodnocení jsou výsledky zapsány do níže uvedené tabulky 2, která nám poukáže na celkový stav. Pro výslednou hodnotu 1 - 2 hodnotíme ohrožení podniku jako nízké a nehrozí žádné akutní nebezpečí. Pro výslednou hodnotu 3 je nutné znovu prostudovat kontrolní seznamy, najít slabá místa a zhodnotit jejich závažnost. V případě, že je hodnotíme jako závažné, je třeba upozornit na ně vedení podniku a začít se jimi zabývat.

91

Pro výslednou hodnotu 4 - 5 je potřeba upozornit vedení podniku. Začít se velmi vážně zabývat problematikou bezpečnosti a přijmout okamžitá opatření vedoucí k nápravě situace. Především se bude jednat o management rizik. Tabulka. 2: Stupně ohrožení Hodnocení (1-5) 1 2 3 4 5

Kontrolní seznam Vnitřní příčiny Vnější ohrožení Management rizik Celkové hodnocení

Aplikace kontrolních seznamů v průmyslových zónách Kontrolní seznamy byly prověřeny na 6 podnicích v průmyslových zónách. Dva z nich jsou dodavatelé pro automobilový průmysl, kteří sídlí v průmyslové zóně v Nošovicích, třetí pak výrobce biolihu, který sídlí v průmyslové zóně v Trmicích a čtvrtý je podnik s chemickou výrobou se sídlem v Rakovníku. Pátý je výrobce osobních automobilů a poslední šestý je zástupcem těžkého průmyslu. [5] Kontrolní seznamy byly vždy vyplněny odpovědným pracovníkem dané firmy - většinou bezpečnostním technikem. Komunikace probíhala dvěma způsoby - osobně na pracovišti pracovníka nebo elektronickou formou. Tabulka 3: Přehled hodnocení podniků Podnik Číslo 1 Číslo 2 Číslo 3 Číslo 4 Číslo 5 Číslo 6

Vnitřní příčiny 3 4 5 5 4 3

Vnější ohrožení 2 2 2 3 2 4

Management rizik 1 1 1 1 3 2

Celkové hodnocení 2 2 3 3 3 3

V následující tabulce 3 je shrnuto vyhodnocení všech 6 podniků. Záměrně byly názvy podniků změněny za číselnou hodnotu. Jak je z výše uvedené tabulky 3 zřejmé, ve 2 případech bylo celkové hodnocení podniku v úrovni NÍZKÉHO ohrožení, ale ve většině případů tj. ve 4, byla míra ohrožení v oblasti STŘEDNÍ. Tudíž je zřejmé, že je nutno se touto problematikou dále zabývat. Závěr Hodnocení rizik představuje jeden z kroků celkového řízení rizik, kdy výsledky hodnocení rizik předkládají nezbytné informace pro návrh opatření na snižování rizik, přípravu havarijních plánů, apod.

92

Rovněž při územním plánování může provedení hodnocení rizik významně přispět k prevenci závažných havárií před samotnou výstavbou objektu. Správní úřady mají za povinnost podle zákona o krizovém řízení vést přehled zdrojů rizik a analyzovat ohrožení na příslušném území, ale vzhledem k nejasným kompetencím a neexistenci metodiky se toto hodnocení ve větší míře neprovádí. Provedená studie hodnocení nezařazených zdrojů rizik přispívá pro praxi především pro průmyslové podniky a státní správu, kterým předkládá možný postup hodnocení rizik nezařazených zdrojů rizik. Literatura [1] [2]

[3] [4] [5] [6]

Pavliska, P.: Studie bezpečnosti areálu průmyslové zóny. Ostrava: VŠB - TU Ostrava. Fakulta bezpečnostního inženýrství. 2010. 64 s. Průmyslové zóny. Průmyslové-zony.cz : vše o průmyslových zónách - kvalitní a ověřené informace [online]. 2007, [cit. 2010-06-12]. Dostupný z WWW: . Procházková, D.; Šesták, B.: Kontrolní seznamy a jejich aplikace v praxi. 1. vyd. Praha: Policejní akademie České republiky, 2006. 322s. ISBN 80-7251-225-0. Movoz Žamberk Metodiky hodnocení rizik [on line]. [cit. 2010 06 12]. Dostupné na WWW: . Bernatík, A., Pavliska, P., Přibyl, R., Šenovský, M.: Studie bezpečnosti areálů průmyslových zón - checklist, Ostrava 2010. Šenovský, P.: Statistika zásahů HZS ČR v průmyslových zónách v letech 1997 - 2004 . In Sborník konference Ochrana obyvatelstva 2007. Ostrava: SPBI, 2007. s. 358-365. ISBN: 978-80-86634-51-5.

93

Mária ŠIMONOVÁ1, Pavel POLEDŇÁK2 POZNATKY Z EXPERIMENTÁLNEHO OVEROVANIA POŽIAROV OSOBNÝCH AUTOMOBILOVÝCH VOZIDIEL V SKÚŠOBNEJ ŠTÔLNI FINDINGS FROM EXPERIMENTAL VERIFICATION OF PASSANGER MOTOR CAR FIRES IN CLOSED SPACE Abstrakt Príspevok sa venuje popisu experimentu požiaru osobných motorových automobilov v uzavretom priestore - v skúšobnej štôlni. Popisuje najmä jeho základné výstupy, namerané výsledky a čiastočne sa venuje vyhodnoteniu experimentu a stanoveniu hypotéz výskumu potrebných pre následné komplexné vyhodnotenie. Kľúčové slová: osobný automobil, požiare, uzavretý priestor, experiment Abstract The article describes the experiment of fires of passenger motor cars in an enclosed space - test galleries. It describes in particular the essential outputs; outcomes measured and partially devoted to the evaluation of the experiment and determine the necessary research hypotheses for subsequent comprehensive evaluation. Key words: car, fire, closed space experiment Úvod Problematika požiarov osobných automobilových vozidiel je vo svete veľmi aktuálna. Každý deň sa môžeme stretnúť so správami o požiari automobilov a to nie len pri haváriách. Veľmi aktuálnymi sú napríklad požiare v hromadných garážach, ktoré majú potenciál spôsobiť obrovské materiálne škody, v súvislosti so šírením požiaru v objekte, negatívnymi vplyvmi na stavebné konštrukcie objektu, ale tiež vplyvmi splodín horenia a osoby v uzatvorenom priestore. Okrem spomenutých faktorov je podstatná aj možná likvidácia požiaru, ktorá je v týchto sťažených podmienkach náročnejšia ako na voľnom priestranstve. Práve pochopenie správania sa požiaru automobilov v uzavretých hromadných garážach je podstatné ako pre projektovanie protipožiarnej bezpečnosti garáží, tak aj pre následný efektívny zásah záchranných zložiek. Za týmto účelom sa realizoval experiment požiaru osobných motorových vozidiel v uzavretej skúšobnej štôlni.

1

2

Ing., PhD., Žilinská univerzita v Žiline, Fakulta špeciálneho inžinierstva, Ul. 1. mája 32, 010 26 Žilina, Slovenská republika, e-mail: [email protected] prof. Ing., PhD., Žilinská univerzita v Žiline, Fakulta špeciálneho inžinierstva, Ul. 1. mája 32, 010 26 Žilina, Slovenská republika, e-mail: [email protected]

95

Experiment a jeho cieľ V rámci experimentálneho skúmania horenia osobných automobilov sa vykonali modelové skúšky zamerané na získanie údajov potrebných pre vytvorenie počítačovej simulácie horenia osobného automobilu a preskoku plameňa pri garážovom státí osobných motorových vozidiel v hromadných garážach. Cieľom experimentu bolo zaznamenať priebeh a rozvoj jednotlivých fáz horenia (v závislosti na čase horenia) osobného automobilu, zmerať vybrané parametre požiaru (najmä teploty pri požiari) potrebné pre vytvorenie počítačovej simulácie horenia automobilu a preskoku plameňa. Okrem toho pozorovať zvláštnosti, ktoré môžu pri horení v uzavretom priestore nastať. Experiment prebiehal v skúšobnej štôlni firmy VVÚU, a. s. v Štramberku, kde sa simuloval uzatvorený priestor podzemných garáží. Pred vykonaním experimentu bola vytvorená a oponovaná metodika. Experiment prebiehal v dvoch samostatných skúškach a boli použité dve vedľa seba stojace vozidlá vo vzdialenosti cca 60 cm (simulácia podmienok pri parkovaní). Použité boli vozidlá Ford Escort a Renault 19. O každom experimente bol vykonaný podrobný zápis spolu s popisom metodiky, podľa ktorého experiment prebiehal. Postup experimentu Experiment bol realizovaný vo viacerých fázach: a) príprava automobilov na experiment (skenovanie vozidla, určenie percentuálneho podielu horľavých látok vo vozidle, umiestnenie vozidiel v skúšobnej štôlni a ich zabezpečenie), b) inštalácia zariadenia na meranie teplôt - snímače, c) iniciovanie požiaru, d) meranie vybraných hodnôt, e) konečná fáza likvidácie požiaru a vyhodnotenia získaných údajov. Jednotlivé fázy sú podrobne rozobraté v spomínanej metodike experimentu. Celý experiment bol rozdelený na dve samostatné časti, v ktorých sa sledovali požadované hodnoty. V predkladanom príspevku však popisujeme iba prvú časť experimentu. Po príprave automobilu na experiment a jeho umiestnení v skúšobnej štôlni, ako je uvedené na obrázku 1, boli umiestnené teplotné snímače. Teplotné senzory

Iniciácia

šírky profilu

3,90

5,60

6,90

Renault

0,6 m

Ford

7,10

6,70

6,10

4,10

40 m

37,8 m

39,3 m

0,5 m

30 m

20 m

18,5 m

17,7 m

Obrázok 1: Poloha vozidiel vo vzťahu k stenám skúšobnej štôlne pri experimente č.1[3]

96

Umiestnenie meracích snímačov vo vozidle je závislé na meranej veličine, type karosérie celkovej koncepcii osobného automobilu. Teplota pri horení a teplota splodín horenia bola meraná termočlánkami z NiCr-Ni s teplotným rozsahom od -100 °C do 1400 °C[1]. Umiestenie teplotných snímačov je znázornené na obrázku 2. Konkrétne umiestnenie termočlánkov bolo nasledovné: Ford Teplotný snímač č. 0, umiestnený v prednej časti vozidla - v motorovom priestore. Teplotný snímač č. 1, umiestnený v interiéri vozidla nad volantom. Teplotný snímač č. 2, umiestnený vo výške 20 cm nad strechou vozidla. Teplotný snímač č. 3, umiestnený v zadnom kufri vozidla. a)

Renault

0,5 m Teplotné senzory

0,6 m

Iniciácia

Ford

b) Teplotné senzory

Ford

Renault 0,6 m 0,8 m

Iniciácia

Obrázok 2: Umiestnenie teplotných snímačov (termočlánkov) vo vozidle a v priestore okolo vozidla pri experimente č. 1 [3] Renault Teplotný snímač č. 4, umiestnený na prednej časti vozidla v oblasti ľavého blatníka (nad predným kolesom) na strane šoféra. Teplotný snímač č. 5, umiestnený v interiéri vozidla nad sedadlom šoféra.

97

Okrem umiestnenia teplotných snímačov môžeme vidieť na obrázku 2 aj miesto iniciácie požiaru, ktoré je znázornené červeným. Simulovaný požiar bol iniciovaný v motorovom priestore vozidla. Iniciácia bola zabezpečená tkaninou o rozmeroch 10 x 10 cm. Táto bola impregnovaná benzínom (konkrétne 10 ml Uni 95) a umiestnená k nádržke s hydraulickým olejom pre posilňovač riadenia (viď. obrázok 3) [2].

 Obrázok 3: Iniciácia požiaru pri experimente č. 1[4] Na iniciáciu horenia bol použitý plameň, ktorým bola látka zapálená. Veko motorového priestoru počas zapálenia (iniciácie horenia) bolo otvorené a po zapálení sa uzavrelo. Iniciácia bola hneď na prvý pokus úspešná. Po rozhorení sa štôlňa uzatvorila. Doba trvania prvej fázy experimentu bola obmedzená iniciáciou druhého vozidla, stojaceho vo vzdialenosti 60 cm od horiaceho. Meranie a dokumentácia výstupných hodnôt meracou a záznamovou technikou Experiment vzhľadom k podmienkam v akých bol realizovaný (uzavretý priestor) nebol zaznamenávaný stabilne umiestnenou technikou. Využité boli záznamové zariadenia VVUÚ, a.s. Tiež bola využitá jedna termovízna kamera, ktorá však nemala záznamové zariadenie a slúžila iba na priebežné sledovanie vývoja požiaru. Kamera nebola stabilne umiestnená, obsluhovali ju príslušníci HZS ČR, ktorí sa počas experimentu v určitom obmedzenom čase zdržiavali v interiéri skúšobnej štôlne. Pri spracovaní a vyhodnotení meraní bol použitý grafický softvér WinControl vyvinutý pre merací prístroj Almemo. Počas celého trvania experimentu sa zaznamenávali v časovom intervale 10 sekúnd hodnoty nasledovných veličín: Teplota pri horení [°C] Teplota pri horení bola meraná umiestnenými termočlánkami. Teplota splodín horenia [°C] Teplota splodín horenia bola meraná umiestnenými termočlánkami Okrem toho boli pred experimentom i po ňom v priestore realizácie odmerané nasledujúce veličiny: - teplota - meraná na viacerých bodoch v priestore a okolí vozidla pomocou termočlánkov (bodové meranie teploty), - rýchlosť prúdenia vzduchu, - teplota okolia - počiatočná teplota okolia, - vlhkosť vzduchu.

98

Aktuálne poveternostné podmienky, hodnoty a údaje vonkajšieho prostredia zmerané o 8.30 ráno pred realizáciou prvého experimentu boli nasledovné: - teplota vzduchu 12,73 °C, - vlhkosť vzduchu 97,6 %, - tlak vzduchu 974 hPa, - rýchlosť vetra 0 m.s-1(priestor je bez prúdenia vzduchu) - rosný bod -10,1 °C, - entalpia vzduchu 7,5 g/K. Počas experimentu boli použité aj digitálne fotoaparáty na zaznamenanie konkrétnych detailov pred a po experimentálnom horení. Priebeh skúšky bol sledovaný aj termokamerou, avšak bez záznamu. Sledovaný priebeh experimentu bol nasledovný: V 11 tej minúte experimentu sa objavili výrazné plamene a teplota v motorovom priestore vzrástla v tomto časovom úseku až na 500 °C. Teplota nameraná teplotným snímačom číslo 2 (umiestneným v exteriéri vozidla) bola v tomto čase cca 20 °C. V 12 tej minúte plamene utlmili a v 13 tej minúte začalo silné dymenie, po ktorom nasledovala explózia (podľa predpokladov sa jednalo o pneumatiku). V 21 vej minúte požiar stále nepreskočil na vedľajší automobil. V interiéri iniciovaného automobilu a v zadnom kufri začala stúpať teplota. V prednej časti (v motorovej oblasti) začala teplota klesať a v 26 tej minúte dosiahla cca 200 °C. V spomenutej 26 tej minúte sa tiež začalo s hasením požiaru.

 Obrázok 4: Priebeh teplotných kriviek pri experimente časť 1 (T0 – T5: označenie termočlánkov) [4] Hasiči, ktorý sa väčšiu časť experimentu zdržiavali v interiéri skúšobnej štôlne konštatovali, že horenie prebiehalo bez problémov, pričom oheň sa šíril spredu dozadu. Dochádzalo k stekaniu horiacich materiálov z motorového priestoru na zem. Počas horenia došlo k trom silnejším explóziám, pričom sa jednalo o 2 gumy a prasknutie predného skla.

99

Hasenie prebehlo bez problémov, kufor nad motorom sa dal otvoriť. V prvej fáze hasenia využili snehový hasiaci prístroj (CO2), ktorý však pri aplikácii spôsobil rozhorenie požiaru. Preto bola ako hasivo využitá voda. Komplexný časový priebeh nameraných hodnôt môžeme sledovať na obrázku 4. Na něm možno pozorovať farebne odlíšené teplotné krivky pre jednotlivé termočlánky. Každý termočlánok má svoj vlastný teplotný priebeh. Podľa týchto priebehov sa dá s pomerne veľkou presnosťou posúdiť celý priebeh požiaru, jeho jednotlivé fázy, dosiahnuté maximálne teploty, narastanie teplôt, ale aj ich pokles a vyhasínanie. Okrem toho môžeme vyvodiť aj spôsob a rýchlosť jeho šírenia a podobne. Na grafe (obrázok 4) môžeme pozorovať, že výsledné krivky sú namerané v časovom rozpätí jednej hodiny, pričom podstatná časť celého experimentu (fáza horenia) je v rámci cca 35 minút. Maximálna dosiahnutá teplota bola okolo 900 °C. Z pozorovania sa môže zdať podstatné napríklad, že pred každým výbuchom, ktorý bolo počuť stúpla teplota na niektorom z termočlánkov, z čoho sme odvodili, že sa pravdepodobne jednalo o výbuchy pneumatík. Záver Veľkorozmerové skúšky, ktoré boli realizované v uzavretom priestore poskytli údaje, vďaka ktorým je možné spracovať matematické modely simulácie požiaru. Tieto simulácie sa následne dajú využiť v mnohých oblastiach, nie len pri hromadných garážach, ale čiastočne napríklad pri modelovaní horenia automobilov v tuneli. Taktiež ich možno považovať za potenciálne prínosné napríklad v oblasti zisťovania príčin vzniku požiaru osobných automobilových vozidiel. Pri prvej časti experimentu je podstatným zistením, že požiar automobilu v uzavretom priestore bez prúdenia vzduchu nie je schopný preskočiť na vedľajší automobil, vzdialený od horiaceho 60 cm, čo je normovaná vzdialenosť zaparkovaných automobilov. Veľký vplyv na šírenie požiaru majú aj moderné používané materiály, ktoré obsahujú rôzne látky, spôsobujúce zhasínanie plameňa - retardéry horenia[5]. Tiež je možné vyvodiť predbežné závery a hypotézy, že horenie v prípade uzavretých priestorov bez prúdenia vzduchu sa šíri iba v obmedzenom rozsahu. Príspevok bol písaný v rámci projektu APVV-0532-07. Literatúra [1] [2]

[3] [4] [5]

Svetlík, J.: Požiar v motorovom priestore osobného motorového vozidla. In.: Ochrana pred požiarmi a záchranné služby. FŠI ŽU V Žiline, 2010. ISBN: 978-80-554-0208-6. Halada, L. - Weisenpacher, P. - Glassa, J.: Possible use of computer fire simulation for automobile fire safety purposes. In.: Ochrana pred požiarmi a záchranné služby. FŠI ŽU V Žiline, 2010. ISBN: 978-80-554-0208-6. Metodika realizácie experimentov horenia osobného motorového automobilu. Zápis o vykonanom experimente 01/26102009 Osvaldová. L.: Retardéry horenia. In: Arpos, 18-19, 2005, s. 18-21, ISSN: 1335-5910.

100

Jiří ŠVEC1, Pavel ŠVEC2 PŘESTUP TEPLA HEAT TRANSFER Abstrakt Přestup tepla hraje důležitou roli - bohužel často opomíjenou - při řešení úloh v oblasti šíření tepla. V předloženém článku je tento děj popsán a diskutován vliv koeficientu přestupu tepla (který není konstantní) na hodnotu tepelného toku. Klíčová slova: šíření tepla, přestup tepla, koeficient přestupu tepla Abstract Heat transfer plays an important role - unfortunately, often neglected - in solving the problems of the area of heat propagation. In the article, this process is described and the way in which the coefficient of heat transfer (that is not constant) influences the density of heat flow is discussed. Key words: heat propagation, heat transfer, coefficient of heat transfer Úvod Přestup tepla je děj, ke kterému dochází na rozhraní plynu nebo kapaliny a pevné látky, tedy na rozhraní, kde se mění způsob šíření tepla z proudění na vedení (resp. obráceně). Tepelný tok, který přestupuje z kapaliny nebo plynu do pevné látky je úměrný teplotnímu rozdílu. Koeficient úměrnosti, tj koeficient přestupu tepla však není konstantní pro danou látku, ale závisí v poměrně značném rozmezí na mnoha dalších veličinách. V dalších kapitolách je diskutován výpočet koeficientu přestupu tepla v různých situacích a následné ovlivnění tepelného toku, který přestupuje z kapaliny nebo plynu do pevné látky (resp. obráceně). Vedení tepla Vedení tepla v pevných látkách se obecně řídí Fourierovou rovnicí - hustota tepelného toku (q) je úměrná spádu (zápornému gradientu) teploty q   grad t

(1)

Hustota tepelného toku (q) je množství tepla, které projde plochou 1 m2 postavenou kolmo ke směru vedení tepla za jednu sekundu. Jednotkou je W m-2. Konstanta úměrnosti λ je koeficient tepelné vodivosti, má jednotku W m-1K-1. Pro ustálené vedení tepla rovinou stěnou lze z rovnice (1) odvodit vztah 1

2

VŠB - TU Ostrava, Fakulta bezpečnostního inženýrství, Katedra bezpečnostního managementu, Lumírova 13, 700 30 Ostrava - Výškovice, e-mail: [email protected] VŠB - TU Ostrava, Fakulta metalurgie a materiálového inženýrství, Katedra automatizace a počítačové techniky v metalurgii, 17. listopadu 15, 708 33 Ostrava - Poruba, [email protected]

101

Q

t1  t2 S d

(2)

kde Q t1 t2 d S τ λ

množství tepla prošlé vrstvou [J], teplota přední stěny vrstvy [°C], teplota zadní stěny vrstvy [°C], tloušťka vrstvy [m], plocha vrstvy [m2], čas [s], koeficient tepelné vodivosti materiálu vrstvy [W m-1K-1].

Koeficienty tepelné vodivosti různých materiálů jsou uvedeny v následující tabulce (pro teplotu 18 °C). Tabulka 1: Koeficienty tepelné vodivosti Materiál [W m-1K-1] Ocel uhlíková Olovo Hliník Měď Stříbro Molitan Skelná vata Okenní sklo Suchý vzduch Polystyrén Beton hutný (ρ = 2100 kg m-3)

50,0 35,0 235,0 372,0 428,0 0,024 0,048 1,0 0,026 0,06 1,05

Přestup tepla Z výše uvedeného se může zdát, že problematika ustáleného vedení tepla není příliš složitá. V praxi tomu tak většinou není. Vrstva materiálu, ve které se teplo šíří vedením je takřka vždy obklopena vzduchem (plynem) nebo kapalinou. V těchto prostředích se teplo šíří prouděním. Na styku pevné látky a tekutiny (plyn, kapalina) se mění způsob šíření tepla z vedení na proudění. Na tomto styku dochází Obrázek 1: Průběh k přenosu tepla, který se nazývá přestup tepla. Při přestupu tepla teploty při přestupu z kapaliny nebo plynu resp. obráceně pozorujeme za stacionárního tepla stavu rozdělení teplot, které je znázorněno na obrázku 1. V kapalině (plynu) je teplota konstantní až na velmi tenkou vrstvu při stěně, v níž teplota prudce klesá, tak že stěna má teplotu nižší, než je teplota kapaliny. Tak je tomu v případě, že teplo přechází z tekutiny do stěny. V opačném, případě, kdy teplo přechází ze stěny do tekutiny má zase stěna vyšší teplotu než tekutina. Přibližně stejná teplota uvnitř kapaliny nebo plynu vzniká prouděním tepla, při němž se teploty rychle vyrovnávají. Prudký pokles teploty v těsné blízkosti rozhraní, které od sebe dělí kapalné (plynné) a pevné prostředí, se dá vysvětlit následujícím způsobem. 102

V proudící kapalině (plynu) vzniká těsně u stěny pevné látky tenká vrstva zvaná mezní, v níž je proudění prakticky laminární, kdy částice kapaliny (plynu) se pohybují rovnoběžně se stěnou pevné látky. Touto mezní vrstvou se teplo šíří pouze vedením, jako kdyby kapalina byla v klidu. Vzhledem k tomu, že kapaliny a plyny mají velmi malý koeficient tepelné vodivosti, vzniká v mezní vrstvě velký teplotní spád (tepelný skok). Má-li kapalina (obrázek 1) teplotu t1 a povrch stěny z pevné látky teplotu t‘1, pak teplo, které projde za čas τ plochou S z kapaliny do stěny je dáno Newtonovým vztahem



Q   S t1  t1,



(3)

Konstanta úměrnosti α se nazývá součinitel přestupu tepla [Wm-2K-1]. V praxi většinou určujeme průchod tepla z jedné kapaliny (plynu) do druhé kapaliny (plynu) rovinnou stěnou. Ze stacionárního stavu lze snadno odvodit vztah Q  kS  t1  t2 

kde

Označení veličin je na obrázku 2. Konstanta k se nazývá součinitel prostupu tepla. Má jednotku W m-2K-1. Součinitel prostupu tepla se vypočítá dle rovnice 1 1 d 1    k 1   2

(4)

(5)

α1, α2 koeficient přestupu tepla z kapaliny 1 do stěny resp. ze stěny do kapaliny 2 [Wm-2K-1], d tloušťka stěny [m], λ koeficient tepelné vodivosti materiálu stěny [W m-1K-1]. Součinitel přestupu tepla Na první pohled se zdá, že - podobně jako stacionární vedení tepla - není přestup tepla nijak složitý problém. Opak je však pravdou. Na rozdíl od součinitele tepelné vodivosti, který je materiálovou konstantou, součinitel přestupu tepla materiálovou konstantou není. Může nabývat podle okolností velmi různých hodnot. Z tohoto důvodu jsou rovnice (3, 4 a 5) jednoduché pouze formálně. Rozebereme-li z tohoto hlediska přestup tepla při stacionárním turbulentním proudění kapaliny dlouhou hladkou trubku, pak lze konstatovat, že tento Obrázek 2: Průběh teploty při šíření přestup ovlivňuje: tepla z kapaliny do kapaliny přes vrstvu pevné látky • • •

Průměr trubky d Rychlost proudění kapaliny v Tepelná vodivost kapaliny λ

• • •

103

Měrná tepelná kapacita c Dynamická viskozita kapaliny η Hustota kapaliny ρ

Součinitel přestupu tepla bude tedy funkcí minimálně uvedených veličin.

  f  d , v,  , c, ,  

(6)

Tabulka 2 Orientační rozmezní hodnot koeficientu přestupu tepla [3] Koeficient bez změny fáze Volná plyny voda Nucená plyny voda velmi vazké kapaliny Koeficient při změně fáze var kapalin kondenzace par

α [W m-2K-1] 3 - 20 100 - 600 10 - 500 500 - 10000 50 - 500

1000 - 20000 1000 - 100000

Je celkem zřejmé, že teoretické určení závislosti koeficientu α na všech těchto veličinách je prakticky nemožné. Také experimentální pokus by byl velmi obtížný a výsledky - vzhledem obtížnosti tepelných měření a nesnadné reprodukovatelnosti tepelných pochodů - by zřejmě byly problematické. V určitých případech lze postupovat tak, že sleduje závislost α jen na dominantních veličinách. Výsledek pak platí jen pro daný případ a nelze jej zobecnit. Obecně platné vztahy lze získat pomocí fyzikální podobnosti. Postupem uvedeným příslušné odborné literatuře lze odvodit, že vyšetřovaný děj můžeme jednoznačně popsat pomocí tzv. podobnostních čísel, která jsou již v praxi zavedena. Jedná se o: Reynoldsovo číslo

Re 

Pécletovo číslo

Pe 

Prandtlovo číslo

Pr 

Nusseltovo číslo

Nu 

vd

 vd a

 a

d 

(7) (8) (9) (10)

kde ν koeficient dynamické viskozity [m2 s-1], a koeficient teplotní vodivosti [m2 s-1], d charakteristický (určující) rozměr [m], ostatní označení viz výše. Rovnici popisující vyšetřovaný děj upravíme do tvaru Nu  f  Re, Pr 

104

(11)

Tuto závislost je nutné určit experimentálně. Hodnotu součinitele α pak určíme z Nusseltova čísla

  Nu



(12)

d

kde d průměr trubky [m], λ koeficient tepelné vodivosti kapaliny [W m-1K-1]. Závislost uvedená v rovnici (11) je pro různé situace uvedena v odborné literatuře. Např. pro přestup tepla při turbulentním proudění trubkou (Re>104) dobře vyhovuje vzorec platný v širokých mezích pro všechny kapaliny, páry a plyny [4] Nu  0, 023 Re0,8 Pr 0,4

(13)

Další vzorce lze nalézt např. v [3, 4, 9]. Příklady výpočtu koeficientu přestupu a prostupu tepla Jak již bylo uvedeno, koeficient přestupu tepla může nabývat v dané situaci značně rozdílných hodnot. Na zjednodušených příkladech (jednoduché konfigurace, jsou vynechány různé opravné koeficienty) je ukázáno, jakým způsobem mohou vnější podmínky (např. teplota, rychlost proudění apod.) ovlivňovat hodnotu koeficientu přestupu tepla a ten pak následně koeficient prostupu tepla a tepelný tok. Obtékání koule vzduchem Pro výpočet koeficientu přestupu tepla při obtékání koule vzduchem lze v odborné literatuře nalézt výchozí vztah [4] Nu  0,33 Re0,6

(14)

Určující teplota je střední teplota vzduchu a určující rozměr je průměr koule. Dosadíme-li za

Re 

vd v

a

Nu 

d 

obdržíme po dosazení do rovnice (14) a jednoduché úpravě pro koeficient přestupu tepla vztah

  0,33d 0,4 v 0,6 0,6

(15)

Z tohoto vztahu je zřejmé, že koeficient přestupu tepla může být ovlivněn průměrem koule, rychlostí proudění vzduchu a teplotou vzduchu, se kterou se mění koeficient tepelné vodivosti a kinematická viskozita vzduchu. Vliv průměru koule a rychlosti proudění vzduchu na velikost koeficientu přestupu tepla za konstantní teploty je možné vidět z následující tabulky.

105

Tabulka 3: Vliv průměru koule a rychlosti proudění vzduchu na velikost koeficientu přestupu tepla (d1 = 1 m, v1 = 1 m s-1) d

d-0,4 [m] 1,0 1,32 1,9 0,76 0,53 0,40

1,0 0,5 0,2 2,0 5,0 10,0

d1/d

v

1,0 0,76 0,53 1,32 1,90 2,51

1,0 0,5 0,2 2,0 5,0 10,0

v0,6 [m s-1] 1,0 0,66 0,38 1,52 2,63 4,0

v1/v 1,0 1,52 2,63 0,66 0,38 0,25

Změní-li se teplota proudícího vzduchu, změní se také koeficient tepelné vodivosti a kinematická viskozita vzduchu (tabulka 4). Konkrétní výpočet provedeme pro teploty 20 °C, 100 °C a 500 °C. Tabulka 4: Hodnoty koeficientu tepelné vodivosti a kinematické viskozity pro různé teploty t [°C] 20 100 500

λ [W m-1K-1] 2,59.10-2 3,21.10-2 3,74.10-2

υ [m2s-1] 15,06.10-6 23,13.10-6 79,38.10-6

Za předpokladu konstantního průměru koule a konstantní rychlosti proudění vzduchu vychází (dosazením do vztahu 15) α20 = K.20,2 W m-2 K-1 α100 = K.19,4 W m-2 K-1 α500 = K.16,6 W m-2 K-1 kde K = 0,33 d-0,4 v0,6. Je tedy zřejmé, že malá změna teploty vzduchu se na hodnotě koeficientu přestupu tepla v tomto případě příliš neprojeví. Při změně teploty vzduchu ze 20 °C na 100 °C klesne hodnota koeficientu přestupu tepla o 4 %. Šíření tepla z plynného do plynného prostředí přes pevnou vrstvu Vypočítejme koeficient prostupu tepla při šíření tepla z prostředí, kde je klidný vzduch přes vrstvu pevné látky o tloušťce 1 cm a 10 cm do prostředí kde je proudící vzduch. Jako pevné látky uvažujme látky s různým koeficientem tepelné vodivosti měď λ=372 W m-1 K-1 uhlíková ocel λ=50 W m-1 K-1 polystyrén λ=0,06 W m-1 K-1 V prostředích, kde je klidný vzduch předpokládejme konstantní součinitel přestupu tepla na rozhraní vzduch - pevná látka α1= 7,5 W m-2 K-1 a v prostředí kde je proudící vzduch umožňuje hodnoty koeficientu přestupu tepla postupně 50 W m-2 K-1, 100 W m-2 K-1 a 200 W m-2 K-1. Výsledky vypočítané dle vztahu (5) jsou uvedeny v tabulce 5.

106

Tabulka 5: Vliv koeficientu přestupu tepla na koeficient prostupu tepla při různých tloušťkách vodivé vrstvy a) d = 10 cm

měď uhl. ocel polystyrén

λ

α2

372 50 0,06

50 50 50

k α2 -2 -1 [W m K ] 6,65 100 6,58 100 0,55 100

k

α2

k

7,13 7,04 0,55

200 200 200

7,39 7,30 0,55

b) d = 1 cm λ měď uhl. ocel polystyrén

372 50 0,06

α2 50 50 50

k α2 -2 -1 [W m K ] 6,67 100 6,67 100 3,16 100

k

α2

7,14 7,14 3,26

200 200 200

k 7,41 7,41 3,30

Pokud bychom přestup tepla zanedbali, jednalo by se pouze o vedení tepla pevnou látkou, které se řídí rovnicí (2). Velikost hustoty tepelného toku závisí vedle tepelného rozdílu na poměru  , který můžeme označit k . Tento poměr je pro jednotlivé materiály a tloušťky vrstvy uveden 0 d v tabulce 6. Tabulka 6: Koeficient k0 pro jednotlivé materiály Materiál měď měď uhlíková ocel uhlíková ocel polystyrén polystyrén

Tloušťka vrstvy [cm] 1 10 1 10 1 10

k0 [W m-2 K-1] 37,2.103 3720 5000 500 6 0,6

Z výše uvedeného je zřejmé, že při šíření tepla z plynného prostředí přes vrstvu pevné látky do dalšího plynného prostředí je koeficient prostupu tepla (tj. i hustota tepelného toku) výrazně ovlivněn přestupem tepla. Tento vliv je zvlášť významný u látek dobře vodivých a roste také se zmenšující se tloušťkou vrstvy. Při koeficientech přestupu tepla α1= 75 W m-2 K-1 a α2= 50 m-2 K-1(označení dle obrázku 2) a tloušťce měděné vrstvy 1 cm by byl prošlý tepelný tok za stejného tepelného rozdílu při zanedbání přestupu tepla více než o tři třídy vyšší. V případě polystyrénu je to přibližně jeden řád. Pro lepší ilustraci vypočítejme ještě konkrétně tepelný tok za těchto podmínek (označení dle obrázku 2). 1. t1 = 5 °C, α1 = 7,5 W m-2 K-1, měděná vrsta, d = 1cm, λ = 372 W m-1 K-1, α2 = 50 W m-2 K-1, t2 = 45 °C. 2. t1 = 5 °C, α1 = 7,5 W m-2 K-1, polystyrenová vrstva, d = 1cm, λ = 0,06 W m-1 K-1, α2 = 50 W m-2 K-1, t2 = 45 °C.

107

V prvním případě (a) vypočítáme tepelný tok se započítáváním přestupu tepla, ve druhém případě (b) přestup tepla na obou stranách pevné vrstvy zanedbáváme.

1a 2a

Výsledky jsou shrnuty v následujícím schématu q = 1,48 W m-2 q = 267 W m-2 ......... 1b q = 125 W m-2 ......... 2b q = 240 W m-2

Je tedy evidentní, že přestup tepla hraje při řešení úloh (i zdánlivě jednoduchých) z oblasti šíření tepla značnou roli. Chceme-li tento jev zanedbat, je nutné to velmi dobře zdůvodnit. V opačném případě mohou být výpočty zatíženy značnou chybou. Závěr Přestup tepla je velmi důležitý děj v oblasti šíření tepla, který může zdánlivě jednoduché úlohy týkající se stacionárního vedení tepla značně zkomplikovat. Je to proto, že koeficient přestupu tepla není konstantní, ale závisí na mnoha parametrech (hustota, viskozita, tepelná vodivost média, rychlost proudění apod.) I ze zjednodušených řešení praktických úloh z oblasti šíření tepla je evidentní, že uvedený děj musí být respektován nebo musí být jasně doloženo, že ho můžeme v daném případě zanedbat. Použitá literatura [1] [2] [3] [4] [5] [6] [7] [8] [9]

ČSN 730540-3 Tepelná ochrana budov - část 3. Návrhové hodnoty veličin. Český normalizační institut 2005. ČSN EN ISO 6946 Stavební prvky a stavební konstrukce - Tepelný odpor a součinitel prostupu tepla - výpočtová metoda. Český normalizační institut 2005. Blahož, V., Kadlec, Z.: Základy sdílení tepla. 2. vydání, Ostrava: Edice SPBI. 2000, ISBN: 80-902001-1-7. KADLEC, Z.: Průvodce sdílením tepla pro požární specialisty. 1. vydání, Ostrava: Edice SPBI. 2009, ISBN: 978-80-7385-061-6. KALČÍK, J. SÝKORA, K.: Technická termodynamika. Praha: Academia 1973. RAŽNĚVIČ, K.: Termodynamické tabulky. Bratislava Alfa 1984. SAZIMA, M. A KOL.: Teplo. Praha: technický průvodce 2, SNTL, 1989, ISBN: 80-030043-2. STEIDL, H. A KOL.: Úvod do proudění tekutin a sdílení tepla.Praha: Academia 1975. CERBE, G., HOFFMAN, H.J.: Einűhrung in die Wärmelehre, 5. přeprac. vydání, Mnichov: Carl Hanser Veilog, 1975. ISBN: 3-446-13143-4.

108

Hana VĚŽNÍKOVÁ1, Aleš BEBČÁK2, Lenka HERECOVÁ3, Dalibor MÍČEK4 VLIV PŘÍDAVKU MEŘO NA POŽÁRNĚ – TECHNICKÉ CHARAKTERISTIKY MOTOROVÉ NAFTY RME ADMIXTURE EFFECT ON FIRE-TECHNICAL CHARACTERISTICS OF DIESEL OIL Abstrakt Hořlavé kapaliny jsou používány v průmyslu nebo jako paliva ve velkém měřítku a proto jejich vlastnosti musí odpovídat požadavkům bezpečného používání. Tento článek se zabývá hodnocením požárně-technických charakteristik motorové nafty v závislosti na přídavku MEŘO. Hodnocenými charakteristikami jsou bod vzplanutí, teplota vznícení a dolní bod výbušnosti, které byly měřeny normovanými metodami. Cílem práce bylo prozkoumat vliv interakce hořlavých kapalin, které tvoří tuto směs. Klíčová slova: hořlavé kapaliny, směsi kapalin, bod vzplanutí, dolní bod výbušnosti Abstract Flammable liquids are used in industry as well as fuel on a large scale and so their properties must meet the requirements for safe use. This paper deals with evaluation of firetechnical characteristics of diesel oil depending on RME admixture. Flash point, ignition temperature and lower explosive point of mixture are measured according to standardized methods. The interaction effect of mixing flammable liquids on fire-technical characteristic was analysed in this work. Keywords: flammable liquids, mixtures of liquids, flash point, lower explosive point Úvod Jedním z nejvýznamnějších fosilních zdrojů energie je v současné době ropa, která se více než z poloviny využívá k výrobě motorových paliv. Negativní účinky používání paliv na bázi ropy v rovině environmentální i geopolitické, jsou všeobecně známy a diskutovány. Snaha o náhradu nebo alespoň snížení spotřeby fosilních paliv vedla k vývoji různých druhů alternativních paliv.

1

2

3

4

Ing., VŠB - TU Ostrava, Fakulta bezpečnostního inženýrství, Lumírova 13, 700 30 Ostrava - Výškovice, e-mail: [email protected] Ing., VŠB - TU Ostrava, Fakulta bezpečnostního inženýrství, Katedra bezpečnostního managementu, Lumírova 13, 700 30 Ostrava - Výškovice, e-mail: [email protected]; VŠB - TU Ostrava, Fakulta bezpečnostního inženýrství, Katedra požární ochrany a ochrany obyvatelstva, Lumírova 13, 700 30 Ostrava - Výškovice, e-mail: [email protected] VŠB - TU Ostrava, Fakulta bezpečnostního inženýrství, Katedra požární ochrany a ochrany obyvatelstva, Lumírova 13, 700 30 Ostrava - Výškovice, mail: [email protected]

109

Methylestery mastných kyselin vyrobené z rostlinných olejů, jsou jedním z typů biopaliv, která mají sloužit pro spalovací motory. V členských zemích Evropského společenství je problematika užití biopaliv v dopravě řešena Směrnicí Evropského parlamentu a Rady 2003/30/ES ze dne 8. května 2003 o podpoře používání biopaliv nebo jiných obnovitelných paliv v dopravě. Cílem směrnice je částečná náhrada neobnovitelných fosilních paliv, zejména nafty biopalivy, ochrana životního prostředí a podpora zemědělského sektoru [1]. Způsobem výroby a úpravou vlastností biopaliv tak, aby je bylo možno používat bez poškozování automobilových motorů, se zabývá řada prací. Problémy při přepravě a skladování směsných paliv s přídavkem biopaliva vyplývají z rozdílných vlastností biosložek a fosilních paliv. Zejména při dlouhodobém skladování se mohou projevit změny některých jakostních ukazatelů, nebo dojde k tvorbě zákalů a pryskyřic [2]. Kvalita a vlastnosti methylesterů mastných kyselin jsou stanoveny normou ČSN 65 6508 [3] v případě použití této látky jako komponenty pro výrobu směsné nafty. Norma ČSN EN 14214 [4] stanovuje vlastnosti methylesterů, pokud se mají používat jako příměs k motorové naftě v množství maximálně 5 %. Norma ČSN EN 14214 stanovuje všeobecné požadavky na methylestery mastných kyselin (Fatty Acids Methyl Ester, dále jen FAME) pro vznětové motory, metody zkoušení a mezní hodnoty pro normativně stanovené vlastnosti. Také norma ČSN EN 590 [5] se kromě jiného zabývá obsahem methylesterů mastných kyselin v motorové naftě. Uvádí odkazy na evropské normy nebo mezinárodní normy pro zkušební metody, které se používají ke zjišťování jednotlivých vlastností motorové nafty. V uvedených normách jsou stanovenými a kontrolovanými parametry především takové vlastnosti, které souvisí s používáním FAME přímo jako paliva nebo jako přídavku do motorové nafty. Další parametry, které souvisí s bezpečností, nejsou podrobně zkoumány ani stanoveny. Malá pozornost, která je věnována bezpečnostním parametrům směsných paliv, může znamenat ohrožení bezpečnosti při jejich používání. Chování směsi dvou a více látek nelze v řadě případů předem odvodit z chování jednotlivých složek. Jejich vlastnosti mohou být ovlivněny vzájemnou interakcí jednotlivých složek a jejich rozdílnou reaktivitou. Tento jev byl pozorován i u směsi motorové nafty a methylesteru řepkového oleje (dále jen MEŘO). Při stanovení teploty vznícení podle normy ČSN EN 14522 [6] bylo zjištěno, že u motorové nafty, která byla zakoupena u běžných čerpacích stanic, dochází ke dvěma vznícením za sebou. Toto druhé vznícení u jiných kapalin nebylo pozorováno. Protože k tomuto jevu došlo v době, kdy byl zahájen prodej nafty s přídavkem MEŘO, bylo druhé vznícení dáno do souvislosti s obsahem MEŘO v naftě. Pro ověření tohoto předpokladu byly provedeny experimentální práce v rámci závěrečných prací [7 a 8]. Jako hodnocené parametry byly vybrány teplota vznícení, bod vzplanutí a dolní bod výbušnosti, které jsou považovány za základní parametry charakterizující materiály z hlediska jejich hořlavosti. Vlastnosti motorové nafty a MEŘO Obecně je motorová nafta charakterizována jako složitá směs převážně ropných uhlovodíků s 12 až 22 atomy uhlíku vroucí v rozmezí cca 180 až 370 °C. Podle [9] je nafta složena především z nasycených uhlovodíků 69,5 - 74,5 %, dále z monoaromátů 26,5 - 22,7 % a polyaromátů 4,0 - 2,8 %. Nasycené uhlovodíky jsou prakticky nepolární, aromáty vykazují určitý stupeň polarity, který stoupá s rostoucím počtem aromatických kruhů v jejich molekule.

110

Nafta se vyrábí z ropy destilací a dalšími postupy a její složení a vlastnosti se liší jak s ohledem na vstupní surovinu, tak s ohledem na použitý výrobní postup. Je označována jako plynový olej, číslo CAS 68334-30-5, a ve smyslu zákona č. 365/2003 Sb. [10] ve znění pozdějších zákonů je klasifikována jako nebezpečná chemická látka (číslo EINECS 269-8227), symbol nebezpečnostní Xn - zdraví škodlivý. V práci [2] je uvedena hodnota teploty vzplanutí, bez přesného označení použité metody stanovení (uzavřený kelímek?) u nafty a jejich směsí s 5 a 10 % methylesterem řepkového a slunečnicového oleje. O R1

C

OH

O H O

CH2

R1

C O

O

CH2

H O

CH

R2

C O

O

CH

H O

CH2

R3

C

O

CH2

O R2

C

OH

O R3

C

+

+

3 H 2O

OH

3 mastné kyseliny

glycerol

triacylglycerol

Obrázek 1: Schéma vzniku triacylglycerolu [11] Surovinou pro výrobku MEŘO je řepkový olej. Tento materiál patří ke skupině přírodních organických molekul, které jsou omezeně rozpustné ve vodě a které lze izolovat z buněk a tkání organismů pomocí extrakce nepolárními rozpouštědly. Rostlinné oleje jsou z chemického hlediska triacylderiváty glycerolu, zkráceně triacylglyceroly nebo acylglyceroly. Jedná se o estery trojsytného alkoholu glycerolu, na jehož molekulu jsou navázány tři molekuly vyšších mastných kyselin. Schematicky lze tento proces znázornit rovnicí, kdy se molekuly karboxylových kyselin navážou přes atom kyslíku k molekule alkoholu za odštěpení vody viz obrázek 1. V molekule triacylglacerolu mohou být navázány 3 molekuly stejné kyseliny, většinou se však jedná o molekuly různých kyselin. Často bývají 2 krajní molekuly shodné a prostřední molekula bývá jiného druhu. bionafta

olej CH2 - OCOR1 CH

OCOR2

alkohol

katalyzátor

3 CH3OH

R1COO - CH3 R2COO - CH3 R3COO - CH3

CH2 - OCOR3

glycerol CH2 - CH - CH2 OH

OH OH

R1,2,3 jsou hydrofóbní zbytky mastných kyselin

Obrázek 2: Reakce probíhající při transesterifikaci oleje metanolem [12] Estery podléhají hydrolýze v kyselém i zásaditém prostředí a při této reakci se uvolňuje původní alkohol a karboxylová kyselina nebo její sůl. Obdobě probíhá také reesterifikace, tj. reakce esteru v kyselém prostředí s jiným alkoholem, který nahrazuje původně vázaný alkohol.

111

Tato reakce je používána pro přípravu methylesteru řepkového oleje. Schema reakce znázorňuje vznik methylesteru (na obrázku 2 označeno jako bionafta) a glycerolu v důsledku působení metanolu na triacylglycerol - viz obrázek 2. Na tomto schématu jsou jako bionafta označeny tři molekuly methylesterů vyšších mastných kyselin. Methylestery mastných kyselin (FAME) mohou být vyrobeny z různých rostlinných olejů dostupných v současné době na trhu, tj. z řepkového, palmového, sojového a slunečnicového oleje. Jestliže je výchozí surovinou řepkový olej, pak se jedná o methylester řepkového oleje, zkráceně MEŘO, který je v České republice i v EU nejpoužívanějším druhem tekutého biopaliva. MEŘO je směsí methylesterů nasycených a nenasycených mastných kyselin, které mají 16 až 22 uhlíků v molekule. Ve smyslu zákona č. 365/2003 Sb. [10] ve znění pozdějších zákonů je methylester řepkového oleje, číslo CAS 85586-25-0, klasifikován jako nebezpečná chemická látka (číslo EINECS 287-828-8), symbol nebezpečnosti Xi - dráždivý. Porovnání vybraných vlastností motorové nafty a MEŘO vyplývá z tabulky 1, ve které jsou uvedeny vlastnosti nafty převzaté z publikace Steinleitnera [13], a údaje o MEŘO z bezpečnostního listu jednoho z výrobců této látky [14, 15]. Tabulka 1: Vlastnosti motorové nafty a MEŘO Rozmezí bodu varu Hustota při 20 °C Viskozita při 40 °C Bod vzplanutí Teplota vznícení Dolní mez výbušnosti Horní mez výbušnosti

Nafta 150 až 360 °C ~ 850 kg.m-3 2,0 - 4,5 mm2.s-1 > 55 °C 220 °C 0,6 % obj. 6,0 % obj.

MEŘO 300 - 360 °C 885 kg.m-3 3,5 - 5,0 mm2.s-1 181 °C 405 °C neuvedeno neuvedeno

Obě látky jsou směsi více složek a jejich složení se mění v určitém rozmezí v závislost na složení vstupní surovin, jejího původu a dalších faktorů. Proto je nutno všechny uvedené hodnoty považovat za přibližné a v různých publikacích je možno najít hodnoty parametrů s poměrně velkými rozdíly. Pro stanovení v rámci této práce, byla použita čistá nafta, tj. bez přídavku MEŘO, dodaná výrobcem. Také vzorek MEŘO byl dodán výrobcem nafty. Stanovení teploty vznícení Jak již bylo uvedeno, měřením základních technicko-bezpečnostních parametrů směsi motorové nafty a MEŘO měly být především zjištěny podmínky, při kterých dochází ke vzniku druhého zápalu a určení bezpečnostních opatření. Pro měření byla použita čistá motorová nafta, čistý MEŘO a jejich směsi. Výsledky stanovení uvedené v grafu 1 byly měřeny podle normy ČSN EN 14522 [6], metoda S. Rozšířená nejistota měření je 3 °C při koeficientu rozšíření k = 2. Teplota vznícení směsi se pohybuje mezi hodnotou 240 °C, což je teplota vznícení čisté motorové nafty, a hodnotou 250 °C, což je teplota vznícení čistého MEŘO. Z tohoto poměrně malého rozdílu mezi oběma hodnotami vyplývá, že kvantitativní rozdíl v reaktivitě mezi oběma látkami není velký. Průběh závislosti ale není rovnoměrný a to vypovídá o rozdílech v chování 112

při působení tepla u směsí s odlišným složením. Z grafu je patrné, že při obsahu do 30 % MEŘO v naftě teplota vznícení silně narůstá s rostoucím obsahem MEŘO. Ve druhé oblasti, kde je od 30 do 100 % obj. MEŘO ve směsi, je závislost teploty vznícení na obsahu MEŘO nevýrazná. 252

Teplota vznícení [°C]

250 248 246 244 242 240 238 0

20

40

60

80

100

Obsah MEŘO [% obj.]

Graf 1: Závislost teploty vznícení směsi motorová nafta - MEŘO na složení Kromě teploty vznícení byl při stanovení sledován výskyt druhého vznícení. K tomuto jevu došlo při vyšších koncentracích MEŘO, konkrétně při koncentraci 50 % MEŘO ve směsi. Po prvním vznícení následovalo po uplynutí 40 až 45 sec druhé. Při jiných koncentracích k tomuto druhému vznícení nedošlo. Stanovení teploty vzplanutí Pro stanovení teploty vzplanutí byla použita metoda podle ČSN EN ISO 2719: Stanovení bodu vzplanutí v uzavřeném kelímku podle Penskyho-Martense [16, 23]. Motorová nafta a MEŘO byly hodnoceny jako čisté látky a jako směsi. Výsledná závislost mezi složením směsi a bodem vzplanutí je uvedena v grafu 2. Každý výsledek použitý pro hodnocení závislosti je průměrem ze tří stanovení, přičemž rozdíl mezi výsledky nesmí být dle požadavků normy větší než 2 °C. Rozšíření nejistota měření je 2,4 °C při koeficientu rozšíření k = 2. Takto získaná průměrná hodnota byla přepočítána na standardní tlak. 180

Teplota vzplanutí [°C]

160 140 120 100 80 60 40 0

20

40

60

80

100

Obsah MEŘO [% obj.]

Graf 2: Závislost bodu vzplanutí na koncentraci MEŘO v motorové naftě

113

Hodnocená nafta měla bod vzplanutí 77 °C a MEŘO 164 °C. U směsí s nižšími koncentracemi MEŘO je pozorováno snížení teploty vzplanutí pod teplotu vzplanutí nafty. Teprve od koncentrace 50 % obj. MEŘO v motorové naftě se začal projevovat nárůst teploty vzplanutí. Stanovení dolního bodu výbušnosti Pro stanovení dolního bodu výbušnosti (dále jen LEP) byla použita metoda vypracovaná pracovištěm Fakulty bezpečnostního inženýrství na základě ČSN ISO 6184-3 „Systémy ochrany proti výbuchu, část 3: Určování ukazatelů výbuchu směsí palivo vzduch, jiných než jsou směsi prach/vzduch a plyn/vzduch“ a ČSN EN 1127-1 „Výbušná prostředí - Prevence a ochrana proti výbuchu“. Pro iniciaci bylo použito indukční jiskry o energii 10 J. Motorová nafta a MEŘO byly opět hodnoceny jako čisté látky a směsi ve stejných poměrech jako při stanovení teploty vzplanutí a vznícení. Rozšíření nejistota měření je 1,4 °C s koeficientem rozšíření k = 2. Výsledky jsou uvedeny v grafu 3. 110

Teplota kapaliny [°C]

105 100 95 90 85 80 0

20

40

60

80

100

Obsah MEŘO [% obj.]

Graf 3: Závislost dolního bodu výbušnosti (LEP) na koncentraci MEŘO v motorové naftě Zjištěná závislost vykazuje nárůst hodnot LEP s rostoucím obsahem MEŘO ve směsi. Hodnoty se zvyšují od teploty 90 °C, což je LEP čisté nafty bez přídavku MEŘO. Hodnotu LEP čistého MEŘO se nepodařilo stanovit. Protože použitá aparatura má rozsah do 200 °C, lze předpokládat, že hodnota LEP je vyšší než 200 °C. Obdobně jako u závislosti teploty vzplanutí na složení směsi, je i u stanovení dolního bodu výbušnosti patrné určité snížení, resp. stagnace, hodnot LEP při nižších koncentracích MEŘO v motorové naftě. Diskuse výsledků Kapaliny s výjimkou některých nestabilních nebo velmi reaktivních látek, v pravém smyslu slova nehoří. Pokud se mluví o jejich hoření, v podstatě se myslí hoření jejich par, které se z kapaliny vypařují a hoří po smíchání s kyslíkem z atmosféry nebo jinou oxidace schopnou látkou. Páry se z povrchu kapaliny uvolňují při každé teplotě, ovšem vypařování je silně závislé na vlastnostech kapaliny a na její teplotě. Protože hoření kapalin vychází z přítomnosti a koncentrace par, má některé společné rysy s hořením plynů a jejich výbušností. Zejména bod vzplanutí kapalin a dolní bodu výbušnosti spolu úzce souvisí.

114

Dolní bod výbušnosti je definován jako nejnižší teplota, při které se v uzavřeném prostoru zahříváním zkoušené kapaliny za předepsaných podmínek vytvoří takové množství par, že se ve směsi se vzduchem po iniciaci jiskrou, plamenem apod. může šířit plamen. Teplota (bod) vzplanutí bývá nejčastěji definován jako „nejnižší teplota, korigovaná na tlak 101,3 kPa, při které použité zdroje zapálení způsobí vzplanutí par vzorku za specifických podmínek zkoušky“ [17]. Rozdíly v hodnotách dolního bodu výbušnosti a bodu vzplanutí souvisí především s metodikou, kterou jsou tyto vlastnosti kapalin zjišťovány. Z hodnot bodu vzplanutí a dolního bodu výbušnosti, které byly naměřeny u směsí motorové nafty a MEŘO v různých poměrech, vyplývá, že u obou parametrů dochází k nárůstu jejich hodnot s rostoucím obsahem MEŘO, ale tento nárůst není lineární. V oblasti nižších koncentrací MEŘO se projevuje snížení hodnot proti očekávanému nárůstu, a to zejména u bodu vzplanutí. Toto snížení bylo již diskutováno v práci [18]. Na základě měření bylo určeno, že k nejvýraznějšímu snížení bodu vzplanutí dochází, je-li ve směsi obsaženo 20 % obj. látky MEŘO. Při této koncentraci je bod vzplanutí směsi o 14 °C pod teplotou vzplanutí motorové nafty. V práci [19] je diskutováno chování směsí kapalin. Pokud se jedná o dvě vzájemně mísitelné kapaliny, pak mohou vytvořit ideální nebo neideální směs. Čím více se od sebe kapaliny liší, tím více se chování směsi liší od ideálního modelu. Chování takových neideálních směsí může být neočekávané; na příklad přídavek složky s vyšším bodem vzplanutí nedokáže zvýšit bod vzplanutí směsi. V některých případech dokonce může dojít ke snížení bodu vzplanutí směsi pod hodnotu, kterou má složka s nižším bodem vzplanutí. Tento jev je podle práce [20] nazýván minimalizací bodu vzplanutí. K tomuto jevu může dojít, jsou-li smíchány dvě látky, které se liší svou polaritou. Intenzita interakce závisí dále na velikosti molekul. V práci [20] je uveden příklad smíchání uhlovodíku s alkoholem, jejichž molekuly se navzájem odpuzují, a proto dochází ke zvýšení tlaku par nad směsí, takže tlak je vyšší než nad čistou kapalinou. Nafta je tvořena směsí převážně nepolárních uhlovodíků, zatímco estery jsou slabě polární, takže se tyto dvě látky svou polaritou liší. Methylestery vyšších mastných kyselin mají poměrně velkou molekulu s 12 - 20 uhlíky v řetězci. Také nafta obsahuje molekuly s obdobným počtem uhlovodíků v řetězci, ale obsahuje také menší molekuly, které mohou být odpuzovány molekulami methylesterů. Proto dochází ke snadnějšímu vypaření těchto menších molekul, tím se jejich podíl v parách nad kapalinou zvyšuje a následně dochází ke snížení teploty vzplanutí. V případě motorové nafty s přídavkem 20 % MEŘO se jedná o výrazné snížení, které může vést k ohrožení bezpečnosti při používání. U dolního bodu výbušnosti se toto snížení hodnoty projevilo zejména u koncentrace 5 % MEŘO v naftě, ale pouze tím, že hodnota stagnovala na hodnotě, která byla zjištěna u nafty. V tomto případě tedy přídavek složky s vyšší hodnotou parametru nestačil ke zvýšení hodnoty dolního bodu výbušnosti. Nicméně se potvrdilo, že směs nafty a MEŘO se chová jako neideální směs. U závislosti teploty vznícení na obsahu MEŘO ve směsi se také projevilo toto chování neideálních směsí, jak je patrné z nerovnoměrného průběhu závislosti. Příčina tohoto chování ale není stejná jako v případě bodu vzplanutí, protože vzněcování je ovlivňováno jinými zákonitostmi než vzplanutí. Mezi teplotou vzplanutí a teplotou vznícení neexistuje příčinný vztah a teplota vznícení především závisí na reaktivitě kapaliny, vyjádřené rychlostí její oxidace. Oxidace nasycených uhlovodíků, které jsou hlavní složkou nafty, a esterů tvořících MEŘO ovšem probíhá za nižších teplot, tj. (200 - 300) °C v podstatě stejným mechanismem [21] a bez podrobné analýzy nelze potvrdit, že zjištěné chování souvisí s průběhem oxidace. 115

Vzněcování směsí hořlavých kapalin je ovlivňováno řadou dalších faktorů, jako poměr složek, velikost povrchu pro odvod tepla a hodnota okolní teploty. Vzněcování lze rozčlenit do několika fází, jako odpařování, vlastní hoření a mikroexploze [22], které mohou záviset na viskozitě nebo dalších parametrech. S ohledem na značnou složitost této problematiky bude této otázce věnována pozornost v dalších pracích, které by se měly týkat především podmínek, za kterých dochází ke druhému vznícení. Závěr Bylo provedeno experimentální stanovení tří základních požárně-technických charakteristik směsi motorové nafty a MEŘO v různých poměrech. S rostoucím obsahem MEŘO ve směsi hodnoty teploty vzplanutí FP, dolního bodu výbušnosti LEP a teploty vznícení AIT rostou, ale závislost není lineární a ani rovnoměrná. Tato směs vykazuje neideální chování a dokonce dochází ke snížení bodu vzplanutí směsi pod hodnotu čisté nafty. Bylo uvedeno možné vysvětlení tohoto jevu. Také při stanovení teploty vznícení se projevilo anomální chování, které spočívá zejména v tom, že při určité koncentraci dochází ke druhému vznícení. Tento problém bude dále řešen. Upozornění na oba zjištěné jevy by mělo být zahrnuto do bezpečnostní dokumentace motorové nafty s přídavkem MEŘO, aby nedošlo k ohrožení bezpečnosti při používání tohoto paliva. Literatura [1]

[2]

[3]

[4]

[5] [6] [7]

[8]

Evropská unie. Směrnice Evropského parlamentu a Rady 2003/30/ES ze dne 8. května 2003 o podpoře používání biopaliv nebo jiných obnovitelných paliv v dopravě. Úřední věstník Evropské unie 13/sv. 31, CS, 17. 5. 2003. s. 188-192. LAURIN, J. – HOLUBEC, R. Motorová paliva z rostlinných olejů. Technická univerzita v Liberci. [on line], www3.fs.cvut.cz/web/fileadmin/documents/12241-BOZEK/ publikace/2008/2008_029_01.pdf. citováno 28. 5. 2010. ČSN 65 6508. Motorová paliva - Směsné motorové nafty obsahující methylestery mastných kyselin (FAME) - Technické požadavky a metody zkoušení. Praha: Český normalizační institut, 2009. s. 29. Třídící znak 656508. ČSN EN 14214. Motorová paliva - Methylestery mastných kyselin (FAME) pro vznětové motory - Technické požadavky a metody zkoušení. Praha: Český normalizační institut, 2009. s. 20. Třídící znak 656508. ČSN EN 590. Motorová paliva – Motorové nafty – Technické požadavky a metody zkoušení. Praha: Český normalizační institut, 2009. s. 20. Třídící znak 656506. ČSN EN 14522. Stanovení teploty vznícení plynů a par. Praha: Český normalizační institut, 2006. 24 s. Třídící znak 389665. LAHUTOVÁ, D. Vliv přídavku MEŘO na teplotu vznícení a vzplanutí motorové nafty. Ostrava: VŠB – Technická univerzita Ostrava, Fakulta bezpečnostního inženýrství, 2010. 46 s., 7 s. příloh. Vedoucí bakalářské práce Ing. Hana Věžníková. RIEDL, J. Vliv vybraných iniciačních zdrojů na dolní mez výbušnosti plynovzduchových a parovzduchových výbušných souborů. Ostrava: VŠB – Technická univerzita Ostrava,

116

[9] [10]

[11] [12] [13] [14] [15] [16] [17]

[18]

[19]

[20]

[21]

[22] [23]

Fakulta bezpečnostního inženýrství, 2010. 62 s., Vedoucí diplomové práce doc. Ing. Jaroslav Damec, CSc. BLAŽEK, J., RÁBL, V. Základy zpracování a využití ropy. 2. vyd. Praha: Vysoká škola chemicko-technologická v Praze, 2006. ISBN: 80-7080-619-2. Česká republika. Zákon č. 356/2003 ze dne 29. 10. 2003, o chemických látkách a chemických přípravcích a o změně některých zákonů, ve znění zákona 186/2004 Sb., 125/2005 Sb., 345/2005 Sb., 222/2006 Sb., a 371/2008 Sb. In: Sbírka zákonů České republiky. 2003, částka 120, s. 5810 – 5837 http://projektalfa.ic.cz/est_karb_k.htm [on line], citováno dne 2. 6. 2010. http://kfch.upce.cz/index.html [on line], citováno dne 2. 6. 2010. STEINLEITNER, Hans-Dietrich et al. Tabulky hořlavých a nebezpečných látek. 1.vyd. Praha: Svaz Požární Ochrany ČSSR, 1980. s. 851. Preol, člen skupiny Agrofert. Bezpečnostní list MEŘO. [on line], citováno dne 2. 6. 2010. http://www.preol.cz/admin/files/pdf/bl_mero.pdf Preol, člen skupiny Agrofert. Technický list MEŘO. [on line], citováno dne 2. 6. 2010. http://www.preol.cz/admin/files/pdf/pl_mero.pdf ČSN EN ISO 2719: Stanovení bodu vzplanutí v uzavřeném kelímku podle PenskyhoMartense. Praha: Český normalizační institut, 2004. s. 29. Třídící znak 656064 ROWLEY, J. R. et al. Flash Point: Evaluation, Experimentation and Estimation. In: International Journal of Thermophysics. Springer Science+ Bussiness Media. Published online: 10. March 2010. ISSN: 1572-9567 (electronic version) citováno 19. 4. 2010. VĚŽNÍKOVÁ, H., HERECOVÁ, L. Hodnocení hořlavosti směsí kapalin a změn bodu vzplanutí v závislosti na složení směsi. In: Bezpečnost a ochrana zdraví při práci 2010. Sborník X. ročník mezinárodní konference. Ostrava: VŠB-TU Ostrava, 2010. s. 293 – 300. Katedra bezpečnostního managementu. ISBN: 978-80-248-2207-5. BABRAUSKAS, Vytenis. Ignition Handbook: Principles and applications to fire safety engineering, fire investigation, risk management and forensic science. Issaquah, WA98027, USA: Fire Science Publishers, 2003. 1116 s. Library of Congress Control Publishers Number 2003090333. ISBN: 0-9728111-3-3 VIDAL, M., ROGERS, W. J., MANNAN, M. S. Prediction of minimum flash point behaviour for binary mixtures. Process Safety and Environmental Protection, 84(B1), January 2006, p. 1- 9. BATTIN-LECLERC, F. Detailed chemical kinetic models for the low-temperature combustion of hydrocarbons with application to gasoline and diesel fuel surrogates. Progress in Energy and Combustion Science, 34, 2008, s. 440–498 [available online at www.sciencedirect.com] TAKEI, M., TSUKAMOTO, T., NIIOKA, T. Ignition of Blended-Fuel Droplet in HighTemperature Atmosphere. Combustion and Flame, 93, 1993, s. 149-156. HERECOVÁ, L., VĚŽNÍKOVÁ, H., VONTOROVÁ, J., PAVLOVSKÝ, J., ŠIMEK, V. Porovnání přístrojů typ OB-305 a typ PMP-4 určených pro stanovení bodu vzplanutí dle normy ČSN EN ISO 2719. In: Požární ochrana 2009. Sborník přednášek z XVIII. ročníku mezinárodní konference, Ostrava: VŠB- TU Ostrava, 2009, s. 148-155. ISBN: 978-80-7385-067

117

VŠB – TECHNICAL UNIVERSITY OF OSTRAVA CONTENTS: Aleš BEBČÁK, Jiří SERAFÍN, Jan ADAMEC Optimalization of the swirl process of industrial dusts

1

Petr BITALA, Václav NEVRLÝ, Michal STŘIŽÍK, Zdeněk ZELINGER, Eva GRIGOROVÁ Hydrodynamic instabilities of flame investigated in laboratory scale 11

Otto DVOŘÁK Uncertainty of detemination of the auto-ignition temperature of flammable gases or vapours by so- called parabolic method according to the ČSN EN 14522 21

Tomáš CHREBET, Karol BALOG Monitoring the influence of diammonium hydrogen phosphate on cellulose pyrolysis in a modified electrically heated hot air furnace 27

Josef JANOŠEC Fire protection in the security reality

35

Waldemar JASKÓŁOWSKI, Piotr BORYSIUK Studie termokinetických požárních vlastností termoplastových lepených dřevotřískových desek (WPC) 45

Šárka KROČOVÁ Increase in fire safety of built-up area

51

Eva MRAČKOVÁ Determination of lower exlosive limit 1 - butanol in the explosive chamber VK 100 at the Technical university in Zvolen, Faculty of wood sciences and technology, department of fire protection 61

Marek POKORNÝ, Bjarne Paulsen HUSTED Comparison of temperature field for shaft model including gas burner and mathematical CFD model 71

Marzena PÓŁKA Analýzy kvalitativního složení plynné fáze získané z ohnivzdorných nemodifikovaných a modifikovaných epoxidových materiálů pomocí metody FTIR 79

René PŘIBYL, Petr PAVLISKA, Aleš BERNATÍK, Michail ŠENOVSKÝ Evaluation of industrial zones through checklists

87

Mária ŠIMONOVÁ, Pavel POLEDŇÁK Findings from experimental verification of passanger motor car fires in closed space

95

Jiří ŠVEC, Pavel ŠVEC Heat transfer

101

Hana VĚŽNÍKOVÁ, Aleš BEBČÁK, Lenka HERECOVÁ, Dalibor MÍČEK RME admixture effect on fire-technical characteristics of diesel oil

109

Sborník vědeckých prací Vysoké školy báňské – Technické univerzity Ostrava

řada bezpečnostní inženýrství, č. 5 – 2010 © Vydala Vysoká škola báňská – Technická univerzita Ostrava Vytiskl Ediční středisko, VŠB – TU Ostrava 17. listopadu 15 708 33 Ostrava – Poruba publikace č. 1 – 2010 / FBI náklad: 100ks Odpovědný redaktor: doc. RNDr. Jiří Švec, CSc. Vydání I Za obsah článků odpovídají jednotliví autoři

ISBN 978-80-248-2317-1 ISSN 1801-1764