wikkeling g van me arkeerga arages

Evaluatie e en ontw wikkeling g van me ethoden voor een brandveilig ontw werp van RWA insstallatiess in o ondergro ondse pa arkeerga arages Les Baert

Promotor: prof. p dr. ir. Bart B Merci B Begeleiders s: Nele Tille ey, Xavier Deckers D Masterproe M ef ingediend d tot het behalen van de d academische graad d van Postgradua aat Fire Saffety Engine eering Vakgroep Me V echanica van Stroming, Wa armte en Verb branding V Voorzitter: pro of. dr. ir. Roger Sierens Faculteit Inge F enieurswetensschappen en Architectuur A Academiejaa r 2010-2011

Evaluatie e en ontw wikkeling g van me ethoden voor een brandveilig ontw werp van RWA insstallatiess in o ondergro ondse pa arkeerga arages Les Baert

Promotor: prof. p dr. ir. Bart B Merci B Begeleiders s: Nele Tille ey, Xavier Deckers D Masterproe M ef ingediend d tot het behalen van de d academische graad d van Postgradua aat Fire Saffety Engine eering Vakgroep Me V echanica van stroming, warmte en verbrranding V Voorzitter: pro of. dr. ir. Roger Sierens Faculteit Inge F enieurswetensschappen en Architectuur A Academiejaa r 2010-2011

Voorwoord De voorliggende masterproef is het sluitstuk van twee jaar intensief werk. Mijn keuze om naast een veeleisende professionele activiteit nog met studies op academisch niveau te beginnen, riep in mijn omgeving nogal wat verbazing op. Het was voor sommigen moeilijk te begrijpen dat het nog wat meer mocht zijn. Op het einde van het traject aangekomen, weet ik dat het de moeite waard was. De term Fire Safety Engineering wordt tegenwoordig vlotjes uitgesproken maar de vlag dekt veel meer dan men zou vermoeden. Tijdens de opleiding gaat een wereld open van disciplines die elk op zich totaal verschillend zijn maar uiteindelijk samen komen rond hetzelfde fenomeen, brand. Vuur heeft de mens altijd gefascineerd door de grote tegenstelling van aantrekkelijke gezelligheid en dodelijk gevaar. Een ruwe natuurkracht. Ik kon echter niet vermoeden dat zoveel wetenschap bestond rond dit fenomeen. Nog minder kon ik vermoeden dat er op dit moment nog zoveel open vragen zijn die geduldig wachten op verder onderzoek. Op je veertigste opnieuw gaan studeren op universitair niveau is geen sinecure. Niet voor mezelf, maar vooral niet voor de mensen die mij dagelijks omringen. Ik wil graag mijn vrouw Benedicte bedanken voor haar geduld en begrip tijdens de voorbije jaren. Zonder haar toewijding was de combinatie van werk en studies niet mogelijk geweest. Mijn twee zonen, Anthony en Olivier, wil ik bedanken voor het bewaren van de rust in huis als papa weer eens aan zijn bureau zat te studeren. Mijn werkgever wil ik bedanken voor de tijd die me ter beschikking werd gesteld om de colleges bij te wonen. In het bijzonder wil ik Mr. Asselman bedanken voor zijn ondersteuning van het project team tijdens mijn afwezigheden. Het onderzoeksteam in Gent, Nele Tilley, Xavier Deckers en Bart Merci wil ik bedanken voor het delen van hun gedegen kennis en ervaring. Tot slot wil ik de studenten en alumni van de FSE groep bedanken voor de kennis die we gedeeld hebben tijdens de vele discussies.

Les Baert Gent, juni 2011, “De auteur geeft de toelating deze scriptie voor consultatie beschikbaar te stellen en delen van de scriptie te kopiëren voor persoonlijk gebruik. Elk ander gebruik valt onder de beperkingen van het auteursrecht, in het bijzonder met betrekking tot de verplichting de bron uitdrukkelijk te vermelden bij het aanhalen van resultaten uit deze scriptie. “

v

vi

Samenvatting De keuze voor het onderwerp van deze masterproef is ingegeven door de wens om me te verdiepen in de materie die handelt over rook‐ en warmteafvoer in grote ondergrondse parkeergarages of gelijkaardige gesloten parkeergebouwen. We gebruiken verder het letterwoord RWA voor rook‐ en warmteafvoer systemen die gebruik maken van mechanische horizontale ventilatie. Om de verspreiding van warmte en rooklucht in een complexe geometrie te voorspellen, komt men al snel tot veldmodellen (CFD) die gebaseerd zijn op de wetten van behoud van energie, massa en impuls. Toepassing van CFD om tot betrouwbare resultaten te komen, vraagt een grote deskundigheid van de gebruiker en van de bevoegde autoriteiten die oordelen over het ontwerp. Uitgangspunt van de masterproef was om tot relatief eenvoudige rekenregels te komen om RWA te dimensioneren. De wens bestond om de rekenregels geschikt te maken voor verschillende geometrische vormen. Het ontwerp‐ en beoordelingstraject van het bouwproces wordt voor alle partijen een stuk eenvoudiger zonder het gebruik van CFD. Langs het traject van de thesis kwamen we al snel tot de conclusie dat fenomenen van brand en de luchtbewegingen in een complexe geometrie niet te vatten zijn in een aantal vergelijkingen toepasselijk op verschillende vormen van bouwkundige structuren. Men kan niet zonder CFD om voor complexe vormen een onderbouwde voorspelling te maken van het rookgedrag. De keuze werd gemaakt om te focussen op een geometrie met een oppervlakte van 1000m². De oppervlakte van 1000m² stemt overeen met de maximum toegelaten rookzone (RWA zone) volgens de NBN S21‐208‐2. De breedte van de geometrie bedraagt 16m, de hoogte 3m en de lengte 62.5m. Links en rechts bevinden zich in totaal 50 parkeerplaatsen met afmeting 5mx2.5m. In het midden ligt een rijvak van 6m. We stellen met behulp van het CFD model FDS (v5.5.3) correlaties op voor de kritische snelheid, het kritisch extractiedebiet en de terugstroomlengte van rook voor vermogens van 1MW tot 8MW. We gaan de invloed na van balken in verscheidene configuraties. We vergelijken de gevonden correlaties met de relaties geldig voor tunnels uit de literatuur. De wetgeving in België, Nederland en het Verenigd Koninkrijk met betrekking tot grote parkeergarages wordt toegelicht. Het vermogen van de brandhaard en de ontwikkeling ervan in de tijd zijn maatgevende parameters voor het dimensioneren van RWA. Op vandaag zijn de modellen om het brandgedrag van een auto te voorspellen nog niet voldoende ontwikkeld. De ontwerper is aangewezen op een keuze uit de resultaten van experimenten die beschikbaar zijn in de literatuur of op referentie brandcurven uit diverse normen. We maken een overzicht ten behoeve van de ontwerper. RWA wordt frequent gecombineerd met automatische detectie om rookverspreiding van in het begin van de brand te voorkomen. We voorspellen de vertragingstijd van rook detectoren en thermische detectoren voor een referentie brandcurve. De locatie van de detectoren is conform aan de norm NBN S21‐100:1986 en addenda. We gebruiken CFD en vergelijken de resultaten met correlaties uit de literatuur. We controleren de gevoeligheid van de resultaten aan de randvoorwaarden van het CFD model. Het werkingsprincipe van diverse types detectoren wordt toegelicht. De invloed van dagventilatie op de respons tijd van de detectoren wordt begroot voor debieten conform aan Belgische, Nederlandse en Duitse richtlijnen.

vii

Fire Safety with Smoke and Heat Extraction Systems in Underground Car Parks Les Baert Supervisor(s): Bart Merci, Nele Tilley, Xavier Deckers II. FIRE MODELING Defining the HRR curve is the first step to design a SHE system. A survey of experiments with burning cars throughout the world was made resulting in an overview of peak HRR values and time to reach this peak.[2][3][4][5]

The nature of the enclosed space of an underground car park can cause severe threats to life safety when a car starts to burn in the compartment. Experiments have shown that, once a car is fully involved, fire spread to other cars is likely to happen due to heat feedback in enclosed spaces with low ceilings and nearby walls. When multiple cars are involved, HRR can peak to values exceeding 16MW.[1] Measures have to be taken to facilitate the intervention of fire brigades in order to extinguish the fire before these untenable conditions come up. Early detection of fire phenomena is an important factor in these. Well designed Smoke and Heat Extraction (SHE) systems with horizontal mechanical ventilation can help to prevent extended backlayering of smoke in the access route to the fire. Prediction of smoke movement in car parks is difficult to capture in simple design rules. CFD is often necessary to demonstrate the behavior of smoke in complex geometries. This technique needs high skills from both designer and authorities. For the sake of simplicity, design rules can be made for a sub-geometry of 1000m² often encountered in underground car parks. We call it a smoke zone. The boundaries of this smoke zone can be either physical, by means of roller shutters or curtains, or virtual meaning that the velocities in adjacent zones are similar.

Les Baert is with Somati nv, Erembodegem, Belgium, and studied the postgraduate studies in Fire Safety Engineering at the Faculty of Engineering and Architecture, Ghent University (UGent), Gent, Belgium. Email: [email protected]

12000

50

10000

40

8000

30

6000 20

4000

10

2000 0

experiments

0

Figure 1: Overview of peak HRR and time to reach it on a survey of car burn experiments

Reference curves used for the design of SHE systems in Belgium [6], Netherlands [7] and UK [8] are summarized. We found that most curves are based on experiments from the late nineties by CTICM France and TNO Netherlands. 10 HRRt [MW]

I. INTRODUCTION

HRR [MW]

Keywords large closed car parks, horizontal mechanical ventilation, backlayering, CFD, modeling, performance-based design, design fire

time to peak value [min]

Abstract This article discusses the design of smoke and heat extraction systems in underground car parks. Topics are back layering of smoke, influence of beam configurations on back layering and delay of detection systems. A survey of regulations , standards and experiments on HRR of cars was made.

8

Joyeux 1 auto

6

Joyeux 1 auto (meerdere) TNO 1 auto

4 2

NBN 1 auto

0 0

50

NBN 2 auto's

time [min]

Figure 2: frequently used HRR for design fires in car parks

Response times of detection devices to the above mentioned reference HRR curves were examined for both smoke and heat detectors. These devices were modeled in FDS with their respective Heskestad and RTI model.[9] Location of devices was done conform to the Belgian standard [10] on fire detection systems. The influence of low velocity CO ventilation on the response times of smoke and heat detectors was investigated.

Exponential correlations for critical velocity were found for configurations with beams, unlike configurations with flat ceiling where a power law curve was the best match with observed data. 2,20 critical velocity [m/s]

III. DETECTOR RESPONSE DELAY

1,70

1,20 2,5

Figure 3: smoke distribution during development of ceiling jet under different comfort ventilation conditions

A series of about 400 CFD simulations were carried out to determine the backlayering in a 1000m² domain with 457728 cells under different configurations of transversal and longitudinal beams with different heights and spacing. For every single configuration a series of simulations with differing extraction flow rates and HRR was done. Varying the extraction rate and consequent upwards velocities within the same CFD calculation seems to generate difficulties with stabilization of the ceiling jet’s leading edge. Therefore, separate CFD runs for 150s simulated time are done for each constant extraction flow rate.

4,5

5,5

Figure 5: correlations for the critical velocity for different beam configurations

Backlayering distance can be expressed as function of a deficit in upwards velocity regarding the critical velocity as . We found expressions for for different beam configurations and observed that backlayering distance becomes less sensitive to deficits in upward velocity regarding to the critical velocity when beams are involved. Unlike flat ceilings, sensitivity seems to decrease with increasing HRR. a

a [s]

IV. CRITICAL VELOCITY and BACKLAYERING

HRRc [MW]

no beams height 50cm, spacing 7.5m, transv. height 50cm, spacing 2.5m, transv. heigth 25cm, spacing 7.5m, transversal height 25cm, spacing 2.5m, transversal height 50cm, longitudinal

We observe a response time for smoke detectors of approx. 20s. and . For heat detectors, modeled by their RTI value, we observe a response time between 150s and 200s depending on their RTI value. A negligible effect of the ventilation flow rate on the response time of both detectors was observed within the range of 0.8m³/s to 3.6m³/s.

3,5

no beams height 50cm, spacing 7.5m, transv.

90 80 70 60 50 40 30

height 50cm, spacing 2.5m, transv. heigth 25cm, spacing 7.5m, transversal height 25cm, spacing 2.5m, transversal

2

4 HRRc [MW]

6

height 50cm, cross pattern height 50cm, longitudinal

Figure 6: value for a: dependence on beam configuration and HRR

Figure 4: calculation domain for the analysis of critical ventilation velocities and backlayering distance

The CFD model FDS was used in this study. FDS uses a standard form of the Smagorinsky model for sub-grid turbulence modeling with LES. [11] The setup used in this study was investigated for sensitivity on grid size and turbulent model parameters.

V. CONCLUSION

Well designed mechanical horizontal smoke and heat extraction (SHE) systems in car parks create tenable conditions for fire men along their access route to the proximity of burning car(s). A higher level of safety is achieved by creating acceptable temperatures in the back layering smoke layer and improved visibility at low heights. Even if the system is designed for backlayering distances up to 30m, the above mentioned conditions holds. Systems designed with flow rates for the prevention of excessive smoke backlayering are also reducing thermal attack on building structures beyond the immediate fire source area. Temperatures lower than 250°C are found at ceiling height for a 8MW fire source. Backlayering distance could be expressed as a linear function of deficit of the inlet velocity to the critical velocity, preceded by a sensitivity factor. This factor is increasing with increasing HRR for flat ceilings, however when transversal beams are involved, we found that this factor is decreasing with increasing HRR. For the investigated configurations and heat release rates, transversal beams are reducing the critical velocity by approx. 10%, except for shallow widely spaced beams where the critical velocity is increasing by approx. 5 to 10% for a 8MW fire. Longitudinal beams are increasing the critical velocity with approx. 20%. Year to date full scale experiments without SHE systems have shown that fire spread to adjacent cars is possible once the first car is fully involved in fire [1]. At present, there is no sound basis to make conclusions about the influence of SHE systems on fire spread in car parks. It seems evident that providing the fire with a forced flow of fresh air will accelerate the combustion and flames will be tilted towards downstream cars. However, temperatures of smoke layers will be lowered drastically , resulting in an important reduction of downwards radiation to adjacent cars. Experiments have shown that in particular the pre-warming of adjacent cars due to downward radiation of ceiling jets is a major factor in reducing time to their involvement in fire [1]. Lowering smoke layer temperature will yield precious time in order to extinguish the fire before untenable conditions are reached. Early detection of incipient fire is very important to extend the available for fire brigade intervention. Daily exhaust gas dilution ventilation designed according to

applicable standards [12] [13] has no significant influence on response times of both smoke and fixed temperature heat detectors. We found that response times for optical smoke detectors are only 15% of response times for fixed temperature detectors based on their RTI value.

REFERENCES

1. BRE. BD2552 Fire spread in car parks. London. 2010. 2. JANSSENS, M. L. Development of a database of full scale calorimeter tests of motor vehicle burns. Southwest Research Institute. San Antonio USA. 2008. 3. JOYEUX, D. Natural Fires in Closed Car Parks. CTICM. France, p. 31. 1997. 4. OKAMOTO, K. Burning behavior of sedan passenger cars. Fire Safety Journal, Japan, n. 44, p. 301-310, 2009. 5. VANOERLE. Effectiviteit van stuwkrachtventilatie in gesloten parkeergarages, brandproeven en simulaties. TNO Nederland. Delft, p. 67. 1999. 6. NBN. NBN S21-208-2/pr A1:2010 Brandbeveiliging in gebouwen Ontwerp van rook- en warmteafvoersystemen in gesloten parkeergebouwen. [S.l.]. 2010. 7. NNI. NEN 6098 - Rookbeheersingssystemen voor mechanisch geventileerde parkeergarages - 2e ontwerp. Nederlands Normalisatie-instituut. [S.l.]. 2010. 8. BSI. BS 7346-7 - Components for smoke and heat control systems. Code of practice on functional recommendations and calculation methods for smoke and heat control systems for covered car parks. UK: BSI, 2006. 9. MCGRATTAN, K.; HOSTIKKA, S.; FLOYD, J. Fire Dynamics Simulator (version 5), Technical Reference Guide. Maryland, USA: NIST, v. Volume 1:Mathematical model, 2010. 10. NBN. NBN S21-100:1986 + addenda: Reddings-en brandweermaterieel - Opvatting van algemene installaties voor automatische brandmelding door puntmelder. Bureau voor Normalisatie. Brussel. 2006. 11. MCGRATTAN, K.; HOSTIKKA, S.; FLOYD, J. Fire Dynamics Simulator (Version 5.5) User's Guide. Maryland, USA: NIST, 2010. 12. NNI. NEN 2443:2000 - Parkeren en stallen van personenauto's op terreinen en in garages. [S.l.]. 2000. 13. VDI-GESELLSCHAFT TECHNISCHE GEBÄUDEAUSRÜSTUNG. VDI 2053 Air treatment systems for car parcs. [S.l.]: Verein Deutscher Ingenieure, 2004.

ix

INHOUDSOPGAVE Voorwoord ................................................................................................................................ v Samenvatting .......................................................................................................................... vii Extended abstract .................................................................................................................. viii Lijst met gebruikte symbolen en afkortingen .......................................................................... 5 Lijst van figuren ........................................................................................................................ 7 Hoofdstuk 1 Inleiding ............................................................................................................ 15 Hoofdstuk 2 Methode............................................................................................................ 16 Hoofdstuk 3 Regelgeving en normering ................................................................................ 17 3.1

België ....................................................................................................................... 17

3.1.1.

Koninklijk Besluit van 7 juli 1994 .................................................................... 17

3.1.2.

Norm NBN‐S21‐208‐2:2006 ........................................................................... 18

3.1.3.

prNBN S21‐208‐2:2010 .................................................................................. 20

3.1.4.

Dagventilatie .................................................................................................. 22

3.2

Nederland ................................................................................................................ 23

3.2.1.

Bouwbesluit en gebruiksbesluit 2003 ............................................................ 23

3.2.2.

Landelijke Richtlijnen ..................................................................................... 24

3.2.3.

Concept NEN 6098:2010 ................................................................................ 24

3.3

United Kingdom ....................................................................................................... 28

3.3.1.

Approved document B to the Building Regulations ....................................... 28

3.3.2.

British Standard 7346‐7:2006 ........................................................................ 30

Hoofdstuk 4 Survey full scale experimenten ......................................................................... 32 4.1

BRE (UK) ‐ Fire spread in car parks ‐ 2010 ............................................................... 32

4.1.1. 4.2

Resultaten van testen met overslag naar andere voertuigen ....................... 32

SwRI (US) ‐ Database full scale vehicle burns ‐ 2008 .............................................. 36

4.2.1.

Verloop HRR in functie van de tijd ................................................................. 37

4.2.2.

Overzicht piekwaarden HRR en tijd tot de piekwaarde ................................. 46

4.2.3.

Extreme waarden voor de HRR nader bekeken ............................................. 46

4.2.4.

Heat of combustion........................................................................................ 48

4.2.5.

Duur van de brand ......................................................................................... 49

4.3

NRIPS Japan, Okamoto 2008 ................................................................................... 51

Hoofdstuk 5 Referentie curven.............................................................................................. 52 5.1

CTICM, Joyeux et al. (1997) ..................................................................................... 52

5.1.1. 1

Geen overslag, één auto betrokken in de brand ........................................... 52

5.1.2.

Brandoverslag, meerdere auto’s betrokken in de brand ............................... 53

5.2

TNO, van Oerle et al. (1999) .................................................................................... 55

5.3

Overzicht curven uit normen en literatuur ............................................................. 56

5.4

Invloed van de oppervlakte in de modellering ........................................................ 57

Hoofdstuk 6 Detectie van brand in een parkeergarage .................................................... 59 6.1

Werkingsprincipes detectoren ................................................................................ 59

6.1.1.

Optisch werkingsprincipe ............................................................................... 59

6.1.2.

Thermisch werkingsprincipe .......................................................................... 60

6.2

Rook detectie........................................................................................................... 62

6.2.1.

Rook productie ............................................................................................... 62

6.2.2.

Afmetingen roet partikels .............................................................................. 63

6.3

Warmte detectie ..................................................................................................... 66

6.4

Multi criteria detectie .............................................................................................. 67

6.5

Onderzoek naar respons tijden van detectoren op de referentie curve ................ 67

6.5.1.

Modellering van rook detectoren in FDS ....................................................... 69

6.5.2.

Keuze parameters FDS detector model ......................................................... 72

6.5.3.

Ceiling jet ....................................................................................................... 75

6.6

Invloed van de dagventilatie op de responstijd detectoren ................................... 76

6.6.1.

Maatgevend vermogen .................................................................................. 76

6.6.2.

Debiet dagventilatie ....................................................................................... 77

6.6.3.

Invloed van dagventilatie op rook detectoren ............................................... 78

6.6.4.

Invloed van dagventilatie op thermische detectoren .................................... 87

6.6.5.

Detectie tijd versus interventie tijd ............................................................... 95

Hoofdstuk 7 Rookverspreiding en zicht in rook ..................................................................... 98 7.1

Prestatie eisen gesteld aan RWA in gesloten parkeergebouwen ........................... 98

7.2

Zichtlengte in rook ................................................................................................... 98

Hoofdstuk 8 CFD simulaties rookverspreiding .................................................................... 103 8.1

Parameterstudie .................................................................................................... 103

8.2

CFD model ............................................................................................................. 105

8.2.1.

Parameters in het standaard Smagorinsky LES model van FDS v5.5.3 ........ 105

8.2.2.

Parameters verbrandingsmodel .................................................................. 106

8.2.3.

Bepaling van de geometrie voor de simulaties ............................................ 107

8.2.4.

Bepaling van het rekenraster ....................................................................... 109

8.3 2

Configuratie met vlak plafond ............................................................................... 112

8.3.1.

Terugstroming versus extractiedebiet ......................................................... 113

8.3.2.

Kritisch extractiedebiet ................................................................................ 115

8.3.3.

Terugstroming versus snelheid stroomopwaarts van de brandhaard ......... 116

8.3.4.

Kritische snelheid ......................................................................................... 118

8.3.5.

Conclusie ...................................................................................................... 119

8.4

Kritische snelheid en terugstroming in tunnels ..................................................... 121

8.4.1.

Literatuur ..................................................................................................... 121

8.4.2.

Vergelijking parking met tunnel ................................................................... 125

8.5

Configuratie met dwarse balken. Hoogte balken 0.5m, hartafstand 7.5m. .......... 131

8.5.1.


8.5.2.


8.5.3.


8.6

Configuratie met dwarse balken. Hoogte balken 0.5m, hartafstand 2.5m. .......... 134

8.6.1.

Terugstroming versus extractiedebiet ......................................................... 134

8.6.2.


8.6.3.


8.6.4.


8.7

Configuratie met dwarse balken. Hoogte balken 0.25m, hartafstand 7.5m. ........ 137

8.7.1.


8.7.2.


8.7.3.


8.8

Configuratie met dwarse balken. Hoogte balken 0.25m, hartafstand 2.5m. ........ 139

8.8.1.


8.8.2.


8.8.3.


8.9

Configuratie met langs‐ en dwarsbalken. Hoogte balken 0.5m. ........................... 141

8.9.1.


8.9.2.


8.9.3.


8.10

Configuratie met langsbalken. Hoogte balken 0.5m. ...................................... 143

8.10.1. Kritisch extractiedebiet ................................................................................ 145 8.10.2. Terugstroming versus snelheid stroomopwaarts van de brandhaard ......... 145 8.10.3. Kritische snelheid ......................................................................................... 146

3

8.11 Discussie en conclusie over de impact van balken op de kritische snelheid, het kritisch extractiedebiet en de terugstroomlengte ........................................................... 146 8.12

Sensitiviteit CFD model .................................................................................... 149

8.12.1. Temperatuursverloop in het domein, verticale longitudinale doorsnede .. 149 8.12.2. Temperatuur in de omgeving van de brandhaard ....................................... 152 8.12.3. Snelheid in de omgeving van de brandhaard .............................................. 154 8.12.4. Detail van het front van de ceiling jet .......................................................... 157 8.12.5. Rookdichtheid in het horizontale vlak ......................................................... 161 8.12.6. Temperatuur in het horizontale vlak ........................................................... 165 8.12.7. Discussie en conclusie over de invloed van het rekenraster en de Smagorinsky constante op de resultaten .................................................................... 169 Referenties ........................................................................................................................... 171

4

Lijst met gebruikte symbolen en afkortingen Romeinse symbolen | | 5

oppervlakte oppervlakte brandhaard soortelijke warmte van lucht bij referentiedruk terugstroomlengte rookgassen massa massadebiet totale vermogen van de brandhaard convectief deel van het vermogen smagorinsky constante tijdseenheid temperatuur gas temperatuur Gemiddelde temperatuur van rookgassen extractie debiet kritische snelheid snelheid stroomopwaarts van de brandhaard kritisch Froude getal (tunnels) Kritische snelheid (tunnels) Kritisch Richardson getal (tunnels) Dimensieloze kritische snelheid (tunnels) Dimensieloos vermogen Dimensieloze terugstroomlengte Hydraulische hoogte van een tunnel Karakteristieke diameter brandhaard Temperatuur van het meetelement van een detector Zichtlengte in rook Maximum bewakingsoppervlakte van een detector Uitdovingscoëfficiënt (extinction coefficient) Mass extinction coefficient Resterende intensiteit van een lichtbron Lichtsterkte van een lichtbron Optische densiteit Omtrek van de brandhaard Snelheid van rookgassen in de ceiling jet volgens Alpert Energie Gemiddelde diameter van een rookpartikel totaal aantal rookdeeltjes Minimum vermogen waarop een detector reageert Response time index Karakteristieke lengte van een rook detector volgens Heskestad model Snelheid of snelheid volgens x‐as Snelheid of snelheid volgens y‐as Snelheid volgens z‐as Opstijghoogte rookpluim straal Hoogte van de parkeergarage Turbulent Prandtl getal (LES) Turbulent Schmidt getal (LES) Strain rate in Smagorinsky model

m² m² J/kg.K m kg kg/s kW of MW kW of MW ‐ s of min K of °C K of °C K of °C m³/s m/s m/s ‐ m/s ‐ ‐ ‐ ‐ m m K of °C m m² 1/m M²/kg cd of lumen cd of lumen 1/m m m/s kJ of MJ µm ‐ kW √ . m m/s m/s m/s m m m ‐ ‐ ‐

Griekse symbolen Δ

Turbulente viscositeit (CFD) Soortelijk massa Verschil Golflengte van licht Rookdichtheid in lucht Parameter in het Cleary detector model Parameter in het Cleary detector model Parameter in het Cleary detector model Karakteristieke vultijd van de behuizing van een detector Karakteristieke vultijd van de meetkamer van een detector Parameter in het Cleary detector model Smoke conversion factor tijdsconstante Tijdsconstante onder gekende test condities Geometrische standaardafwijking

Pa.s kg/m³ ‐ µm g/m3 of kg/m³ ‐ ‐ ‐ s s ‐ ‐ s s ‐

Afkortingen RWA LES HRRt HRRc CFD NUREG

6

Rook‐ en warmte afvoer systemen Large Eddy Simulation Total heat release rate, totaal vermogen van de brandhaard in kW of MW Convectief deel van het vermogen in kW of MW Computational Fluid Dynamics Nuclear Regulatory Commission

Lijst van figuren Figuur 1:referentiecurve HRR conceptnorm NBN S21‐208‐2:2010 voor 2 wagens die deelnemen aan de brand ............................................................................................................................................ 21 Figuur 2: referentiecurve HRR conceptnorm NBN S21‐208‐2:2010 voor 1 wagen die deelneemt aan de brand ............................................................................................................................................ 21 Figuur 3: referentiecurve oppervlakte van de brandhaard conceptnorm NBN S21‐208‐2:2010 voor 1 wagen die deelneemt aan de brand ................................................................................................... 21 Figuur 4: roetproductie van 1 wagen volgens uit de refenrentiecurve HRR en opgelegde massafractie roetvorming en verbrandingswaarde volgens de conceptnorm NBN S21‐208‐2:2010 ....................... 22 Figuur 5:referentiecurve HRR concept norm NEN6098:2010 ............................................................. 26 Figuur 6: referentiecurve rookproductie conceptnorm NEN6098:2010 ............................................. 26 Figuur 7: test rig BRE experiments ..................................................................................................... 33 Figuur 8: BRE testen: metingen HRR bij test #1 .................................................................................. 33 Figuur 9: BRE testen: metingen HRR bij test #3 .................................................................................. 34 Figuur 10: SwRI database series 1 test 1 ............................................................................................ 37 Figuur 11: SwRI database series 1 test 2 ............................................................................................ 37 Figuur 12: SwRI database series 1 test 3 ............................................................................................ 37 Figuur 13: SwRI database series 3 test 1 ............................................................................................ 38 Figuur 14: SwRI database series 3 test 2 ............................................................................................ 38 Figuur 15: SwRI database series 4 test 3 ............................................................................................ 39 Figuur 16: SwRI database series 4 test 7 ............................................................................................ 39 Figuur 17: SwRI database series 4 test 8 ............................................................................................ 39 Figuur 18: SwRI database series 5 test 1 ............................................................................................ 40 Figuur 19: SwRI database series 5 test 11 .......................................................................................... 40 Figuur 20: SwRI database series 5 test 12 .......................................................................................... 40 Figuur 21: SwRI database series 6 test 1 ............................................................................................ 41 Figuur 22: SwRI database series 6 test 2 ............................................................................................ 41 Figuur 23: SwRI database series 6 test 3 ............................................................................................ 41 Figuur 24: SwRI database series 9 test 1 ............................................................................................ 42 Figuur 25: SwRI database series 9 test 2 ............................................................................................ 42 Figuur 26: SwRI database series 10 test 2 .......................................................................................... 43 Figuur 27: SwRI database series 10 test 3 .......................................................................................... 43 Figuur 28: SwRI database series 10 test 4 .......................................................................................... 43 Figuur 29: SwRI database series 10 test 5 .......................................................................................... 43 Figuur 30: SwRI database series 11 test 1 .......................................................................................... 44 Figuur 31: SwRI database series 12 test 1 .......................................................................................... 45

7

Figuur 32: overzicht piekwaarden HRRen tijd tot de piekwaarde voor diverse brandproeven met auto’s ................................................................................................................................................. 46 Figuur 33: verbrandingswaarde auto in functie van publicatiejaar testrapport .................................. 49 Figuur 34: Duur van de brand voor de relevante experimenten uit de SwRI database ....................... 50 Figuur 35: HRR curven NRIPS Japan, Okamoto2008 [15] ................................................................... 51 Figuur 36: vergelijking referentiecurve en experimenten CTICM zonder brand overslag ................... 52 Figuur 37: vergelijking referentiecurve en experimenten uit de literatuur zonder brand overslag ..... 53 Figuur 38: vergelijking massaverlies grote wagen .............................................................................. 54 Figuur 39: vergelijking massaverlies kleine wagen ............................................................................. 54 Figuur 40: referentiecurve Joyeux van toepassing bij brandoverslag ................................................. 54 Figuur 41: TNO project, HRR referentiecurve en curven afkomstig van de gevoerde experimenten .. 55 Figuur 42: overzicht referentie curven HRR ........................................................................................ 56 Figuur 43: overzicht referentie curven vrijgestelde energie ............................................................... 57 Figuur 44: schematische opbouw optische detector .......................................................................... 59 Figuur 45: principe beam detector ..................................................................................................... 60 Figuur 46: rate compensation type heat detector .............................................................................. 61 Figuur 47: roetpartikel 6µm, agglomeraat van bolletjes 0.03µm (beeld elektronenmicroscoop) ....... 62 Figuur 48: verdeling roet partikels op log‐log schaal: links: distributie aantallen; rechts: distributie volumes [19] ...................................................................................................................................... 64 Figuur 49: detector respons versus partikel diameter voor optische detectoren (S‐2) en ionische detectoren (R‐2) ................................................................................................................................. 65 Figuur 50: distributie afmetingen partikels diesel uitlaatgassen [21] ................................................. 66 Figuur 51: Coptir® detector van fabrikant System Sensor .................................................................. 67 Figuur 52: driftcompensatie algoritme ............................................................................................... 70 Figuur 53: validatie FDS Cleary detector model (geometrie type appartement) ................................. 73 Figuur 54: validatie FDS Cleary model (geometrie type gang) ............................................................ 73 Figuur 55: snelheid ceiling jet bij referentiecurve NBN voor HRR 2 wagens ....................................... 76 Figuur 56: respons rookdetectie: maatgevende vermogencurve ....................................................... 77 Figuur 57: respons rookdetectie: detail maatgevende vermogencurve .............................................. 77 Figuur 58: g01: overzicht rekendomein respons rookdetectie vlak plafond ....................................... 78 Figuur 59: g01: detail rekendomein respons rookdetectie vlak plafond ............................................. 78 Figuur 60: respons rook detectie: ontwikkeling rooklaag tegen plafond; links 0.811m³/s, midden 1.8m³/s, rechts 3.6m³/s ..................................................................................................................... 80 Figuur 61: respons rook detectoren: ontwikkeling rookpluim en ceiling jet; links Af=25m², rechts Af=1m²; ontwikkeling vanaf start brandcurve +5s tot +21s ................................................................ 83 Figuur 62: respons rook detectoren, verduistering in meetkamer, dagventilatiedebiet 0.811m³/s en Af=25m² ............................................................................................................................................. 84 Figuur 63: respons rook detectoren, verduistering in meetkamer, dagventilatie 0.811m³/s en Af=1m² ........................................................................................................................................................... 84 Figuur 64: voortschrijding van het front van de ceiling jet volgens Delichatsios op basis van de referentiecurve in Figuur 34. .............................................................................................................. 86 8

Figuur 65:g01: overzicht rekendomein respons thermische detectoren vlak plafond ........................ 89 Figuur 66: g01: detail rekendomein respons thermische detector ..................................................... 90 Figuur 67: validatie FDS: resultaten van de ceiling jet temperatuur voor test serie ICFMP BE#3 (aangeduid met index BE3‐x) berekend met een rekenraster van 10cm ............................................ 90 Figuur 68: respons thermische detectoren: tijd tot dubbele detectie in functie van extractiedebiet, oppervlakte brandhaard en RTI waarde ............................................................................................. 91 Figuur 69: sim g01_21_RTI1: respons thermische detectoren met Af=25m², Vex=0.811m³/s, RTI=25(ms)1/2 ..................................................................................................................................... 92 Figuur 70: sim g01_21_RTI2: respons thermische detectoren met Af=25m², Vex=0.811m³/s, RTI=3(ms)1/2 ....................................................................................................................................... 92 Figuur 71: sim g01_22_RTI1: respons thermische detectoren met Af=25m², Vex=1.8m³/s, RTI=25(ms)1/2 ..................................................................................................................................... 92 Figuur 72: sim g01_22_RTI2: respons thermische detectoren met Af=25m², Vex=1.8m³/s, RTI=3(ms)1/2 ....................................................................................................................................... 93 Figuur 73: sim g01_23_RTI1: respons thermische detectoren met Af=25m², Vex=3.6m³/s, RTI=25(ms)1/2 ..................................................................................................................................... 93 Figuur 74: sim g01_23_RTI2: thermische detectoren met Af=25m², Vex=3.6m³/s, RTI=3(ms)1/2 ........ 93 Figuur 75: sim g01_24_RTI1: respons thermische detectoren met Af=1m², Vex=0.81m³/s, RTI=25(ms)1/2 ..................................................................................................................................... 94 Figuur 76: sim g01_24_RTI2: respons thermische detectoren met Af=1m², Vex=0.81m³/s, RTI=3(ms)1/2 ....................................................................................................................................... 94 Figuur 77: sim g01_25_RTI1: respons thermische detectoren met Af=1m², Vex=1.8m³/s, RTI=25(ms)1/2 ..................................................................................................................................... 94 Figuur 78: sim g01_25_RTI2: respons thermische detectoren met Af=1m², Vex=1.8m³/s, RTI=3(ms)1/2 ........................................................................................................................................................... 95 Figuur 79: sim g01_26_RTI1: respons thermische detectoren met Af=1m², Vex=3.6m³/s, RTI=25(ms)1/2 ..................................................................................................................................... 95 Figuur 80: sim g01_26_RTI2: respons thermische detectoren met Af=1m², Vex=3.6m³/s, RTI=3(ms)1/2 ........................................................................................................................................................... 95 Figuur 81:uitgangspunt ‘snelste adequate hulp’ (wet van 15 mei 2007) ............................................ 96 Figuur 82: manuele registratie interventietijden brandweer .............................................................. 96 Figuur 83: registraties alarm‐ en uitruktijden brandweerkorpsen Antwerpen juli 2009 tot mei 201097 Figuur 84: zichtlengte versus light extinction coefficient voor niet‐verlichte (KS=3) en verlichte (KS=8) evacuatie borden ............................................................................................................................... 99 Figuur 85: zichtlengte versus light extinction coefficient voor lichtgevende evacuatie borden ......... 99 Figuur 86: sim g01_235: effect versmallingen op gradiënt rookdensiteit HRR=8MW, Vex=96m³/s, schaal rookdichtheid=0.06g/m³ ....................................................................................................... 102 Figuur 87: sim g01_234: effect versmallingen op gradiënt rookdensiteit HRR=8MW, Vex=96m³/s, schaal rookdichtheid=0.06g/m³ ....................................................................................................... 103 Figuur 88: geometrie parkeergarage ................................................................................................ 108 Figuur 89: rekenraster g01 volledig compartiment (457728 cellen van 25x25c12.5 cm) .................. 109 Figuur 90: detail rekenraster g01 brandhaard, 25cmx25cmx12.5cm (x‐y‐z) ..................................... 110 Figuur 91: sim g01_289 na 4s .......................................................................................................... 112 Figuur 92: sim g01_289 na 20s ......................................................................................................... 112 9

Figuur 93: sim g01_289 na 40s ......................................................................................................... 112 Figuur 94: sim g01_289 na 60s ......................................................................................................... 112 Figuur 95: sim g01_289 na 80s ......................................................................................................... 112 Figuur 96: sim g01_289 na 100s ....................................................................................................... 112 Figuur 97: sim g01_289 na 120s ....................................................................................................... 112 Figuur 98: g01 geen balken HRR=1MW d/Vex .................................................................................. 113 Figuur 99: g01 geen balken HRR=2MW d/Vex .................................................................................. 113 Figuur 100: g01 geen balken HRR=3MW d/Vex ................................................................................ 113 Figuur 101: g01 geen balken HRR=4MW d/Vex ................................................................................ 113 Figuur 102: g01 geen balken HRR=5MW d/Vex ................................................................................ 113 Figuur 103: g01 geen balken HRR=6MW d/Vex ................................................................................ 113 Figuur 104: g01 geen balken HRR=7MW d/Vex ................................................................................ 114 Figuur 105: g01 geen balken HRR=8MW d/Vex ................................................................................ 114 Figuur 106: g01 verloop energiewaarden en massaverlies in een simulatie met HRR=5MW ............ 115 Figuur 107: g01: vereist extractie debiet in functie van de HRRc voor een terugstroming d van max 0, 5, 10 en 15m .................................................................................................................................... 116 Figuur 108: g01 verloop energiewaarden en ventilatiedebiet bij HRR=5MW ................................... 116 Figuur 109: g01 geen balken HRR=1MW d/vin ................................................................................. 117 Figuur 110: g01 geen balken HRR=2MW d/vin ................................................................................. 117 Figuur 111: g01 geen balken HRR=3MW d/vin ................................................................................. 117 Figuur 112: g01 geen balken HRR=4MW d/vin ................................................................................. 117 Figuur 113: g01 geen balken HRR=5MW d/vin ................................................................................. 117 Figuur 114: g01 geen balken HRR=6MW d/vin ................................................................................. 117 Figuur 115:g01 geen balken HRR=7MW d/vin .................................................................................. 118 Figuur 116:g01 geen balken HRR=8MW d/vin .................................................................................. 118 Figuur 117: g01 geen balken: kritische snelheid v_in,cr / HRR .......................................................... 118 Figuur 118: terugstroom in functie van (v_cr ‐ v_in) bij verschillende HRR ....................................... 119 Figuur 119: helling rechte voor terugstroom (waarde voor a) in functie van HRRc .......................... 119 Figuur 120: kritische snelheid voor een vlak plafond, vergelijking met correlatie van Tilley ............. 120 Figuur 121:sim g01_174 versnelling ventilatielucht boven brandhaard door thermische blokkering tegen het plafond ............................................................................................................................ 124 Figuur 122: g01: dimensieloze kritische snelheid versus dimensieloze HRR (Li et al) ........................ 126 Figuur 123: g01: ‘dimensionless confinement velocity’ geformuleerd door Li (V**) versus dimensieloze terugstroom lengte in het model van de parkeergarage g01 ...................................... 127 Figuur 124: g01: kritische snelheid versus convectieve HRR (Thomas) ............................................. 128 Figuur 125: g01 dimensieloze kritische snelheid volgens Wu&Bakar versus parkeergarage g01 ...... 129 Figuur 126: g01: overzicht rekendomein dwarse balken met 50cm hoogte en hartafstand 7.5m .... 131 Figuur 127:g01: binnenzicht rekendomein dwarse balken met 50cm hoogte en hartafstand 7.5m . 132 Figuur 128: g01 dwarse balken hoogte 50cm hartafstand 7.5m kritisch extractiedebiet .................. 132

10

Figuur 129: g01 dwarse balken hoogte 50cm hartafstand 7.5m, waarde voor a .............................. 133 Figuur 130: g01 dwarse balken hoogte 50cm hartafstand 7.5m kritische snelheid .......................... 133 Figuur 131: g01 overzicht rekendomein dwarse balken hoogte 50cm hartafstand 2.5m .................. 134 Figuur 132: g01: dwarse balken hoogte 50cm hartafstand 2.5m, terugstroom lengte in functie van het extractiedebiet voor HRR=4MW tot 8MW ................................................................................. 134 Figuur 133: g01: balken hoogte 50cm hartafstand 2.5m, kritisch extractiedebiet ............................ 135 Figuur 134: g01 dwarse balken hoogte 50cm hartafstand 2.5m, waarde van a in vergelijking voor d=a(vcr‐vin) ........................................................................................................................................ 135 Figuur 135: balken hoogte 50cm hartafstand 2.5m, kritische snelheid ............................................ 136 Figuur 136: g01 binnenzicht rekendomein dwarse balken hoogte 25cm hartafstand 7.5m .............. 137 Figuur 137: balken hoogte 25cm hartafstand 7.5m, kritisch extractiedebiet .................................... 137 Figuur 138: g01 dwarse balken hoogte 25cm hartafstand 7.5m, waarde van a in vergelijking voor d=a(vcr‐vin) ........................................................................................................................................ 138 Figuur 139: balken hoogte 25cm, hartafstand 7.5m, kritische snelheid ............................................ 138 Figuur 140: balken hoogte 25cm hartafstand 2.5m, kritisch extractiedebiet .................................... 139 Figuur 141: g01 dwarse balken hoogte 25cm hartafstand 2.5m, waarde van a in vergelijking voor d=a(vcr‐vin) ........................................................................................................................................ 139 Figuur 142: balken hoogte 25cm, hartafstand 2.5m, kritische snelheid ............................................ 140 Figuur 143: g01 overzicht geometrie langs‐ en dwarsbalken 50cm .................................................. 141 Figuur 144: g01 binnenzicht geometrie langs‐ en dwarsbalken ........................................................ 141 Figuur 145: dwars‐ en langsbalken hoogte 50cm, kritische extractiedebiet ..................................... 141 Figuur 146: : g01 dwars‐ en langsbalken hoogte 50cm, waarde van a in vergelijking voor d=a(vcr‐vin) ......................................................................................................................................................... 142 Figuur 147: dwars‐ en langsbalken hoogte 50cm, kritische snelheid ............................................... 142 Figuur 148: g01: overzicht rekendomein met langs balken .............................................................. 143 Figuur 149: g01: binnenzicht rekendomein met langs balken .......................................................... 143 Figuur 150: sim g01_414: rookdensiteit contouren 0.02g/m³ op 1.75m hoogte, HRR=6MW, Vex=69.3m³/s................................................................................................................................... 144 Figuur 151: sim g01_414: rookdensiteit contouren 0.06g/m³ op 1.75m hoogte, HRR=6MW, Vex=69.3m³/s................................................................................................................................... 144 Figuur 152: balken langs 50cm, kritisch extractiedebiet ................................................................... 145 Figuur 153: g01 langsbalken hoogte 50cm, waarde van a in vergelijking voor d=a(vcr‐vin) ................ 145 Figuur 154: balken langs 50cm, kritische snelheid ............................................................................ 146 Figuur 155: synthese correlaties kritische snelheid bij toepassing van balken in parking geometrie 147 Figuur 156: sim g01_266: grotere terugstroom van rookgassen door aanwezigheid van kleine (lage) balken .............................................................................................................................................. 147 Figuur 157: synthese waarde van a in vergelijking voor d=a(vcr‐vin) .................................................. 148 Figuur 158:sim g01_286, temperatuursverloop in een verticale longitudinale doorsnede over het midden van de brandhaard, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.2, schaal tot 200°C ................................... 149 Figuur 159: sim g01_337, temperatuursverloop in een verticale longitudinale doorsnede over het midden van de brandhaard, grid 0.125x0.125x0.125, Cs=0.2, schaal tot 200°C ................................ 150

11

Figuur 160: sim g01_341, temperatuursverloop in een verticale longitudinale doorsnede over het midden van de brandhaard, grid 0.5x0.5x0.25, Cs=0.2, schaal tot 200°C......................................... 150 Figuur 161: sim g01_353, temperatuursverloop in een verticale longitudinale doorsnede over het midden van de brandhaard, grid 0.125x0.125x0.0625, Cs=0.2, schaal tot 200°C .............................. 150 Figuur 162: sim g01_346, temperatuursverloop in een verticale longitudinale doorsnede over het midden van de brandhaard, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.15, schaal tot 200°C .................................. 151 Figuur 163: sim g01_351, temperatuursverloop in een verticale longitudinale doorsnede over het midden van de brandhaard, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.25, schaal tot 200°C .................................. 151 Figuur 164: sim g01_286, temperatuur verticale longitudinale doorsnede brandhaard detail, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.2, schaal tot 500°C ....................................................................................... 152 Figuur 165: sim g01_337, temperatuur verticale longitudinale doorsnede brandhaard detail, grid 0.125x0.125x0.125, Cs=0.2, schaal tot 500°C ................................................................................... 152 Figuur 166: sim g01_341, temperatuur verticale longitudinale doorsnede brandhaard detail, grid 0.5x0.5x0.25, Cs=0.2, schaal tot 500°C ............................................................................................. 153 Figuur 167: sim g01_353, temperatuur verticale longitudinale doorsnede brandhaard detail, grid 0.125x0.125x0.0625, Cs=0.2, schaal tot 500°C ................................................................................. 153 Figuur 168: sim g01_346, temperatuur verticale longitudinale doorsnede brandhaard detail, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.15,schaal tot 500°C ...................................................................................... 153 Figuur 169: sim g01_351, temperatuur verticale longitudinale doorsnede brandhaard detail, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.25, schaal tot 500°C ..................................................................................... 154 Figuur 170: sim g01_286, snelheid (x richting) verticale longitudinale doorsnede brandhaard detail, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.2, schaal tot 5m/s ................................................................................. 154 Figuur 171: sim g01_337, snelheid (x‐richting) verticale longitudinale doorsnede brandhaard detail, grid 0.125x0.125x0.125, Cs=0.2, schaal tot 5m/s ............................................................................. 155 Figuur 172:sim g01_341, snelheid (x‐richting) verticale longitudinale doorsnede brandhaard detail, grid 0.5x0.5x0.25, Cs=0.2, schaal tot 5m/s ....................................................................................... 155 Figuur 173: sim g01_353, snelheid (x‐richting) verticale longitudinale doorsnede brandhaard detail, grid 0.125x0.125x0.0625, Cs=0.2, schaal tot 5m/s ........................................................................... 155 Figuur 174: sim g01_346, snelheid (x‐richting) verticale longitudinale doorsnede brandhaard detail, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.15,schaal tot 5m/s ................................................................................ 156 Figuur 175: sim g01_351, snelheid (x‐richting) verticale longitudinale doorsnede brandhaard detail, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.25, schaal tot 5m/s ............................................................................... 156 Figuur 176: g01_286, temperatuur front ceiling jet, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.2, schaal tot 120°C157 Figuur 177: sim g01_337, temperatuur front ceiling jet, grid 0.125x0.125x0.125, Cs=0.2, schaal tot 120°C ............................................................................................................................................... 157 Figuur 178: sim g01_341, temperatuur front ceiling jet, grid 0.5x0.5x0.25, Cs=0.2, schaal tot 100°C ......................................................................................................................................................... 157 Figuur 179: g01_353, temperatuur front ceiling jet, grid 0.125x0.125x0.0625, Cs=0.2, schaal tot 120°C ......................................................................................................................................................... 158 Figuur 180: g01_346, temperatuur front ceiling jet, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.15,schaal tot 120°C ......................................................................................................................................................... 158 Figuur 181: sim g01_351, temperatuur front ceiling jet, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.25, schaal tot 120°C ............................................................................................................................................... 158 Figuur 182: g01_286, snelheid front ceiling jet, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.2, schaal tot 2.5m/s .... 159 Figuur 183, g01_337, snelheid front ceiling jet, grid 0.125x0.125x0.125, Cs=0.2, schaal tot 2.5m/s . 159 12

Figuur 184: g01_341, snelheid front ceiling jet, grid 0.5x0.5x0.25, Cs=0.2, schaal tot 2.5m/s .......... 159 Figuur 185: sim g01_353, snelheid front ceiling jet, grid 0.125x0.125x0.0625, Cs=0.2, schaal tot 2.5m/s.............................................................................................................................................. 160 Figuur 186: g01_346, snelheid front ceiling jet, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.15,schaal tot 2.5m/s ... 160 Figuur 187: g01_351, snelheid front ceiling jet, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.25, schaal tot 2.5m/s .. 160 Figuur 188: sim g01_286, rookdichtheid op 1.8m hoogte, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.2, schaal tot 0.02g/m³ .......................................................................................................................................... 161 Figuur 189: g01_337, rookdichtheid op 1.8m hoogte, grid 0.125x0.125x0.125, Cs=0.2, schaal tot 0.02g/m³ .......................................................................................................................................... 161 Figuur 190: g01_341, rookdichtheid op 1.8m hoogte, grid 0.5x0.5x0.25, Cs=0.2, schaal tot 0.02g/m³ ......................................................................................................................................................... 161 Figuur 191:g01_353, rookdichtheid op 1.8m hoogte, grid 0.125x0.125x0.0625, Cs=0.2, schaal tot 0.02g/m³ .......................................................................................................................................... 162 Figuur 192: g01_346, rookdichtheid op 1.8m hoogte, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.15,schaal tot 0.02g/m³ .......................................................................................................................................... 162 Figuur 193: g01_351, rookdichtheid op 1.8m hoogte, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.25, schaal tot 0.02g/m³ .......................................................................................................................................... 162 Figuur 194: sim g01_286, rookdichtheid op 0.9m hoogte, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.2, schaal tot 0.02g/m³ .......................................................................................................................................... 163 Figuur 195: sim g01_337, rookdichtheid op 0.9m hoogte, grid 0.125x0.125x0.125, Cs=0.2, schaal tot 0.02g/m³ .......................................................................................................................................... 163 Figuur 196: sim g01_341, rookdichtheid op 0.9m hoogte, grid 0.5x0.5x0.25, Cs=0.2, schaal tot 0.02g/m³ .......................................................................................................................................... 163 Figuur 197: sim g01_353, rookdichtheid op 0.9m hoogte, grid 0.125x0.125x0.0625, Cs=0.2, schaal tot 0.02g/m³ .......................................................................................................................................... 164 Figuur 198: sim g01_346, rookdichtheid op 0.9m hoogte, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.15, schaal tot 0.02g/m³ .......................................................................................................................................... 164 Figuur 199: sim g01_351, rookdichtheid op 0.9m hoogte, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.25, schaal tot 0.02g/m³ .......................................................................................................................................... 164 Figuur 200: sim g01_286, temperatuur op 2m hoogte, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.2, schaal tot 250°C ......................................................................................................................................................... 165 Figuur 201: sim g01_337, temperatuur op 2m hoogte, grid 0.125x0.125x0.125, Cs=0.2, schaal tot 250°C ............................................................................................................................................... 165 Figuur 202: sim g01_341, temperatuur op 2m hoogte, grid 0.5x0.5x0.25, Cs=0.2, schaal tot 250°C . 165 Figuur 203: sim g01_353, temperatuur op 2m hoogte, grid 0.125x0.125x0.0625, Cs=0.2, schaal tot 250°C ............................................................................................................................................... 166 Figuur 204: sim g01_346, temperatuur op 2m hoogte, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.15, schaal tot 250°C ............................................................................................................................................... 166 Figuur 205: sim g01_351, temperatuur op 2m hoogte, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.25, schaal tot 250°C ............................................................................................................................................... 166 Figuur 206: sim g01_286, temperatuur tegen plafond op 3m hoogte, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.2, schaal tot 250°C ............................................................................................................................... 167 Figuur 207: sim g01_337, temperatuur tegen plafond op 3m hoogte, grid 0.125x0.125x0.125, Cs=0.2, schaal tot 250°C ............................................................................................................................... 167

13

Figuur 208: sim g01_341, temperatuur tegen plafond op 3m hoogte, grid 0.5x0.5x0.25, Cs=0.2, schaal tot 250°C .......................................................................................................................................... 167 Figuur 209: sim g01_353, temperatuur tegen plafond op 3m hoogte, grid 0.125x0.125x0.0625, Cs=0.2, schaal tot 250°C ................................................................................................................... 168 Figuur 210: sim g01_346, temperatuur tegen plafond op 3m hoogte, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.15, schaal tot 250°C ............................................................................................................................... 168 Figuur 211: sim g01_351, temperatuur tegen plafond op 3m hoogte, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.25, schaal tot 250°C ............................................................................................................................... 168

14

Hoofdstuk 1

Inleiding

Besloten ruimten zoals ondergrondse parkeergarages kunnen in geval van een autobrand snel leiden tot levensgevaarlijke condities. Experimenten hebben aangetoond dat overslag van brand tussen verschillende voertuigen mogelijk is eenmaal de eerste auto volledig aan de brand deelneemt. De verspreiding van brand naar meerdere voertuigen wordt versterkt door de feedback van hitte door aanwezigheid van lage plafonds en muren in de nabijheid van de brandhaard, met name door de straling van de hete rooklaag tegen het plafond die zich uitstrekt boven naastliggende voertuigen. We benoemen deze rooklaag verder in deze masterproef met ceiling jet. Wanneer meerdere voertuigen in een parkeergarage betrokken raken bij de brand kan het vrijgesteld vermogen (HRR) extreme waarden bereiken. In de literatuur zijn piekwaarden terug te vinden van 16MW [1]. Het is belangrijk dat er maatregelen genomen worden om een vlotte interventie door de brandweer mogelijk te maken en dit best voordat er overslag optreedt naar naburige voertuigen. Vroegtijdige detectie van een brandhaard in een voertuig vormt een belangrijke factor in het tijdsbestek tussen het ontstaan van de brand en de interventie van de brandweer. Goed ontworpen rook‐ en warmteafvoersystemen met horizontale mechanische ventilatie kunnen helpen om de uitbreiding van de hete rooklaag naar de aanvalsroute van de brandweer te beperken. We noemen deze systemen verder in dit proefschrift kortweg RWA en merken op dat RWA meer behelst dan enkel de het voornoemde systeem. Het is niet evident om het gedrag van rook in een grote ruimte te voorspellen. Beproefde rekenregels die ingenieurs gebruiken om de stroming te bepalen in hydraulische problemen kunnen niet zonder meer toegepast worden op de geometrie van een parkeergarage. Hetzelfde geldt voor rekenregels uit de HVAC techniek die geen rekening houden met het effect van een brandhaard. Door de exponentieel toenemende rekenkracht van computers komt Computational Fluid Dynamics (CFD) stilaan binnen het bereik van elke ingenieur die betrokken is bij vraagstellingen over het gedrag van rook in complexe gebouwen. Om betrouwbare resultaten te bekomen vraagt deze techniek echter een hoog kennisniveau. De bevoegde autoriteiten dienen ook over voldoende kennis te beschikken bij het beoordelen van CFD dossiers.

15

Hoofdstuk 2

Methode

Voor de eenvoud worden relaties uitgewerkt voor een sub‐geometrie van 1000m², een oppervlakte die regelmatig voorkomt als deel van een grote ondergrondse parkeergarages. We noemen het een rook zone of RWA zone conform de nomenclatuur van de NBN. De grenzen van deze RWA zone kunnen bestaan uit fysische barrières zoals bijvoorbeeld rookgordijnen die naar beneden komen als er rook in de zone wordt gedetecteerd. Men zou dit kunnen doortrekken naar virtuele barrières gevormd door aangrenzende zones die over een gelijkaardig snelheidsprofiel beschikken. Eerst wordt een studie gedaan van de regelgeving in België, Nederland en UK met betrekking tot ondergrondse parkeergarages. Vanuit het standpunt van de regelgeving worden ook de bepalingen voor gesloten parkeergebouwen nagekeken. De ontwerpcriteria voor RWA zijn immers van toepassing op alle compartimenten die niet van voldoende grote openingen voorzien zijn om natuurlijke ventilatie toe te laten. Het maakt vanuit dit opzicht niet uit of deze compartimenten onder of boven het maaiveld gelegen zijn. Op basis van CFD simulatie wordt nagegaan in welke mate de temperatuur en de rookverspreiding in het compartiment de veiligheid bedreigen van de brandweer op hun weg naar de brandhaard. Voorgaande grootheden worden berekend voor een reeks van verschillende warmtevermogens, extractie debieten en de aanwezigheid van balken en kolommen. We plaatsen de brandhaard tegen de muur. De resultaten van de CFD modellering in deze thesis worden vergeleken met experimenten uit de literatuur waarvan de karakteristieke grootheden zo goed mogelijk aansluiten met de beschouwde gevallen (validatie). Verder zal de gevoeligheid van de resultaten aan de afmetingen van het rekenrooster een goede indicatie geven van de nauwkeurigheid van de resultaten. Op dit ogenblik loopt een Europees gesubsidieerd SBO (strategisch basis onderzoek) onderzoeksproject af waarvoor de Universiteit van Gent in een nagebouwde gesloten parkeergarage, uitgerust met RWA, metingen uitvoert tijdens het branden van recente gebouwde wagens. De resultaten van dit onderzoek zijn nog niet gepubliceerd. De reactietijd van rook detectoren en thermische detectoren wordt beoordeeld op basis van CFD simulaties. Ontwerp brandhaard is de referentiecurve uit de NBN. Deze valt in het tijdsbestek van interesse onder andere samen met de referentiecurven gepubliceerd door Joyeux en TNO. Het model wordt onderworpen aan een sensitiviteitstest. De resultaten worden vergeleken met correlaties uit de literatuur.

16

Hoofdstuk 3

Regelgeving en normering

3.1 België 3.1.1. Koninklijk Besluit van 7 juli 1994 Koninklijk Besluit van 7 juli 1994 tot vaststelling van de basisnormen voor de preventie van brand en ontploffing waaraan nieuwe gebouwen moeten voldoen, gewijzigd bij Koninklijke Besluiten van 19 december 1997 en 4 april 2003. Een norm is strikt gezien geen wet maar wel een document waar alle belanghebbende partijen een consensus over bereiken binnen de structuur van een normalisatiecommissie. De inhoud van een norm heeft tot doel regels weer te geven van goed vakmanschap voor een bepaald toepassingsgebied. De benaming basisnorm is soms verwarrend voor lezers die niet vertrouwd zijn met de wetgeving in België. Een basisnorm heeft wel degelijk een wettelijk karakter, is dus afdwingbaar en kan aanleiding geven tot vervolging door het openbaar bestuur. Het KB (Koninklijk Besluit) maakt primair een onderscheid tussen lage, middelhoge en hoge gebouwen. Voor elk type (indeling naar hoogte) van gebouw is er een bijlage beschikbaar, respectievelijk bijlage 2, bijlage 3 en bijlage 4. De eisen voor ondergrondse parkeergarages, relevant voor het onderzoek in deze thesis, zijn dezelfde voor de 3 voornoemde types van gebouwen. In elke bijlage zijn de relevante artikelen telkenmale terug te vinden onder paragraaf 5.2: “Bij afwijking van het in 2.1 gestelde grondbeginsel kan een parkeergebouw een compartiment vormen waarvan de oppervlakte niet beperkt is, zelfs wanneer er verscheidene communicerende bouwlagen zijn.” “In de gesloten parkeergebouwen met een totale oppervlakte groter dan 2500 m², moeten de maatregelen genomen worden die noodzakelijk zijn om de verspreiding van rook te voorkomen.” “Ten minste twee trappenhuizen of buitentrappen voldoen aan de voorschriften vervat in 4.2 of 4.3 zijn vanuit ieder punt van de bouwlaag toegankelijk; de af te leggen weg naar de dichtstbijzijnde trap mag niet meer dan 45 m bedragen; de minimale nuttige breedte van deze trappen bedraagt 0,80 m;”

17

3.1.2. Norm NBN‐S21‐208‐2:2006 Titel: Brandbeveiliging in gebouwen – Ontwerp van de rook‐ en warmteafvoersystemen (RWA) in gesloten parkeergebouwen. [2] De norm dient steeds in zijn totaliteit beschouwd te worden, ook bij een bepaalde ontwerpkeuze. In het kader van deze thesis worden volgende relevante artikelen vermeld: §1:Doel “Deze norm heeft tot doel de voorwaarden te bepalen waaraan de RWA‐systemen (Rook en Warmte Afvoer) in gesloten parkeergebouwen voor wagens met één of meerdere niveaus, moeten voldoen, om de verspreiding van rook en warmte bij brand in de parking te beperken,de toegang van de hulpdiensten tot bij de brandhaard op een veilige manier mogelijk te maken en hun interventie te vergemakkelijken.” “NOTA : Voor parkeergebouwen met geringe vrije hoogte, waar alleen RWA met horizontale mechanische ventilatie mogelijk is, heeft deze norm niet als bedoeling alle nooduitgangen rookvrij te houden. In dit geval moet de ontruiming van personen dus zo snel mogelijk gebeuren. Bij parkeergebouwen met voldoende vrije hoogte om RWA door verticale opstijging van de rook te gebruiken, kan het RWA‐systeem ook bijdragen tot het verzekeren van een veilige ontruiming.” De norm legt dus geen eisen op aan het ontwerp van een mechanisch RWA voor veilige evacuatie van de gebruikers van het parkeergebouw. De beperking van de rookverspreiding en een mogelijkheid tot veilige interventie staan centraal. §2: Toepassingsgebied “Deze norm kan toegepast worden voor gesloten parkeergebouwen met een totale oppervlakte van meer dan 1000 m2, die zich uitstrekken over één of meerdere niveaus. Deze oppervlakte bevat de mogelijke parkeerboxen, overdekte toegangshellingen en verbindingen.” §4.2: Type‐ vuurhaard Tabel 1: type vuurhaard volgens NBN S21‐208‐2:2006

VUURHAARD

GESLOTEN PARKEERGEBOUW ZONDER SPRINKLERS OF MET SPRINKLERS ZONDER VLOERHELLING

GESLOTEN PARKEERGEBOUW MET SPRINKLERS EN VLOERHELLING

Afmetingen

5 m x 5 m

2 m x 5 m

Omtrek (Wf)

20 m

14 m

Totaal warmtevermogen (Qt)

6 MW

4 MW

§5: Ontwerpkeuzen “Om de verspreiding van rook bij brand in een overdekte parking te beperken worden de volgende ontwerpkeuzen (met of zonder sprinklers) in deze norm gedefinieerd: 18

Keuze 1: RWA door verticale opstijging van de rook, het inperken van de rook in rookvakken tegen de zoldering en het behoud van een rookvrije hoogte onder de rooklaag. Keuze 2: RWA door horizontale mechanische ventilatie, en het behouden van een rookvrije toegangsweg.” In ondergrondse compartimenten is natuurlijke RWA in de meeste gevallen praktisch niet toepasbaar gezien de geringe hoogte. Men eist immers voor deze ontwerpkeuze een minimale rookvrije hoogte van 2,5m in geval van sprinklers en een minimale rookvrije hoogte van 3,5m zonder sprinklers. De eisen voor minimale rookvrije hoogte zijn bepaald uitgaande van een maximum temperatuur van de rooklaag die aanvaardbaar is voor de brandweer, als volgt geformuleerd: “NOTA: Deze eisen met betrekking tot de rookvrije hoogte hebben tot doel de temperatuur van de rooklaag te beperken tot 200°C, zodat de brandweer zich op een voldoend veilige manier onder de rooklaag kan verplaatsen.” §5.2: RWA met horizontale mechanische ventilatie §5.2.1. Grondbeginsel: “De parking wordt horizontaal geventileerd om een toegangsweg vanaf de openbare weg tot in de nabijheid van de brandhaard rookvrij te houden. Daartoe moet een luchtdebiet met een horizontale luchtsnelheid gehaald worden die voldoende is om de rookverspreiding tegen de opgewekte luchtstroming in tegen te gaan.” §5.2.2: Prestatie‐eisen “ (1) Over heel zijn lengte, vanaf de openbare weg tot op minder dan 15 m van de brandhaard, moet de toegangsweg rookvrij gehouden worden, ongeacht de plaats van de brandhaard. NOTA: de afstand van minder dan 15 m is nodig om de brandhaard met de waterstraal van de brandweerlans te kunnen bereiken. “(2) De rookvrije toegangsweg nodig voor de brandweer moet zich uitstrekken over een breedte van minstens 5 m ( of over de totale breedte tussen de wanden, indien de breedte kleiner is dan 5 m) en over de gehele vrije hoogte onder de zoldering of onder de balken. NOTA: een breedte van minimaal 5m is noodzakelijk, maar deze waarde zal meestal overschreden worden.” “(4) De RWA‐installatie moet geconfigureerd worden volgens het brandscenario dat overeenstemt met de zone van de eerste detectie binnen een tijdsbestek dat aan de volgende voorwaarden voldoet: De rookafvoer mag ten vroegste 2 minuten na de activering van het brandscenario in regime zijn. NOTA: dit is om tijd te laten aan de personen om te vluchten.” §5.2.4. Voorwaarden die moeten vervuld zijn “Om aan de prestatie‐eisen van een RWA‐systeem met horizontale mechanische ventilatie te voldoen zijn er twee oplossingen mogelijk: OPLOSSING 2A : type‐oplossing De voorwaarden waaraan moet worden voldaan worden in Bijlage A bepaald.

19

NOTA: een RWA‐installatie die aan de eisen van Bijlage A voldoet wordt gevalideerd als zijnde conform de prestatie‐eisen. OPLOSSING 2B : oplossing gevalideerd door berekening De voorwaarden waaraan moet worden voldaan worden bepaald in Bijlage B (later uit te werken). Tot zolang er geen berekeningsmethode is conform Bijlage B, is alleen oplossing 2A toegelaten. NOTA: of een RWA‐installatie beantwoordt aan de prestatie‐eisen kan beoordeeld worden door een CFD‐berekening. (CFD : Computational Fluid Dynamics ‐ computerberekening van stromingsdynamica) die toelaat de conformiteit van het voorgestelde RWA‐systeem te valideren voor elke plaats in het parkeergebouw waar de brandhaard zich kan bevinden.” Op de type oplossing gaan we hier niet verder in. Verder in deze tekst vergelijken we de resultaten van de berekeningen met de type oplossing.

3.1.3. prNBN S21‐208‐2:2010 Dit concept document [3] met zijn Addendum 1 wordt door de CEN TC 191 SC1 als basistekst gebruikt voor het ontwerp van de Europese norm prEN 12101‐1. Hoewel deze norm nog geen officieel karakter heeft, biedt hij, naast enkele wijzigingen van de geldende norm, een handvat voor het toepassen van CFD voor de validatie van het ontwerp van mechanische RWA installaties in gesloten parkeergebouwen. Deze methode kan gebruikt worden bij een ontwerp dat afwijkt van de eisen uit de type oplossingen die in bijlage A zijn vermeld. De bevoegde overheid heeft echter nog geen algemeen kader voorzien waarin de aanvaarding‐ modaliteiten voor de resultaten en de besluiten van de berekeningen worden vastgelegd. Tot zolang een dergelijk kader niet bestaat, wordt het gebruik van CFD modellering aan de algehele verantwoordelijkheid van de gebruiker ervan overgelaten. In bijlage B staan kerngetallen die moeten gehanteerd worden bij het gebruik van een CFD model. De voornaamste getallen met betrekking tot de maatgevende brandhaard zijn: ‐ ‐ ‐ ‐ ‐

de niet stationaire HRR de niet stationaire perimeter van de brandhaard de constante fractie straling adiabate wand condities de constante massafractie roetproductie van de wagen(s)

Verloop HRR in functie van de tijd. Men stelt 2 brand curven voor: enkel 1 wagen die brandt of 2 wagens die gelijktijdig branden.

20

prNBN S21‐208‐2:2010 HRR 2 wagens [MW]

10 5 0 0

10

20

30

40

50

60

70

80

[min] HRRtotaal

HRRconvectief

Figuur 1:referentiecurve HRR conceptnorm NBN S21‐208‐2:2010 voor 2 wagens die deelnemen aan de brand

prNBN S21‐208‐2:2010 HRR 1 wagen [MW]

10 5 0 0

10

20

30

40

50

60

70

[min] HRRtotaal

HRRconvectief

Figuur 2: referentiecurve HRR conceptnorm NBN S21‐208‐2:2010 voor 1 wagen die deelneemt aan de brand

pr NBN S21‐208‐2:2010 Af 1 wagen [m²]

15 10 5 Af 0 0

10

20

30

40

50

60

70

[min] Figuur 3: referentiecurve oppervlakte van de brandhaard conceptnorm NBN S21‐208‐2:2010 voor 1 wagen die deelneemt aan de brand

21

prNBN S21‐208‐2:2010 Roetproductie 1 wagen 80 60

40

40 20

[kg]

[g/s]

60

20

0

0 0

10

20

30

Roetproductie

40

50

60

70

Totale massa roet

Figuur 4: roetproductie van 1 wagen volgens uit de refenrentiecurve HRR en opgelegde massafractie roetvorming en verbrandingswaarde volgens de conceptnorm NBN S21‐208‐2:2010

De productie van rook wordt uitgedrukt in termen van een hoeveelheid massa aan roetpartikels die door de brandhaard vrijgesteld worden. Bij een gekend volume of bij een gekend volumedebiet kan daaruit de densiteit van de rook berekend worden. Op basis van deze densiteit komt men via een parameter, die experimenteel bepaald is voor een bepaalde brandstof en modus van verbranding, tot een verduistering van licht per eenheid van lengte, uitgedrukt in bijvoorbeeld optische dichtheid. De vrijgestelde massa roetpartikels staat in een lineaire relatie tot de massa brandstof die in vlammen opgaat, namelijk 0,22 kgroet/kgbrandstof. De massa brandstof staat op zijn beurt in een lineaire relatie tot de totale vrijgestelde energie, namelijk 24MJ/kgbrandstof. De voornaamste getallen met betrekking tot de resolutie van het CFD model: ‐ ‐ ‐

maximum afmetingen van de rekencellen toegelaten residu van de berekening minimale berekende temperatuur in de brandhaard

In bijlage B worden verder nog richtlijnen geformuleerd voor de samenstelling van een CFD‐dossier ter goedkeuring door de bevoegde instanties.

3.1.4. Dagventilatie Naast de ventilatie bij brand, dient de besloten ruimte van een ondergrondse parkeergarage voorzien te zijn van dagventilatie om de ophoping van schadelijke emissies van thermische motoren te voorkomen. Met name de concentraties van de giftige uitlaatgassen zoals CO, NO2 en benzeen dienen beperkt te worden. De verontreinigde lucht wordt door dagventilatie opgemengd met omgevingslucht om de volumefracties van de giftige producten te verlagen. Door toepassing van extractieventilatoren creëert men een onderdruk die via inlaatopeningen verse buitenlucht aanvoert. De volledige oppervlakte van de garage dient afdoende gespoeld te worden met zuivere lucht. In geval er een installatie voor brandventilatie aanwezig is, kan deze gebruikt worden op een laag 22

regime. In relatief grote parkeergarages worden voornamelijk stuwkrachtventilatoren gebruikt om kleinere gebieden op te mengen met lucht uit de onmiddellijke omgeving van het gebied, dus met lucht uit de garage zelf . Deze werkwijze is doeltreffend voor kleine lokale gebieden die minder efficiënt gespoeld worden door het traject van het spoeldebiet maar de dimensionering van de dagventilatie dient wel degelijk gebaseerd te zijn op de volledige oppervlakte van de garage. In België bestaat op heden geen federale wetgeving die prestatie eisen oplegt voor de beperking van giftige uitlaatgassen in parkeergarages. Regionaal bestaat er in het Brussels Hoofdstedelijk Gewest een richtlijn, uitgevaardigd door het BIM (Brussels instituut voor Milieubeheer), die een minimum ventilatiedebiet eist van 60m³/uur/parkeerplaats. In de praktijk worden bij het ontwerp meestal normen uit de buurlanden gehanteerd zoals NEN2443 [4]en VDI2053 [5].

3.2 Nederland 3.2.1. Bouwbesluit en gebruiksbesluit 2003 De bouwregelgeving in Nederland wordt vastgelegd door het Bouwbesluit en Gebruiksbesluit. Het Bouwbesluit 2003 geeft voorschriften met betrekking tot de maximale grootte van een brandcompartiment om aan de eis de voldoen dat de uitbreiding van brand voldoende wordt beperkt. 1 Een parkeergarage is in het Bouwbesluit ondergebracht bij ‘overige gebruiksfuncties’. Voor een nieuwe parkeergarage is de maximale grootte van een brandcompartiment gelijk aan 1000m2, voor een bestaande parkeergarages is dit 2000m². De bouwheer mag afwijken van de voorschriften op basis van de gelijkwaardigheidsbepaling. 2 Voor een parkeergarage met een groter compartiment moet de aanvrager van een bouwvergunning, ten genoegen van het college van burgemeester en wethouders, aantonen dat veiligheid van het grotere brandcompartiment gelijkwaardige is aan de veiligheid die het Bouwbesluit 2003 beoogt. 3 In Nederland zijn er twee gangbare gelijkwaardige oplossingen voor parkeergarages: (1) het toepassen van mechanische ventilatie zodat rook en hitte worden afgevoerd en brandweer inzet mogelijk blijft (2) het toepassen van een automatische sprinklerinstallatie zodat een brand beperkt blijft Voor brandcompartimenten groter dan 1000m² zijn er geen specifieke voorschriften, maar dat is inherent aan het gelijkwaardigheids principe in de bouwregelgeving. De keuze voor een bepaalde gelijkwaardige oplossing en de motivering ervan is in beginsel aan de aanvrager van een bouwvergunning. De aanvrager moet hierbij wel ten genoegen van burgemeester en wethouders aantonen dat er sprake is van een oplossing die gelijkwaardig is aan het in het Bouwbesluit 2003 1

Bouwbesluit 2003, Afdeling 2.13, § 2.13.1, artikel 2.103, tabel 2.103 Bouwbesluit 2003, Afdeling 1, §1.3, artikel 1.5 3 Bouwbesluit 2003, Afdeling 2.22, §2.22.1, artikel 2.200 2

23

beoogde veiligheidsniveau. Hoewel juridisch niet verplicht, is het in de praktijk gangbaar dat een aanvrager de gelijkwaardigheid baseert op bepaalde gepubliceerde richtlijnen of normen.

3.2.2. Landelijke Richtlijnen Twee van de belangrijkste richtlijnen zijn volgende publicaties: Publicatie ‘beheersbaarheid van brand’ [6] De methode ‘beheersbaarheid van brand’ beschreven in dit document is niet toepasbaar op ondergrondse parkeergarages. Bij het gebruik van de methode gaat men er immers van uit dat het volledige compartiment in brand staat, wat bij een grote parkeergarage zeer onwaarschijnlijk is. Men verwijst naar publicaties van de NVBR (Nederlandse Vereniging voor brandweerzorg en Rampenbestrijding) en naar publicaties van de SBR (oorspronkelijk stichting Bouwresearch). Publicatie LNB ‘Richtlijn voor mechanisch geventileerde parkeergarages groter dan 1000m²’ [7] Dit uitgebreide document bevat zowel bouwkundige als installatie technische prestatie eisen voor besloten parkeergarages. De oorspronkelijke praktijkrichtlijn is gebaseerd op het creëren van condities voor het kunnen plegen van adequate nazorg door de brandweer. De richtlijn resulteert voor parkeergarages tussen 1.000 – 5.000 m2 over het algemeen in een 10‐ voudige ventilatie. Voor parkeergarages groter dan 5.000 m2 dient met behulp van CFD berekeningen aangetoond te worden dat er 45 minuten na het ontstaan van de brand een zichtlengte van 30 meter aanwezig is. Een aantal invoer parameters voor het veldmodel worden opgelegd. De richtlijn, die dateert van 2002, is echter door diverse brandweerregio’s op een aantal punten herschreven. Er zijn bijvoorbeeld brandweerregio’s die te allen tijde zicht op de brand eisen. Deze diversiteit aan eisen werkt in de praktijk nogal eens verwarrend. Een gemeente mag deze documenten echter niet generiek toepassen, maar moet, uitgaande van het Bouwbesluit 2003, bij iedere bouwaanvraag specifiek motiveren waarom een aangedragen gelijkwaardige oplossing niet voldoet.

3.2.3. Concept NEN 6098:2010 Deze conceptnorm [8] geeft beoordelingscriteria voor mechanische ventilatiesystemen in parkeergarages. De conceptnorm dient beschouwd te worden in samenhang met de NPR 6095‐1 en de NEN 2654‐3 die handelen over respectievelijk installatie van RWA systemen en het beheer/ controle/ onderhoud van rookbeheersing systemen. De NPR 6095‐1:2005 is momenteel in herziening mits concept document NPR 6095‐1:2011. De NEN 2654‐3:2006 is momenteel in herziening mits concept document NEN 2654‐3:2011 Bij het definitief worden van de landelijke norm NEN 6098 zou er een einde moeten komen aan de verschillen per regio inzake ontwerp van de systemen. 24

Automatische en semi‐automatische parkeergarages behoren niet tot het toepassingsgebied van de norm. De norm is uitsluitend van toepassing indien binnen de 17 minuten na detectie met blussen kan worden aangevangen. Tabel 1 van de norm stelt een normatief verloop van een autobrand voor in functie van de tijd in het geval van een mechanisch geventileerde parkeergarage. Tabel 2: concept NEN6098: normatief brandverloop autobrand in mechanisch geventileerde parkeergarages

Detectie 5 min

Opkomst 10 min

Inzet

Blussen

Rookafvoer

Nacontrole

7min

10 min

13 min

Rookarm 20 min

Na detectie

40 min

Na detectie 60 min

De tijd die verloopt tussen het ontstaan van de brand en de detectie ervan hangt impliciet samen met het toepassingsgebied van de norm. Strikt gezien begint het criterium ‘17 minuten’ pas te lopen vanaf een (dubbele) detectie van brand. Men kan echter begrijpen dat de omvang van de brand nog beperkt dient te zijn voordat de brandweer arriveert. Een eerste keuze voor een gevoelig branddetectie systeem ligt voor de hand. Echter een hoge gevoeligheid voor rook afkomstig van brand betekent in de praktijk een grotere gevoeligheid voor aerosolen die op rook afkomstig van brand gelijken. Men zal dus bij het ontwerp van een detectie systeem een afweging moeten maken tussen tijdige detectie en ongevoeligheid voor ongewenste meldingen afkomstig van bijvoorbeeld uitlaatgassen. Bijlage E geeft uitgebreide richtlijnen en prestatie eisen waaraan de branddetectie installatie moet voldoen. De prestatie eisen in de norm gaan uit van een lege parkeergarage zonder geparkeerde auto’s en een variabele ontwerpbrand. De curve van het brandvermogen wordt weergeven in figuur 2 van de norm. De curve is gebaseerd op de resultaten van het onderzoek door TNO (1999) voor 1 auto. Men veronderstelt dat er bij een referentiebrand in een parkeergarage 3 voertuigen betrokken zijn. Overslag naar het tweede en het derde voertuig gebeurt na respectievelijk 10 min en 15min telkens te rekenen vanaf het ontstaan van de brand. De sterke daling van de curve na 22 min komt door blussing van de brand. Daarna neemt het vermogen lineair af naar nul in een bestek van 10 min, conform het normatief brandverloop uit Tabel 2.

25

concept NEN6098:2010 HRR 10 [MW]

8 6 4 2 0 0

10

20

30

40

50

60

[min] HRRconvectief

HRRtotaal

Figuur 5:referentiecurve HRR concept norm NEN6098:2010

De rook geproduceerd door de ontwerp brandhaard wordt opgelegd in functie van de tijd:

1200 1000 800 600 400 200 0

1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 0,0 0

10

20

30

40

50

[kg]

[kg/s]

concept NEN6098:2010 Rook productie

60

[min] rookproductie [kg/s]

rook cumulatief [kg]

Figuur 6: referentiecurve rookproductie conceptnorm NEN6098:2010

Bijlage A van het document vermeld (informatief) volgende criteria: Het maximale rookverspreidingsgebied bedraagt 10000m², beperkt tot één bouwlaag indien het totale gebruiksoppervlak van de garage groter is dan 2500m². Criterium ‘zicht op de brand’ bepaald als de verduistering van het licht uitgestraald door de brandhaard op 30m afstand, namelijk 99.984%. Dit criterium moet gerealiseerd blijven tot 27 minuten na detectie van de brand.

26

Het gebruik van CFD simulaties als beproeving vanaf 2500m² gebruiksoppervlakte, gecombineerd met debietmetingen en koude rook ter visualisatie van stagnerende gebieden en gebieden met terugstroming. Voor een gebruiksoppervlakte tussen 1000m² en 2500m² dient de gehele garage rookarm te zijn vanaf 40 minuten na detectie. Beperking van rookverspreiding en zicht op de brand worden niet geëist. Bij oplevering dient enkel een debiet meting van de ventilatie uitgevoerd te worden. Bijlage B stelt normatieve eisen aan CFD berekeningen: De berekeningen moeten uitgevoerd worden met een lege garage. De samenstelling van het door de bevoegde autoriteiten te beoordelen dossier wordt bepaald. De beoordeling gebeurt op basis van de berekeningsresultaten, de gehanteerde modellen en de invoer. Controleberekeningen worden als te zwaar beschouwd in het beoordelingsproces en worden als dusdanig niet uitgevoerd. Bijlage C geeft informatief een vereenvoudigde methode aan voor de bepaling van de beperking van de rookverspreiding en het zicht op de brand. Bij toepassing van deze methode dient de gemiddelde snelheid van de lucht, ter hoogte van de breedste doorsnede stroomopwaarts van het rookverspreidingsgebied, een gemiddelde waarde te bezitten van 1.5 tot maximum 5m/s. Bij het volgen van deze voorschriften wordt het ontwerp als ‘deemed to satisfy solution’ beschouwd. Bijlage D stelt informatief voorwaarden aan de gebruikte componenten in de RWA installatie met betrekking tot de temperaturen waaraan ze blootgesteld worden. Bijlage E stelt informatief eisen aan de branddetectie installatie. Alle eisen van de bouwregelgeving met betrekking tot brandmelding zijn niet van toepassing bij compartimenten die de maximum grootte van 1000m² overschrijden. Daarom voorziet deze bijlage in aanvullende voorzieningen met betrekking tot branddetectie en doormelding. Zo zijn o.a. automatische brandmelders altijd noodzakelijk gesteld. Verder bepaalt de bijlage op welke punten van de norm op brandmeldinstallaties NEN2535 [9] moet afgeweken worden. Met name de vrees voor ongewenste brandmeldingen door uitlaatgassen van de auto’s heeft ertoe geleid dat in de concept NEN6098 volgende risicoklassen toebedeeld zijn aan parkeergarages: ‐ risicoklasse E voor interne meldingen (interne alarmering en navenante sturingen) ‐ risicoklasse C voor externe doormeldingen (meldkamer) Volgens de NEN2535 mag een brandmeldinstallatie niet meer dan een gelimiteerd aantal ongewenste meldingen veroorzaken. §4.3 van NEN2535 geeft een risicoklassen‐indeling per gebruiksfunctie voor interne en externe meldingen. Parkeergarages vallen onder de gebruiksfunctie ‘overige gebruiksfunctie’. Hierbij behoort, volgens § 4.3.2.1 van NEN2535, de risicoklassen‐indeling door de bevoegde autoriteit te worden bepaald. Bovenstaande indeling door de NEN6098 geeft dus duidelijkheid aan de ontwerper zonder tussenkomst van de bevoegde instanties. Tabel 4 in NEN2535 geeft aan dat het aantal ongewenste4 en onechte5 meldingen dient beperkt te blijven tot respectievelijk 1.05 en 0.45 meldingen per 100 melders per jaar voor klasse C (naar 4 5

NEN 2535, §4.3.1, tabel 1: Ongewenste melding: uitlaatgassen, roken, kwaad opzet activeren handmelder,… NEN 2535, §4.3.1, tabel 1: Onechte melding: vervuilde melder, stof, atmosferische invloed,…

27

meldkamer). Voor klasse E (interne alarmering) zijn deze criteria respectievelijk 2.1 en 0.9 medlingen per 100 melders per jaar. Twee groeps‐ / twee melderafhankelijkheid wordt noodzakelijk gesteld. Er dient vooraf een prestatie‐eis brandgrootte te worden vastgelegd. Voor een grote parkeergarage is dit brandgrootte 8 volgens de NEN2535. Dit betreft ‘een andere overeengekomen brandgrootte’. In verband met de te verwachten brand in een parkeergarage is de prestatie‐eis uitgegaan van een proefbrand met PU matten, waarbij een van tabel B.1 van NEN2535, afwijkend aantal brandmatten wordt gebruikt. De projectie van automatische melders behoort zodanig te zijn uitgevoerd dat een brandgrootte type 8 kan gedetecteerd worden. Omdat voor brandgrootte 8 geen projectierichtlijnen in NEN2535 zijn opgenomen, zal de goede werking altijd door een proefbrand moeten worden aangetoond. Binnen de verbrandingstijd van de PU matten moet het twee groeps‐/twee melder‐ criterium behaald zijn.

3.3 United Kingdom 3.3.1. Approved document B to the Building Regulations Approved document B to the Building Regulations [10] is in principe enkel geldig in Engeland en Wales. Voor Noord Ierland en Schotland gelden volgende documenten waar we hier niet nader op ingaan: Technical Booklet E to the Building Regulations (Northern Ireland) Scottish Building Standards Technical Handbooks De primaire wetgeving in UK inzake bouwwerken is de ‘Building Act 1984’. Onder deze wetgeving zijn de ‘Building Regulations’ en andere secundaire regelgeving gemaakt. De ‘Building Regulations 2000’ bepalen enerzijds de procedures (procedural regulations) die moeten gevolgd worden bij het oprichten van een bouwwerk en anderzijds de technische vereisten (technical requirements) waaraan het bouwwerk moet voldoen. Het luik technical requirements is opgedeeld in een aantal delen, waarvan deel B handelt over fire safety. Deel B bepaalt de objectieven en de functionele vereisten (functional requirements) waaraan een bouwwerk moet voldoen inzake brandveiligheid. Voor deel B, alsook voor de andere delen, zijn zogenaamd ‘Approved Documents’ uitgegeven als leidraad tot het bekomen van de functionele vereisten. Approved Document – Part B:Fire Safety geeft type oplossingen aan voor veel voorkomende bouwkundige situaties onder de vorm van tabellen en diagrammen met minima en maxima van bepaalde waarden. Bij het volgen van deze oplossingen voldoet men aan de functionele vereisten uit de Building Regulations, de zogenaamde demeed to satisfy solutions. Verder geeft het document middelen aan ter verificatie van een ontwerp, veelal verwijzend naar andere Britse normering. Het volgen van deze documenten is echter geen verplichting, zodat alternatieve oplossingen met een gelijkwaardig veiligheidsniveau aanvaardbaar zijn voor de wetgever. 28

De waarden en vereisten in het Approved Document – Part B:Fire Safety verschillen naargelang het gebruik van het gebouw en andere geometrische grootheden zoals de hoogte. Met betrekking tot parkeergarages: De grootte van het compartiment van niet residentiële parkeergarages voor personenwagens is onbeperkt. 6 Het document bevat speciale voorwaarden voor parkeergarages en winkelcomplexen.7 Men wijkt af van de gebruikelijke maatstaven bij andere gebouwen inzake voorkoming van verspeiding van brand. Uitgangspunt hiervoor is dat de brandlast in een parkeergarage enerzijds goed gedefinieerd kan worden en anderzijds dat de rol van ventilatie maatgevend is. De meeste gesloten of ondergrondse parkeergarages bieden geen mogelijkheid om natuurlijke ventilatie toe te passen die voldoet aan de minimum vereisten voor zowel dag‐ als brandventilatie. In dat geval moet het mechanisch ventilatie systeem moet ontworpen zijn om in geval van brand (‘fire condition’) de volledige ruimte te ventileren met 10 luchtwisselingen per uur. Het systeem moet ontdubbeld zijn zodat elk deel minimaal 5 (50%) luchtwisselingen per uur kan leveren. Elk deel van het systeem moet onafhankelijk van een eventuele (korte) afwezigheid van de netvoeding kunnen functioneren. De extractie punten moeten zodanig geplaatst zijn dat 50% bovenaan en 50% onderaan gepositioneerd is. De ventilatoren moeten bestand zijn tegen een temperatuur van 300°C gedurende 60 minuten. De kanalen en bevestigingen mogen niet smelten bij een temperatuur van 800°C. Voor alternatieve methoden van rookventilatie in parkeergebouwen wordt verwezen naar de norm BS 7346‐7:2006 die hieronder wordt besproken. In de voorgaande versie van AD‐B werd verwezen naar een rapport van BRE uit 1999. [11] Dit rapport handelt over verticale RWA (SHEVS) . In het kader van deze studie wordt het document niet nader bekeken. Parkeergarages worden ook besproken in de sectie die handelt over rook‐ en warmte ventilatie van kelders. Men verwijst hier terug naar sectie 11 (zie boven) als te volgen oplossing om te voldoen aan de functionele vereisten. 8 (satisfying the requirements) Als uitgangspunt voor evacuatiemodellen stelt men 2 personen per parkeerplaats voorop.9 In de Britse regelgeving vertrekt men voor de benadering van rookafvoer in een parkeergarage vanuit de ontwerpregels voor dagventilatie waaraan men een eis toevoegt om in geval van brand 10 luchtwisselingen per uur te kunnen realiseren.

6

Building Reg 2000, Fire Safety, AD‐B 2006, Vol 2, B3 Table 12, maximum dimensions of building or compartment (non‐residential buildings) 7 Building Reg 2000, Fire Safety, AD‐B 2006, Vol 2, B3 section 11 8 Building Reg 2000, Fire Safety, AD‐B 2006, Vol 2, Section 18, §18.7 Basement car parks 9 Building Reg 2000, Fire Safety, AD‐B 2006, Vol 2, Appendix C, Table C1, Floor space factors

29

3.3.2. British Standard 7346‐7:2006 BS7346‐7:2006 Components for smoke and heat control systems. Code of practice on functional recommendations and calculation methods for smoke and heat control systems for covered car parks [12] De norm erkent het gecombineerd gebruik van een installatie voor toepassing van zowel RWA als dagventilatie in gesloten parkeergebouwen en het geeft richtlijnen inzake het gecombineerd gebruik ervan. Het document is enkel van toepassing op parkeergarages waar lichte voertuigen toegelaten worden, dit betekent dat er geen vrachtwagens of bussen in de parking mogen staan. De norm maakt aanbevelingen bij het ontwerp van : ‐ ‐ ‐ ‐ ‐

open of gesloten parkeergarages natuurlijke ventilatie of mechanische ventilatie steady state design fires of time‐dependent fires impuls ventilatie en/of horizontale ventilatie verticale ventilatie (SHEVS)

Men maakt een onderscheid naargelang de ventilatie installatie volgende doelen nastreeft: ‐ ‐ ‐

rookvrij maken van een parking ten behoeve van de brandweer tijdens en na een brand rookvrije toegang voor de brandweer tot nabij de brandhaard evacuatie van gebruikers in de parking

De systeemvereisten verschillen naar gelang één of meer van bovenstaande doelen moeten worden bereikt. Niet alle types van ventilatie systemen zijn geschikt voor alle doelen. Rookvrij maken van een parking ten behoeve van de brandweer tijdens en na een brand (smoke clearance) Deze systemen zijn in basis ontworpen om de parking rookvrij te krijgen na een brand. Gezien er geen eisen zijn inzake rookverspreiding, rookdensiteit en temperatuur wordt aangeraden om deze systemen enkel manueel te bedienen door de brandweer. Rookvrije toegang voor de brandweer tot nabij de brandhaard (smoke‐free access) Deze systemen zijn in basis ontworpen om de brandweer een rookvrije toegang te bieden tot in de nabijheid van de brandhaard. Men geeft aan dat deze systemen, naast het bieden van een rookvrije toegang, lokale warmte accumulatie en dito temperaturen kunnen beperken en zodoende een compensatie kunnen zijn voor andere brandbeveiligingen zoals sprinklers. Geen enkel ontwerp mag evenwel het veiligheidsniveau voor brandweer en gebruikers van de parking verlagen ten opzichte van bovengrondse natuurlijk geventileerde parkings. Evacuatiemogelijkheden vrijwaren in de parking (means of escape) In UK is een RWA niet verplicht om evacuatie te bevorderen in parkeergarages bij brand. Men geeft in de norm wel aan dat een RWA geen negatieve invloed mag hebben op de evacuatie mogelijkheden door vroegtijdige rookverspreiding in de parking door inschakeling van het systeem. De norm is niet van toepassing op automatische en semi‐automatische parkeergarages. 30

Design fires: Tabel 3:Steady‐state design fires in BS7346‐7:2006

Steady‐state design fires Fire parameters

Indoor car park without sprinkler system

Indoor car park with sprinkler system

Dimensions

5 m x 5 m

2 m x 2 m

Perimeter

20 m

14 m

Heat release rate

8 MW

4 MW

Time‐dependent design fires should be based on an experimental test fire, which should be described and justified in the documentation specified in Clause 15. Where the experimental data has been placed in the public domain a reference to the publication may be used as justification. Annex A (informatief): Computer‐bases models Men bespreekt zowel zone modellen als veld (CFD) modellen. CFD berekeningen dienen uitgevoerd te worden met zowel een volledig lege als een volledig volle parkeergarage. Men dient bewijs te leveren van validatie van het model zelf en van validatie van het gemodelleerde scenario. Er dient een volledige beschrijving van het model voorgelegd te worden met benoeming en kwantificering van alle parameters. Rookdichtheid dient gevisualiseerd te worden op een hoogte van 1700mm ten opzichte van de vloerpas. Men verwijst naar document PD 7974‐2 Annex A voor aanbevelingen bij het gebruik van CFD modellen. [13]

31

Hoofdstuk 4

Survey full scale experimenten

4.1 BRE (UK) ‐ Fire spread in car parks ‐ 2010 Een van de meest recente grootschalige testen op wagens vonden plaats in UK. In 2006 heeft de overheid in UK 10 opdracht gegeven aan BRE 11 om in een grootschalig project onderzoek te doen naar verspreiding van brand in parkeergarages. Het eindrapport [1] van dit project werd gepubliceerd in 2010 en omvat de resultaten, bevindingen en conclusies van 11 full‐scale testen waar in totaal 16 hedendaagse personenwagens waren betrokken. Het type van personenwagen ging van kleine stadswagen, over sedan tot terreinwagen en MPV’s12.

4.1.1. Resultaten van testen met overslag naar andere voertuigen Van de 11 testen zijn er 3 testen uitgevoerd waarin men meerdere wagens volledig aan de brand laat deelnemen. Voor elke test gebruikt men telkens 3 à 4 wagens van een verschillend type in een relatief besloten compartiment, een zogenaamde test‐rig. De test‐rig is op zijn beurt opgesteld onder de kap van een calorimeter. Via een analyse van de afgezogen rookgassen kon men onder andere de HRR en de rookproductie van de brandende voertuigen berekenen. Het compartiment wordt natuurlijk geventileerd via openingen in het onderste gedeelte van de wanden. De voorzijde is volledig open met een downstand van 0.5m zodat de rookgassen goed kunnen opgevangen worden in de bovenliggende opvangkap van de calorimeter. De test‐rig meet 12m bij 6m bij een hoogte van 2.9m.

10

Communities and Local Government (CLG) Sustainable Buildings Division Building Research Establishment, Watford, UK 12 Multipurpose vehicle 11

32

Figuur 7: test rig BRE experiments

De brand wordt telkens aangestoken op de zetel van het voertuig dat zich in de hoek bevindt, het verst gelegen van de open voorzijde, met de ramen van bestuurder en passagier volledig open. Volgende resultaten zijn bekomen voor de HRR:

Figuur 8: BRE testen: metingen HRR bij test #1

33

Figuur 9: BRE testen: metingen HRR bij test #3

Het is opmerkelijk dat voor eenzelfde scenario en voor eenzelfde geometrie de waarden voor de HRR ver uiteen liggen. Het verschil tussen beide testen is dat er andere types (en merken) van voertuigen in betrokken zijn. Het bouwjaar van alle voertuigen ligt rond het jaar 2000. In test 1 wordt het vuur aangestoken in het interieur van een grote gezinswagen (large hatchback) met als naburig voertuig een kleine stadswagen. In test 3 wordt het vuur aangestoken in het interieur van een grote monovolume (Multi purpose vehicle) met als naburig voertuig een kleine stadswagen. In de ontwikkeling van de brand zijn zowel de tijdschaal als de maxima van de HRR heel verschillend. Test 1 en test 3 hebben aangetoond dat er na een bepaalde tijd overslag optreedt naar de naburige voertuigen eenmaal dat de brand in één voertuig de gelegenheid krijgt zich volledig te ontwikkelen. Dit gebeurt volgens de onderzoekers voornamelijk door de neerwaartse straling van de hete ceiling jet, die zich uitspreid tot boven de andere voertuigen. Men stelt tijdens de experimenten vast dat de periodes van plotse stijging van de HRR telkens gepaard gaan met het breken van een ruit van het voertuig dat ontstoken is. In relatie tot de interventie mogelijkheden van de brandweer is het belangrijk om niet enkel de maximale waarden van de HRR te kennen maar vooral de tijdsschaal waarop de HRR zich ontwikkelt. Voor test 1 breidt de brand zich pas uit naar het naburig voertuigen na ongeveer 20 minuten, de tijdspanne waarin een brandweerinterventie haalbaar is. Voor test 3 heeft de brand zich al verspreid naar de andere voertuigen binnen een tijdspanne van 10 minuten, de tijdspanne waarin de volledige inzet van een brandweerinterventie praktisch niet haalbaar is. Bovenvernoemde testen werden uitgevoerd met een opstelling van drie voertuigen. De tijd tot overslag naar voertuig drie was telkens beduidend korter dan de tijd tot overslag van het eerste voertuig naar het tweede voertuig. Nochtans zat er een lege parkeerplaats tussen voertuig 2 en voertuig 3. De verkorte tijd tot overslag is te verklaren door het feit dat voertuig drie werd voorverwarmd door de eerste twee voertuigen. Gezien de beperkte hoogte van het compartiment (2.9m) is de straling van de ceiling jet een significante factor in dat proces. De HRR waarden voor test n°1 en test n°3 pieken naar exuberante waarden van respectievelijk 16MW en 11MW wanneer de drie wagens volledig deelnemen aan de brand.

34

Het relatief besloten compartiment van de test‐rig zorgt ervoor dat de hitte wordt opgestapeld in de ruimte. Er is ook geen mechanische ventilatie. De openingen in het compartiment bevinden zich in het onderste gedeelte van de wand. Deze openingen zorgen voornamelijk voor voldoende lucht toevoer naar de brandhaard teneinde geen onder geventileerde condities te creëren. Eigen aan de beslotenheid van het compartiment treden er twee belangrijke fenomenen op die belangrijk zijn voor overslag van brand tussen de voertuigen: ‐ ‐

sterke opwarming van de naburige voertuigen door convectieve warmte overdracht van de hete omgevingslucht naar alle objecten in het compartiment feedback van straling door hete rookgassen en door de wanden van het compartiment

Het rapport van BRE vermeld geen waarden voor de verbrandingswaarde van de wagens. Andere testen in het project hebben aangetoond dat de branden die ontstaan in een voertuig met gesloten ramen en deuren zichzelf verstikken en uiteindelijk doven. Bij het openen van de voertuigen na het uitdoven van de brand vond er geen opflakkering plaats. Dit betekent dat de temperaturen in het compartiment te laag waren om eventuele onverbrande gassen te laten ontbranden bij een plotselinge zuurstof aanvoer. Wanneer de brand ontstaat buiten het compartiment van de passagiers kan deze voldoende ontwikkelen om het breken van een ruit te veroorzaken. Onmiddellijk na het breken van ruit zal de wagen volledig aan de brand beginnen deelnemen met een snelle stijging van de HRR tot gevolg.

35

4.2 SwRI (US) ‐ Database full scale vehicle burns ‐ 2008 Het onderzoeksinstituut Southwest Research Institute (US) heeft in opdracht van MVFRI een database samengesteld met de resultaten van grootschalige brand testen met motor voertuigen [14]. Het Motor Vehicle Fire Research Institute is een onafhankelijke non‐profit organisatie gespecialiseerd in onderzoek naar brandveiligheid in de automobiel sector. Het instituut adviseert voornamelijk overheid en industrie. De database van SwRI groepeert de resultaten van 20 verschillende publicaties die gegevens verstrekken over de fysische grootheden die gemeten zijn tijdens de testen. In totaal werden 34 testen gevonden in een reeks van 12 studies. De testen werden uitgevoerd in de periode tussen 1994 en 2004.

36

4.2.1. Verloop HRR in functie van de tijd VTT Finland, Mangs and KeskiRahkonen 1994 (series 1)

2000

2000

1500

1500 HRR [kW]

Heat Release Rate (kW)

1000 500

1000 500 0

0 0

20

40

60 80 Time (min)

100

0

120

20

40

60

80

100

120

time [min]

Figuur 10: SwRI database series 1 test 1


2000

HRR [kW]

1500 1000 500 0 0

20

40

60 80 Time [min]

100

120


Tabel 4: VTT, Mangs and Keski Rahkonen 1994 Series 1 Test Number 1 Type of Facility Open Calorimeter

Ventilation Conditions

1 2 Open Calorimeter


Left door 10 cm ajar with All doors closed, left front All doors closed, left front the window completely window completely open, window completely open, open, Right door closed other windows rolled other windows rolled with window rolled down down 5 cm down 5 cm 5 cm

Ignition Location

Under left front seat

Under the engine

Under the engine

Ignition Source

1.5 L of heptane in open tray

3 L of heptane in open tray

3 L of heptane in open tray

HRR Measuring Method

Oxygen Consumption

Oxygen Consumption

Oxygen Consumption

Time to Peak HRR Peak HRR

33,40000153 1521

24,29999924 1859

12 1972

Total Heat Released

3300

3000

3900

Make Model Year

Ford Taunus

Datsun 160J Sedan

Datsun 180B Sedan

37

FRS, BRE UK, Shipp and Spearpoint 1995 (series 3)

10000

5000

8000

4000



6000 4000 2000 0 0

5

10

15 20 25 Time (min)

30

3000 2000 1000 0

35

0

10

20

30 40 Time (min)



Tabel 5: BRE, Shipp and Spearpoint 1995 Series 3 Test Number 1 Type of Facility Rail Shuttle Car

3 2 Rail Shuttle Car


Driver and front passenger side windows completely open

Driver and front passenger side windows completely open

Ignition Location

On front seat

Engine compartment under hood

No. 7 wood crib (peak HRR of about 10 kW) Oxygen Consumption 15,19999981 13 8482 4008 Austin Meastro 1982

400 mL gasoline in foil tray (100 mL spilled) Oxygen Consumption 14,39999962 4390 4957 Citroen BX 14 RE 1986

Ignition Source HRR Measuring Method Time to Peak HRR Peak HRR Total Heat Released Make Model Year

13

De brand werd bij deze waarde geblust om de apparatuur te beschermen

38

50

60

CTICM, European research project 1997 (series 4)

5000

10000

4000

8000



3000 2000 1000 0 0

10

20

30 40 Time (min)

50

6000 4000 2000 0

60

0

10

20

30

40 50 Time (min)




5000 4000 3000 2000 1000 0 0

10

20

30 40 Time (min)

50

60


Tabel 6: CTICM, Joyeux 1997 Series Test Number

4 3

Type of Facility

Corner Calorimeter


Ignition Location

4 7 Open Calorimeter one wall

4 8 Open Calorimeter one wall

Under left front seat Under left front seat

Under gear box

Ignition Source

1.5 L gasoline in open tray


1 L gasoline in open tray

HRR Measuring Method Time to Peak HRR Peak HRR

Oxygen Consumption 10 3439

Oxygen Consumption 25,20000076 8188


Total Heat Released

2100

6670

4090

Make Model Year

Renault 5

Renault Laguna 1995

small car Unknown 1996

39

60

70

80

TNO Nederland, 1999 (series 5)

8000

4000


5000


10000

6000 4000 2000 0 0

10

20

30 40 Time (min)

50

3000 2000 1000 0

60

0

10

20

30 40 Time (min)




5000 4000 3000 2000 1000 0 0

10

20

30 40 Time (min)

50

60


Tabel 7: TNO, van Oerle 1999 Series 5 Test Number 1 Type of Facility Parking Garage Ventilation Forced horizontal Conditions Ignition Location Ignition Source HRR Measuring Mass Loss Method Time to Peak HRR 20,79999924 Peak HRR 8872

5 11 Parking Garage

5 12 Parking Garage

Forced horizontal

Forced horizontal

Mass Loss

Mass Loss

15,80000019 4270

15,39999962 4549

Total Heat Released

4134

5028

3466

Make Model Year

Peugeot 309

Renault Espace

Opel Kadett

40

50

60

MFPA Germany, Steinert 1998 (series 6)

5000

5000

4000

4000



3000 2000 1000 0 0

10

20

30 40 Time (min)

50

3000 2000 1000 0

60

0

10

20

30 40 50 Time (min)




5000 4000 3000 2000 1000 0 0

10

20

30 40 50 Time (min)

60

70

80


Tabel 8: MFPA, Steinert 1998 Series 6 Test Number 1 Type of Facility Room Calorimeter Ventilation Slight gap at top of Conditions windows Ignition Location Front seat Ignition Source

6 2 Room Calorimeter Slight gap at top of windows Front seat

6 3 Room Calorimeter Slight gap at top of windows Front seat

250 mL isopropanol 250 mL isopropanol 250 mL isopropanol




Oxygen Consumption 17 4470

Total Heat Released

3100

3200

8000

Make Model Year

Trabant Limousine

Rover‐Austin Metro LS

Citroen BX 16 RE

41

60

70

80

CTICM, ARBED, TNO research project 1998 (series 9)

10000

8000


10000


12000

8000 6000 4000 2000 0 0

10

20 30 Time (min)

40

6000 4000 2000 0 0

50

10

20

30 40 Time (min)

50



Tabel 9: CTICM, Joyeux 1998 Series 9 Test Number 1 Type of Facility Corner Calorimeter Ventilation Conditions Ignition Location Under gear box 1.5 L gasoline in Ignition Source open tray

9 2 Corner Calorimeter Under gear box 1.5 L gasoline in open tray




Total Heat Released

6806

7000

Make Model Year

Peugeot 406 Break 1994

Peugeot 406 Berline 1994

42

60

70

BRI Japan, Shintani 2004 (series 10)

5000

5000

4000

4000



3000 2000 1000 0 0

15

30

45 60 Time (min)

75

3000 2000 1000 0

90

0

15

30

45 60 Time (min)

75


5000

5000

4000

4000




3000 2000 1000 0 0

15

30

45 60 Time (min)

75

90

105

90

105

3000 2000 1000 0

105

0

15

30

45 60 Time (min)

75



Tabel 10: BRI Japan, Shintani 2004 Series 10 Test Number 2 Type of Facility Open Calorimeter

90




Driver and passenger windows rolled down 10 cm




Driver's seat Cloth soaked with methanol




Mass Loss

Mass Loss

Mass Loss

Mass Loss

24 3801

47 3650

34 3332

38 4073

Total Heat Released

5280

5280

7648

6144

Make Model Year

Unknown Unknown

Unknown Unknown

Unknown Unknown

Unknown Unknown

Ventilation Conditions Ignition Location Ignition Source HRR Measuring Method Time to Peak HRR Peak HRR

43

CTICM, Joyeux 2002 (series 11)


2000 1500 1000 500 0 0

30

60 90 Time (min)

120

Figuur 30: SwRI database series 11 test 1 Tabel 11: CTICM, Joyeux 2002 Series Test Number Type of Facility Ventilation Conditions

44

11 1 Room Calorimeter Passenger front window open, all other windows closed

Ignition Location

Under driver's seat

Ignition Source


HRR Measuring Method

Oxygen Consumption

Time to Peak HRR Peak HRR

24 1780

Total Heat Released

8500

Make Model Year

Citroen BX 1989

150

SP Sweden, Lönnermark 2006 (series 12) Industrie calorimeter, enkele wagen eind jaren ’90, deuren deels open


4000 3000 2000 1000 0 0

10

20 Time (min)

30

40

Figuur 31: SwRI database series 12 test 1 Tabel 12: SP Sweden, Lönnermark 2006 Series 12 Test Number 1 Type of Facility Open Calorimeter Ventilation Conditions On driver's seat and right rear Ignition Location passenger seat Ignition Source 0.21 L of mineral spirits HRR Measuring Method Oxygen Consumption Time to Peak HRR 28 Peak HRR 3618 Total Heat Released 3800 Make Unknown Model Unknown Year 1998

45

4.2.2. Overzicht piekwaarden HRR en tijd tot de piekwaarde Figuur 32 geeft een beeld van de piekwaarden van de HRR en van de tijd die verloopt om deze waarden te bereiken voor de verschillende testen uit de database. Serie 3 is niet meegenomen in de grafiek omdat de geometrie van de testopstelling te besloten is om relevant te zijn voor een grote parkeergarage. 12000

50

40 35

HRR [MW]

8000

30 6000

25 20

4000

15 10

2000

tijd tot piekwaarde [min]

45 10000

5 0

experimenten

0

Figuur 32: overzicht piekwaarden HRRen tijd tot de piekwaarde voor diverse brandproeven met auto’s

Bij het gros van de experimenten blijft de piekwaarde van de HRR onder de grens van 4MW. De vier grootste waarden uit de reeks zijn meer dan het dubbele van de andere waarden. Uit de grafiek is verder te zien dat zelfs voor een dataset van 21 full scale experimenten geen direct verband kan gelegd worden tussen de piekwaarde van de HRR en de tijd om deze piekwaarde te bereiken.

4.2.3. Extreme waarden voor de HRR nader bekeken We bekijken de experimenten met de 4 extreme waarden voor de piekwaarde in detail: Tabel 13: database SwRI: extreme waarden voor de HRR

Series 4 9 5 9

Test Number Peak HRR Time to Peak HRR 7 8188 25,2 2 8283 36,9 1 8872 20,8 1 9854 37,8

Series 4, test 7 (CTICM, Joyeux 1997): De test werd uitgevoerd onder een open calorimeter met 1 zijwand en aan plafond met hoogte 2.6 meter om de geometrie van een grote parkeergarage te simuleren. De wagen was van het type grote gezinswagen gebouwd in 1995 (Renault Laguna). 46

Joyeux stelt dat de piekwaarde van auto’s uit de jaren ’90 dubbel zo hoog kan zijn dan deze van auto’s uit de jaren ’80 maar dat de totale duur van de brand ongeveer gelijk blijft. (p39) Series 5, test 1 (TNO, van Oerle 1999): De test werd uitgevoerd in een oude parkeergarage in Amsterdam met afmetingen 84m x 33m x 2.85m hoogte. De parkeergarage was volledig afgesloten en voor 25% gevuld met andere wagens. De wagen was van het type kleine gezinswagen (Peugeot 309). De garage was uitgerust met een RWA installatie die in werking was tijdens de test. (p40) Series 9, test 1 (CTICM, Joyeux 2002): De test werd uitgevoerd onder een open calorimeter van 5m x 5m met 2 zijwanden in hoekopstelling en aan plafond met hoogte 2.6m. Deze situatie simuleert de geometrie van een grote parkeergarage waarin de wagen in een hoek geparkeerd staat. De wagen was van het type grote gezinswagen (Peugeot 406 Break). De auto werd aangestoken met 1.5l benzine onder de versnellingsbak. Alle ramen en deuren waren gesloten. (p42) Series 9, test 2 (CTICM, Joyeux 2002): De test werd uitgevoerd onder een open calorimeter van 5m x 5m met 2 zijwanden in hoekopstelling en aan plafond met hoogte 2.6m. Deze situatie simuleert de geometrie van een grote parkeergarage waarin de wagen in een hoek geparkeerd staat. De wagen was van het type grote gezinswagen (Peugeot 406 sedan). De auto werd aangestoken met 1.5l benzine onder de versnellingsbak. Alle ramen en deuren waren gesloten. (p42) Conclusie De vier voorgaande testen die extreme waarden vertonen hebben allen een laag plafond als gemeenschappelijke randvoorwaarde. Drie van de vier testen hebben als gemeenschappelijke randvoorwaarde de nabijheid van één of meerdere wanden. De nabijheid van wanden en plafonds zorgen voor een ophoping van hete verbrandingsgassen die terugstralen naar de wagen. Dit proces van feed‐back versterkt zichzelf op een bepaald moment zodat zeer grote pieken van massavrijstelling door pyrolyse kunnen optreden. De vrijgestelde gassen verbranden en verhogen op hun beurt weer de temperatuur. Dit proces van positieve terugkoppeling stabiliseert om nadien terug af te nemen door de verhoogde warmteverliezen of door uitputting van de brandbare massa. De hoogte van een ondergrondse parkeergarage wordt bij het bouwkundig ontwerp zo laag mogelijk gehouden om kosten te beperken. Afhankelijk van de locatie van de dragende structuren en de plaatsing van de voertuigen kunnen er ook wanden aanwezig zijn in de onmiddellijke omgeving van een geparkeerde wagen. Als deze voorwaarden voldaan zijn, bevinden we ons in een gelijkaardige configuratie als deze waarin de extreme waarden in de testen zijn optreden.

47

4.2.4. Heat of combustion Naast het verloop van de waarde van de HRR in functie van de tijd, is de totale warmtevrijstelling van een voertuig een belangrijk kengetal bij het ontwerp van parkeergarages. De totale warmte vrijstelling kan eenvoudig afgeleid worden uit de integratie van de HRR over de tijd:

[J]

De verhouding van de totale warmtevrijstelling over de gepyroliseerde massa geeft de verbrandingswaarde van een bepaalde wagen. ∆

∆

[J/kg]

Men heeft dus zowel de totale warmtevrijstelling als het verlies aan massa nodig om hieruit de verbrandingswaarde te kunnen bepalen. Met behulp van de database van SwRI is het mogelijk om een query uit te voeren op testen waar volgende voorwaarden voldaan zijn: ‐ ‐ ‐

HRR gemeten met een calorimeter (oxygen depletion) massa verlies gemeten volledige ontwikkeling van de brand zonder onderbreking (burnout)

Het resultaat wordt in Tabel 14 weergegeven: Tabel 14: Query 'verbrandingswaarde' SwRI database

Seri es 1 1 1 4 4 4 6 6 6 9 9

Test Number 1 2 3 3 7 8 1 2 3 1 2

Peak HRR 1521 1859 1972 3439 8188 4063 3630 1710 4470 9854 8283

Total Heat Released 3300 3000 3900 2100 6670 4090 3100 3200 8000 6806 7000

Total Mass Loss 141 143 176 138 275 184 100 108 270 262 255

Publication _Year 1994 1994 1994 1997 1997 1997 2000 2000 2000 2002 2002

Vehicle_ Year 1994 1994

Heat of combustion 23 21 22 15 24 22 31 30 30 26 27

Bij de rapportering van de experimenten is er niet altijd duidelijkheid over het bouwjaar van de wagens. De verbrandingswaarde uitzetten in functie van het bouwjaar is dus geen optie met de dataset die voorhanden is. Als men echter uitgaat van de publicatiedatum van de rapporten, kan men toch een lineaire toename van de verbrandingswaarde waarnemen in functie van de jaren. Deze trend ondersteunt de veronderstelling dat de waarde gestaag toeneemt met de evolutie van de materialen de gebruikt worden in hedendaagse wagens.

48

Verbrandingswaarde [MJ/kg]

30 25 y = 0,9597x ‐ 1892,6

20 15 10 1992

1994

1996

1998

2000

2002

2004

Publicatie jaar

Figuur 33: verbrandingswaarde auto in functie van publicatiejaar testrapport

0.96 1893 [MJ/kg] dient eerder kwalitatief De lineaire correlatie in de grafiek ∆ beschouwd te worden. Het geeft slechts een trend aan in de periode tussen 1994 en 2002 en kan dus niet zonder meer geëxtrapoleerd worden naar de toekomst. De trend ondersteunt wel de keuze van de waarde voor de verbrandingswarmte in de experimenten van TNO en BRI, respectievelijk 25MW en 32MW en respectievelijk gepubliceerd in 1999 en 2003.

4.2.5. Duur van de brand In het geval de brandweer zich niet in een compartiment zou kunnen begeven omdat de condities te gevaarlijk zijn, bijvoorbeeld bij temperaturen in de terugstroom van rookgassen die hoger zijn dan 200°C, is het nuttig om bij het ontwerp van de structuren van een parkeergarage te weten hoe lang de brand ongeveer zal aanhouden. Uit de database van SwRI kan met een query de tijd bepaald worden tussen begin van de brand en het einde ervan, met volgende definities voor deze criteria: ‐ ‐

begin van de brand: tijdstip waarop de HRR de eerste keer 10% van zijn piekwaarde behaalt einde van de brand: tijdstip waarop de HRR gedaald is tot 10% van zijn piekwaarde

Tabel 15 geeft de duur van de brand voor de experimenten in de database waar er geen tussenkomst is gebeurd om de brand vroegtijdig te beëindigen: Tabel 15: Duur van de brand voor de relevante experimenten uit de SwRI database

49

Series

Test Number

Start of Burn Period

End of Burn Period

Duration

1

1

1

71

70

1

2

4

53

49

1

3

3

92

89

2

1

6

56

50

3

2

6

44

39

4

3

2

23

21

4

7

4

55

51

4

8

12

55

43

5

1

9

26

18

5

11

11

43

33

5

12

5

32

28

6

1

4

29

25

6

2

10

67

57

6

3

4

51

47

9

1

6

45

39

9

2

5

50

45

10

2

3

52

48

10

3

9

89

81

10

4

8

55

47

10

5

12

60

48

11

1

18

132

114

12

1

11

36

mediaan

25 47

standaard afwijking

23

gemiddelde

48

Duur van de brand

Duur [min]

150 100 50 0

Experimenten

Figuur 34: Duur van de brand voor de relevante experimenten uit de SwRI database

Bovenstaande metingen zijn het resultaat van experimenten waar slechts één wagen in betrokken is. In het geval dat er meerdere wagens betrokken zijn door overslag van brand zal de duur van de brand voornamelijk bepaald worden door de tijdstippen waarop de andere voertuigen aan de brand deelnemen. De spreiding is relatief groot, hetgeen te verwachten was door de grote verscheidenheid aan randvoorwaarden en de grote verschillen in de wagens die gebruikt werden voor de verschillende experimenten.

50

4.3 NRIPS Japan, Okamoto 2008 Vier full scale testen werden uitgevoerd met telkens hetzelfde merk en type van wagen, een grote gezingswagen. De testruimte had afmetingen 15m x 15m x 15m. De HRR werd afgeleid van het gemeten massaverlies met een gemiddelde verbrandingswaarde van 22MJ/kg. Deze waarde werd afgeleid uit het werk van Mangs & Rahkonen. Tabel 16: NRIPS Japan, Okamoto 2008 [15]

In de eerste drie testen (A,B,C) werd de auto aangestoken onder het (kunststof) spatbord achteraan. Op basis van de informatie van de weegcellen tijdens de brand worden volgende curven voor HRR gegenereerd:

Figuur 35: HRR curven NRIPS Japan, Okamoto2008 [15]

51

Hoofdstuk 5

Referentie curven

5.1 CTICM, Joyeux et al. (1997) Joyeux maakt in zijn rapport “natural fires in closed car parks” [16] een onderscheid tussen enerzijds een referentie curve voor een brand waar slechts één voertuig in betrokken is en anderzijds een referentiecurve die toepasbaar is op meerdere voertuigen indien er sprake is van overslag van brand. Joyeux baseert zich voor de referentiecurve op de strengste brand die opgetreden is in zijn reeks van full scale experimenten, hierboven aangegeven op pagina 39. De voorgestelde referentiecurven omvatten de curven van de andere testen in de reeks en zijn dus maatgevend voor een worst‐case scenario in termen van strengheid van de brand.

5.1.1. Geen overslag, één auto betrokken in de brand

Figuur 36: vergelijking referentiecurve en experimenten CTICM zonder brand overslag

Joyeux vergelijkt in zijn rapport deze referentiecurve ook met andere curven uit de literatuur. In Figuur 37 worden de verschillende curven samen afgebeeld.

52

Figuur 37: vergelijking referentiecurve en experimenten uit de literatuur zonder brand overslag

De referentiecurven in tabelvorm: Tabel 17: referentiecurve Joyeux zonder brand overslag

5.1.2. Brandoverslag, meerdere auto’s betrokken in de brand Joyeux maakt een testopstelling (test 9) met 2 wagens van een categorie die reeds gebruikt zijn in voorgaande testen. Men neemt voor test 9 opnieuw dezelfde wagens als deze uit test 7 (grote wagen) en test 8 (kleine wagen) en zet deze samen onder de calorimeter. Elke wagen wordt op aparte weegcellen gezet. Op deze manier is men in staat om de HRR van elke wagen apart te bepalen uitgaande van een bepaalde verbrandingswaarde. In test 9 wordt de brand aangestoken in de kleine wagen (uit test 8) om nadien over te slaan naar de grote wagen (uit test 7). Door de registratie van het massaverlies kan de HRR berekend worden op basis van de verbrandingswarmte van de grote en de kleine wagen die respectievelijk uit test 7 en test 8 kon afgeleid worden. Er is duidelijk een verschil in het verloop van de HRR voor de individuele auto’s als ze samen aan de brand deelnemen.

53

Joyeux past de curven van test 7 en test 8 zodanig aan dat ze na superpositie fitten met de curve van test 9. De modificatie van de HRR van test 7 en test 8 is consistent met de individuele massaverliezen in test 9.

Figuur 38: vergelijking massaverlies grote wagen

Figuur 39: vergelijking massaverlies kleine wagen

De aangepaste curve van test 7 wordt voorgesteld als de referentiecurve voor een auto die deelneemt aan de brand na overslag.

Figuur 40: referentiecurve Joyeux van toepassing bij brandoverslag Tabel 18: referentiecurve Joyeux met brand overslag

54

5 TNO, vaan Oerle et aal. (1999) 5.2 Het onderzoekksinstituut TNO H O heeft in een o oude parkeerggarage in Amsterdam onderzoek uitgevoerd d n naar de effecti iviteit van stuw wkrachtventilattie in gesloten parkeergaragees. Het onderzoek bestond uit h het uitvoeren v van 18 grote scchaal brandpro oeven, het uitvvoeren van meetingen aan ven ntilatoren en h het simuleren van de proeveen met zone modellen en CFD D. [17] Het onderzoekk heeft geleid ttot een voorsteel ontwerp brandhaard voor auto’s in geslo H oten o ondergrondse parkeergaragees. De experim mentele waarde en voor de HRR R zijn niet rechtstreeks g gemeten met e een calorimeteer maar wordeen afgeleid van zowel metingen van het maassa afname vaan d de auto’s als m metingen van d de warmtestroo om in de garagge. V Voor de omrek kening van massa afname naar HRR is me u uitgegaan van eeen vaste waarde van 2 25MW/kg voo or alle voertuiggen. Voor de om mrekening van n de warmtestrroom naar HRR R is men u uitgegaan van een warmteveerlies naar alle wanden van 6 60kW/°C. De onderzoeke D ers verdedigen n de piekwaard de HRR van 6M MW door de gem meten waardeen van massa a afname tijdens s alle proeven. Verder verwijzen ze naar ee en experiment in de Repparfjord tunnel in 14 N Noorwegen met een MPV (Renault Espacce).

FFiguur 41: TNO p project, HRR refeerentiecurve en curven afkomstiig van de gevoerrde experimenteen T Tabel 19: TNO p roject, HRR referentiecurve

1 14

Project EUREK KA EU 499: Firetun – Fires in tran nsport tunnels 1 1990‐1992

5.3 Overzicht curven uit normen en literatuur In relatie tot het ontwerp van RWA installaties is de referentiecurve bepalend voor de terugstroom van rookgassen stroomopwaarts aan de ventilatierichting. Deze terugstroming wordt aangedreven door de thermische opwaartse stuwkracht boven de brandhaard die zich verder zet onder het plafond onder de vorm van een ceiling jet. De correlaties van Alpert geven een verband tussen de snelheid in de ceiling jet en de HRR volgens / . De keuze van een bepaalde curve voor de modellering van de rookbewegingen in de parkeergarage is maatgevend voor de dimensionering van het RWA systeem. Men zal immers met de ventilatie een snelheid moeten creëren die minstens gelijk is aan de snelheid die de ceiling jet zou ontwikkelen zonder gehinderd te worden. Op het moment dat de impuls van beide stromingen gelijk zijn aan elkaar zal de terugstroming kunnen tegengehouden worden. De verschillende referentie curven uit de literatuur voor gesloten parkeergarages resulteren tot verschillende waarden voor het minimum ventilatiedebiet dat de RWA installatie moet leveren. Figuur 42 geeft een overzicht van de besproken referentiecurven voor de HRR in de literatuur en in de normeringen. We merken op dat de curve NBN 1 auto (prNBN S21‐208‐2:2010) volledig samenvalt met de curve van TNO.

HRRt [MW]

Ontwerp brandhaard: vermogen 10 9 8 7 6 5 4 3 2 1 0

Joyeux 1 auto Joyeux 1 auto (meerdere) TNO 1 auto NBN 1 auto NBN 2 auto's 0

20

40

60

NEN 3 auto's

tijd [min] Figuur 42: overzicht referentie curven HRR

Wanneer we de curven uit Figuur 42 integreren over de tijd bekomen we in Figuur 43 een grafiek voor het verloop van de vrijgestelde energie in functie van de tijd.

56

Energie [MJ]

Ontwerp brandhaard: energie 16000 14000

Joyeux 1 auto

12000 10000 8000

Joyeux 1 auto (meerdere) TNO 1 auto

6000 4000

NBN 1 auto

2000 0

NBN 2 auto's 0

20

40

60

80 NEN 3 auto's

tijd [min]

Figuur 43: overzicht referentie curven vrijgestelde energie

5.4 Invloed van de oppervlakte in de modellering De referentiewaarden voor HRR in de literatuur zijn afgeleid van experimenten waar de HRR nauwgezet wordt opgemeten. In de rapportering is zelden informatie terug te vinden over het verloop van de oppervlakte van de brandhaard in functie van de tijd. Men kan zich voorstellen dat het exact meten van de oppervlakte tijdens een brandproef praktisch niet mogelijk is. Voor een consistente modellering van een brandhaard in relatie tot het ontwerp van RWA systemen is het belangrijk te weten bij welke oppervlakte van de brandhaard de referentiecurven voor de HRR moeten worden toegepast. De oppervlakte van de brandhaard heeft immers invloed op de terugstroming van rookgassen. De snelheid van de rookgassen in de ceiling jet zijn maatgevend voor het ventilatiedebiet dat moet aangevoerd worden. De impuls van de aangevoerde lucht moet groter zijn dan de impuls van de rookgassen om deze laatste tot stand te houden op een bepaalde afstand van de brandhaard. De snelheid van de aangevoerde lucht die we moeten aanleggen om de terugstroming van rookgassen vanaf de locatie van de brandhaard volledig te verhinderen noemen we de kritische snelheid . Een studie met CFD simulaties van een typische geometrie van een parkeergarage door Tilley & Merci [18] toont een verband tussen de kritische snelheid en de oppervlakte van de brandhaard . volgens . Verder wordt een verband gevonden tussen de kritische snelheid en de HRR (convectief) per eenheid van oppervlakte volgens

.

.

De referentiecurve van concept NEN houdt rekening met drie voertuigen die deelnemen aan de brand. Voor de oppervlak van een autobrand moet gerekend worden met de afmetingen van een parkeervak 5 m x2.5 m. De conceptnorm geeft geen nadere informatie over het verloop van de oppervlak. Voor CFD modellering zou men de oppervlakten in rekening kunnen brengen volgens het tijdstip van deelname van de auto’s aan de brand, namelijk na 10min en 15min. De referentiecurve van concept NBN geeft het verloop van de oppervlakte van de brandhaard in tabelvorm weer. 57

De BS geeft geen referentiecurve voor HRR. De norm geeft twee steady‐state waarden in tabelvorm. Voor de oppervlakte van de brandhaard geeft de tabel een vaste waarde 5m x 5m en 5m x 2.5m voor respectievelijk een parkeergarage zonder sprinklers en met sprinklers.

58

Hoofdstukk 6

Detectie van brand in n een parkeeergarage

6 Werkinggsprincipes detectoren 6.1 De activering vvan de RWA insstallatie gebeu D urt meestal zon nder menselijke interventie. Opdat de i installatie auto onoom kan werken is een syssteem nodig daat verschijnseleen kan detecte eren die wijzen n o op een brandh haard of nog beeter op het onttstaan ervan. H Het is heel belaangrijk dat de ssensor a afgestemd is o op het brandveerschijnsel dat men wil detectteren. De keuze van het type van d detector bepaaalt in belangrijkke mate welke gevoeligheid w we kunnen b bereiken voor een bepaald tyype brandhaarrd. We bespreken hierna enkelee types van dettectoren die co W ourant gebruiktt worden in paarkeergarages g gezien hun kos sten efficiëntie e voor het bew waken van grotee en relatief lage ruimten.

6 6.1.1. Optisch h werkingsprin ncipe Detectoren diee volgens het o D optische princip pe werken, zijn n onder te verd delen in zogenaamde punt d detectoren en beam detecto oren. Punt detectoreen werken ookk met een lichtbron met dien verstande datt het traject vo P oor de meting z zich in de klein ne meetkamer van het toesteel bevindt. De p puntdetector zzal dus slechts het resultaat o opleveren van een lokale meeting.

Figu uur 44: schemaatische opbouw w optische dettector Hedendaagse o H optische punt detectoren weerken op een p principe van veerstrooiing en rreflectie van l licht door verb brandingsprodu ucten, eerder d dan de meting van een verdu uistering (Figuu ur 44). H Het principe va an reflectie bieedt technische voordelen op vlak van calibrratie en drift co ompensatie. Optische deteectoren hebben n een goede peerformantie vo oor verbrandin ngsproducten een zichtbare r rook met afme etingen >0.1µm m.

Om licht van de omgeving buiten de meetkamer te houd O den, past men een labyrint to oe rond de w werkelijke mee etkamer. Dezee constructie heeeft een belangrijke invloed op de reactietijden van de d detector. Men kan begrijpen n dat de tijd voo or penetratie vvan lucht in dee meetkamer affhankelijk is vaan d de lengte van h het labyrint, m maar ook van an ndere construcctieve eigensch happen van dee behuizing , z zoals het besch hermingsgaas aan de buitenzzijde en ook de e grootte van d de openingen. D De reactietijd v van detectoren n met een bepaald type opbo ouw wordt bep paald door de snelheid van d de l lucht aan de in ntrede openingg van de detecttor. TTot over enkele jaren werden veelvuldig deetectoren toeggepast die werkken volgens heet principe van i ionisatie van v dat ze in de we erkelijke meetkkamer terecht komen. erbrandingsproducten voord D Dit principe va om relatief kleiine, zelfs onzichtbare n rookdetectiee bleek zeer geeschikt te zijn o r roetpartikels t e detecteren m met een groottte < 0,1µm. H Het gebruik in de markt volgtt een dalende trend door steeeds strengere regelgeving ro ond verwerkingg v van stralingsbr ronnen. De kosst voor het verrnietigen van io onische detectoren loopt me et de tijd steeds h hoger op en be etekent een be elangrijke budggettaire factor in kost van een installatie. Beam detectorren meten de vverduistering vvan de lichtstraaal die ze uitzeenden over hett traject tussen B n z zender en ontv vangen of overr het traject tussen zender/ontvanger in 1 b behuizing en e een reflector. D Dit t type detector meet over een n traject dat vo oor sommige co ommerciële types tot 100m kkan oplopen.

F Figuur 45: princi ipe beam detecttor

Beam detectorren bieden hett voordeel dat ze een groot o B oppervlak bewaaken ten opziccht van een r relatief kleine installatie kostt. In de praktijkk worden ze vo ooral toegepast in hoge ruimten zoals atria e en voor grote ruimten zoals logistieke halleen. oogte typisch vvoor een parkeeergarages laat het gebruik vvan dit type de D De beperkte h etector niet toee o omdat de kan s op een ongew wenste meldin ng door onderb breking van dee lichtstraal van n het toestel tee g groot is.

6 6.1.2. Thermisch werkingsp principe Detectoren diee werken volgeens het thermische principe b D bieden het meeste zekerheid d op het v voorkomen va n ongewenste meldingen heetgeen zeker eeen belangrijke meerwaarde is wanneer ze g gebruikt worde en voor het aaansturen van RW WA installatie.. T Tegenover dit voordeel staatt echter het naadeel dat er een significante ttemperatuurveerhoging moett z zijn ten opzich te van de omggevingstemperaatuur. Het is w weinig waarschijnlijk dat een ssmeulende b brand in de gro ote ruimte van n een parkeergarage zal gede etecteerd word den. De thermischee traagheid van D n het meetelem ment bepaalt d de vertraging w waarmee een t temperatuurst tijging van de o omgevingsluch ht wordt gedeteecteerd. Het iss niet gebruikelijk om een RTI ( (response time e index) waarde e te gebruiken n om detectore en in een branddetectie instaallatie te c categoriseren. Hoewel de RTTI waarde kan ggebruikt wordeen voor de theermische traagh heid van het m meetelement, biedt het geen n informatie ovver de responss van de elektronische circuitts in de d detector.

Thermische punt detectoren worden ingedeeld volgens de wijze waarop ze reageren op een verhoging van de temperatuur: Fixed temperature type: reactie op een bepaalde vaste waarde van de temperatuur (vb. 58°C). Rate of rise type: reactie op een welbepaalde vaste waarde van temperatuursstijging per tijdseenheid (vb. 8°C/min). Het type rate of rise biedt de mogelijkheid om snel ontwikkelende branden te detecteren bij een (nog) lage omgevingstemperatuur. Dit type heeft meestal ook een vaste waarde van maximum temperatuur waarop het element zal reageren (vb.58°C). Op de markt zijn nog een aantal commerciële varianten te vinden op beide werkingsprincipes, zoals het rate compensation type dat een combinatie is van beide bovenstaande types maar specifieke voordelen biedt om ongewenste meldingen te voorkomen. Het speciale van dit type is dat de compenserende werking op een louter mechanische manier wordt verkregen(Figuur 46). De marktwaarde is echter te hoog om kosten effectief toegepast te worden voor de grote oppervlakte van een parkeergarage.

Figuur 46: rate compensation type heat detector

Thermische detectoren bestaan ook in lineaire uitvoering. Een kabel met een temperatuur afhankelijke weerstand (vb. NTC) wordt in de te beveiligen ruimte aangelegd en men meet continu de weerstand van de kabel. Gezien het werkingsprincipe zal een lichte temperatuursstijging over een grote lengte van de kabel hetzelfde resultaat hebben als een sterke lokale temperatuursverhoging. Voor de aansturing van RWA systemen is de lokalisatie van de brandhaard belangrijk om het juiste ventilatie schema op te starten wat maakt dat lineaire detectie minder geschikt is voor deze toepassing. Ter volledigheid vermelden we dat er lineaire detectie bestaat door middel van glasvezel. Met deze techniek is wel een plaatsbepaling mogelijk van een lokale temperatuursverhoging. Met name in tunnels wordt deze techniek frequent toegepast. Voor parkeergarages wordt de techniek nog niet toegepast gezien de lage kosten efficiëntie voor grote oppervlaktes.

61

6.2 Rook detectie 6.2.1. Rook productie De hoeveelheid roet emissie van een vlam is een evenwicht tussen een groei proces van roetpartikels in de brandstof rijke omgeving van de vlam en het terug verbranden (oxideren) in de hoger gelegen hete regionen van de vlam.

15

Figuur 47: roetpartikel 6µm, agglomeraat van bolletjes 0.03µm (beeld elektronenmicroscoop)

Het is gekend dat grote aromatische koolwaterstof verbindingen zoals polystyreen meer roet produceren dan koolwaterstoffen met enkele verbindingen zoals polypropyleen. De productie van roet voor polystyreen ligt een factor 10 hoger dan voor polypropyleen bij branden met een vlamTabel 20. Er is echter nog verder onderzoek nodig om rechtsreeks roet emissie te begroten vanuit het chemisch proces en de verbrandingscondities. We moeten intussen beroep doen op de resultaten van vele experimenten via ter beschikking gestelde tabellen en correlaties. Roet bij brand is afkomstig van pyrolyse, smeulende brand en/of vlammen, die al of niet gelijktijdig kunnen optreden in eenzelfde brandhaard. Elke modus karakteriseert het geproduceerde roet qua hoeveelheid en fysische eigenschappen zoals kleur en de mate van coagulatie van elementaire koolstof. Pyrolyse gebeurt aan het oppervlak van de brandstof als gevolg van verhoogde temperatuur door bijvoorbeeld straling. De brandbare gassen die vrijgesteld worden, hebben een lagere temperatuur (600‐900K) dan deze van een typische vlam (1200‐1700K), wat tot gevolg heeft dat er gemakkelijk brandstof kan meegevoerd worden in de rookpluim zonder te oxideren. Verder weg van het oppervlak , bij dalende temperaturen, zullen de gasfracties met lage dampdruk terug condenseren in druppeltjes (smoke droplets), die zich dan voordoen als licht gekleurde rook. Bij smeulende verbranding treedt hetzelfde verschijnsel van condensatie op maar liggen de maximum temperaturen iets hoger (600K‐1100K). Slechts een beperkt aantal stoffen kunnen een verbranding zonder vlammen en zonder externe warmtebronnen in stand houden. De rook geproduceerd door brandhaarden met vlammen (flaming fires) , bestaat typisch uit grotere hoeveelheden elementaire koolstof waardoor deze zich voordoet als eerder zwarte rook.

15 reproductie figuur 2‐13.5 SFPE handbook of FPE 4th ed 62

16

Type

Tabel 20: rookproductie voor hout en plastics Smoke conversion Combustion factor ε conditions

Fuel area

Hout (Douglas)

0.03‐0.17

Pyrolyse

0.005

Hout (Douglas)

< 0.01‐0.025

Flaming

0.005

PVC

0.03‐0.12

Pyrolyse

0.005

PVC

0.12

Flaming

0.005

PU (hard)

0.06‐0.19

Pyrolyse

0.005

PU (hard)

0.09

Flaming

0.005

PP

0.12

Pyrolyse

0.005

PP

0.016

Flaming

0.005

Polystyreen

0.17

Flaming

0.0005

Polystyreen

0.15

Flaming

0.07

Tabel 20 toont enkele waarden uit de literatuur van experimenten op kleine schaal. De productie van roet wordt uitgedrukt als de massa vrijgestelde roet per eenheid van verbrande massa , uitgedrukt door de smoke conversion factor ε. Meestal gebruikt men de term smoke yield. Bij het gebruik van de tabel moet men steeds de randvoorwaarden van de experimenten indachtig zijn. Opvallend is de omgekeerde tendens bij PVC waar de roetvorming groter wordt bij een brandhaard met vlammen.

6.2.2. Afmetingen roet partikels Een veel gebruikte voorstelling om de verdeling aan te geven is de geometrische aantallen verdeling (geometric size distribution), een functie Δ /log log , met d de diameter van het roetpartikel. (Figuur 48 links) Δ staat voor het aantal roetpartikels per cm³, waarvan de partikels een diameter hebben die ligt in het interval log log Δ log . Men gebruikt veelal het geometrisch gemiddelde van de diameter van het partikel, gedefinieerd:

log

log

(6.1)

met de geometrische standaardafwijking σg : log

log

log

(6.2)

Voor de meeste metingen van rook in experimenten vertoont de verdeling een log‐normaal karakter, wat hetzelfde is als een Gauss verdeling met het verschil dat het een verdeling is volgens log d in plaats van d. De eigenschap van de verdeling is dat 68.3% van het totale aantal (partikels) gelegen is in het gebied log log 16

gedeeltelijke reproductie tabel 2‐13.1 SFPE handbook of FPE 4tth ed

63

Figuur 48: verdeling roet partikels op log‐log schaal: links: distributie aantallen; rechts: distributie volumes [19]

Afhankelijk van de meettechniek wordt ook soms gebruikt gemaakt van een volume/diameter distributie in plaats van bovenstaande aantallen/diameter distributie. Voor afmetingen kleiner dan 1µm worden optical particle counters gebruikt, daar waar voor afmetingen >1µm beter zogenaamde cascade impacters worden gebruikt. Deze laatste geven een uitlezing ,voor elk interval ∆ , dat in relatie staat tot de uitlezing van de optical particle counters volgens: 1 6

(6.3)

Ook voor deze verdeling kan men een geometrisch gemiddelde diameter definiëren:

log

∑

log

(6.4)

Acceptatie testen voor detectoren zijn, wat de gevoeligheid aan rook betreft, zijn gebaseerd op een activatie van een alarm bij een minimum waarde voor de optische densiteit per meter. Underwriters Laboratories17 eisen bijvoorbeeld een reactie van de detector bij een waarde voor D=0.06 [m‐1] voor grijze rook (cellulosebranden) en een waarde voor D=0.14 [m‐1] voor zwarte rook (kerosine). De elektrische waarde van een ionische of optische detector, P, kan voorgesteld worden als een integratie van reacties van de detector op elke diameter van roetpartikels:

17

64

: wereldwijd onafhankelijk wetenschappelijk kenniscentrum voor veiligheid

(6.5)

Figuur 49: detector respons versus partikel diameter voor optische detectoren (S‐2) en ionische detectoren (R‐2)18

Figuur 49 toont het verschil in reactie tussen een ionische detector en een optische detector. Hier is te zien dat de reactie van een ionische detector ongeveer proportioneel is aan het product van de concentratie aan partikels en de diameter van de partikels. De reactie van een optische detector verloopt steiler maar deze begint pas te reageren bij grotere partikel diameters. De ordinaat is genormaliseerd op de concentratie van het aantal partikels per volume (aantal/cm³). We kunnen uit de figuur afleiden dat ionische detectoren beter reageren op grote hoeveelheden kleine partikels (<0.3µm) en dat optische detectoren gevoelig zijn aan kleine hoeveelheden grote partikels (>0.3µm). Voor partikels groter dan 0.3µm werd gevonden dat de respons van optische detectoren ongeveer proportioneel is aan de massa concentratie van de rook. [20]

18

reproductie figuur 2‐13.7 SFPE handbook of FPE 4th ed

65

I In parkeergara ages is het belaangrijk om ongewenste meldingen door roo ok detectoren te voorkomen. EEen studie ove er de emissie van verbrandinggsmotoren [21 1] geeft aan dat naar schattin ng 90% van de s stofdeeltjes die e afkomstig vaan dieselmotorren kleiner zijn dan 1µm. De ttendens naar lage emissie m motoren gaat v volgens de studie gepaard m met een veel ho ogere uitstoot aan kleinere deeltjes ten o opzichte van d de oudere gene eratie van motoren.

F Figuur 50: distrib butie afmetingen partikels dieseel uitlaatgassen [[21]

Op basis van b O bovenstaande informatie is het aangewezen n om in parkeeergarages rookk detectoren tee g gebruiken die oelig zijn aan d deeltjes kleinerr van 1µm. relatief ongevo U Uit Figuur 50 k kunnen we afleeiden dat in ditt geval een opttische detectorr meer geschikt is dan een i ionische detec ctor.

6 Warmte 6.3 e detectie De eisen die aaan een branddetectie installaatie in een parkkeergarage gessteld worden, zijn sterk D a afhankelijk van n het doel dat men beoogt. I In basis kan me en stellen dat een branddeteectie installatiee tot doel heeftt om een brand in een d dusdanig stadi eren, dat de brrand nog te beh heersen is mett eenvoudige m middelen. Hoe um de detecte v vroeger men d detecteert hoe beter maar eeen verhoging van de gevoeliggheid aan brandverschijnselen g gaat onherroe oging aan ongeewenste meldiingen van het ssysteem. pelijk gepaard met een verho Zoals eerder b besproken wil m men met betreekking tot de d diverse sturingeen in een RWA A installatie hett a aantal ongewe enste meldingeen absoluut minimaliseren. V Vanuit dit oogp punt zou men b bij het ontwerp p k kunnen optere en voor een waarmte detectiee in plaats van eeen rook detecctie. Door therrmische melders t te gebruiken z ullen uitlaatgassen geen noeemenswaardige e invloed meerr hebben op dee b betrouwbaarh eid van het syssteem.

IIn diverse land delijke normen voor het ontw werp van brand d detectie instaallaties [9] [22]]zijn regels o opgenomen vo oor de plaatsin ng van thermiscche detectoren n die geldig zijn n voor de geom metrie van een n p parkeergarage e. De keuze voor een thermisch D he detector voor het ‘tijdig’ d detecteren van n een brand in een auto zal in n g grote mate afh hangen van de bevoegde autoriteiten. Zij beslissen immers over de inteerpretatie van h het criterium ‘ beheersbaar’. IIn de Nederlan ndse praktijkricchtlijn [7] stelt men als eis aaan de detectie iinstallatie dat een b brandgrootte v van 1MW, vero ondersteld zijn nde 15 à 20% vvan het maximaaal vermogen vvan een a autobrand, mo oet gedetecteeerd worden bij een maximalee luchtsnelheid d van 1m/s. Meen stelt dat de i installatie niet als doel heeft een brand in eeen zeer vroegg stadium waarr te nemen. Meen gaat er i impliciet vanui it dat de brand d van reeds 1M MW voldoende traag ontwikkelt om nog beh heersbaar te zijn n na de opkomst ttijd van de braandweer. De Belgische n D norm NBN S21‐‐208‐2:2006 vo oor ontwerp vaan RWA in geslloten parkeerggebouwen eist e een branddete ectie installatie e in het volledigge compartime ent conform dee norm op automatische b branddetectie installaties NB BN S21‐100:198 86+addenda. M Men laat de keeuze tussen the ermische en o optische detec ctoren maar de e brandgroottee uit de norm d dient aangehou uden te worde en indien men v van de richtlijn nen voor projectering afwijktt. Verder in dit proefschrift gaaan we door mid V ddel van CFD ssimulaties de reeactietijd v van detectoren n modelleren o op basis van eeen aantal referrentie brandcurven.

6 Multi crriteria detecctie 6.4 Op de markt kan men een grrote verscheideenheid aan dettectoren vindeen die O s sensoren van v verschillende types combinerren. E Een (meestal o onbekend) com mplex algoritmee combineert de signalen vaan de v verschillenden n sensoren. De fabrikanten trachten een ho oge gevoeligheid aan b brandverschijn nselen te comb bineren met eeen gereduceerd de gevoeligheid aan ‘ ‘valse’ alarmen n. T Ter illustratie e een type van System Sensor dat vier sensorren omvat: opttische sensor, thermische s sensor, CO gas s sensor en infrra rood sensor. Figuurr 51: Coptir® dettector van fabrikkant System Senssor

Gezien de com G mplexe achterligggende algorittmes die aan de basis liggen vvan de responss van Multi c criteria detecto oren is het niet doenbaar om m deze te mode elleren in een C CFD model. We gaan er in heet k kader van dit p proefschrift dan ook niet verd der op in.

6 Onderzo 6.5 oek naar resspons tijden n van detecttoren op de referentie ccurve EEen volledige m modellering vaan de reactie vaan optische deetectoren op brrandverschijnsselen is heel c complex. De fa abrikanten van n detectoren beeschikken meeestal niet over de parameterss die nodig zijn n o om een model lering te doen die nauw aanssluit met het reëel gedrag. Onderzoekers rapporteren d O de resultaten vaan grootschaligge experimentten bij diverse brandhaarden v voornamelijk i n termen van H HRR, temperattuur,snelheid vvan gassen, con ncentraties van gassen en

optische densiteit. Over de grootte van de geproduceerde roetpartikels, hun absorptie en reflectie, de kleur van de rook en andere eigenschappen die van invloed zijn op het meetprincipe van optische detectoren, is weinig gekend. Op te bepalen of een rookdetector reageert op een brand met een vooraf bepaald kritisch vermogen, , moeten veel meer omgevingsfactoren geëvalueerd worden dan in het geval van een thermische detector. Thermische detectoren reageren met een bepaalde vertraging op de omgevende lucht waaraan ze blootgesteld worden. De vertraging wordt gekarakteriseerd door de eigen thermische traagheid van het meetelement, de RTI waarde, samen met de temperatuur en de snelheid van de omgevende lucht. RTI staat voor response time index. Eens de RTI waarde bepaald is voor een detector kan men bij een gekend snelheid‐ en temperatuurverloop vrij nauwkeurig bepalen wanneer de activatie zal plaatsvinden bij een gekende nominale aanspreektemperatuur van het toestel. De RTI waarde legt het verband tussen de tijdsconstante τ van de thermische vertraging en de snelheid van de omgevende lucht: /

/

(6.6)

Men moet hier evenwel in het achterhoofd houden dat de RTI waarde bepaald werd bij een unieke snelheid van de ceiling jet. In de literatuur zijn formuleringen terug te vinden die toelaten om op basis van de RTI waarde en een gegeven brandverloop de responstijd van een thermische detector te bepalen. [19] Ook voor een rookdetector is de snelheid van de ceiling jet een belangrijke omgevingsvariabele. Men heeft deze omgevingsvariabele nodig om de vertraging in respons te kunnen berekenen. De vertraging ontstaat door de hinder die rookgassen ondervinden om respectievelijk in de behuizing en in de meetkamer van het apparaat door te dringen. Een rookdetector reageert op partikels in de omgevende lucht die via een vuilwerend gaasfilter en lichtwerend labyrint in de meetkamer terecht komen. De eigenschappen van rookpartikels (smoke aerosols) worden bepaald door een aantal factoren: ‐ ‐ ‐

de brandstof waaruit ze gevormd worden de ventilatiecondities over de brandhaard de wijze van verbanding, namelijk pyrolyse (pyrolysis), smeulende brand (smouldering combustion) of brand gepaard met een vlam (flaming combustion).

Voorgaande factoren zijn zelden constant tijdens het brandverloop en kunnen gelijktijdig optreden, wat betekent dat de karakteristieke eigenschappen van partikels wijzigen gedurende het verloop van de brand. Ook tijdens het transport vanaf de brandhaard naar de detector kunnen de eigenschappen van de roetpartikels beïnvloed worden door bijvoorbeeld coagulatie of gedeeltelijke verbranding. Er is nog weinig gekend over de productie en transport van rook bij het premature ontstaan van een brand. Net dit tijdsframe is belangrijk als het over vroegtijdige detectie gaat. Met de experimentele gegevens die beschikbaar zijn van een grootschalige brandproeven in parkeergarages is het praktisch niet mogelijk om de respons van een rookdetector te voorspellen. 68

Zelfs al zouden de karakteristieken van de rook perfect gekend zijn in functie van de tijd, dan nog zijn er voor de detectoren op de markt weinig gegevens voorhanden die een juiste modellering van de respons op deze karakteristieke waarden mogelijk maken. We zijn dus aangewezen op experimenten om de respons van rook detectoren te correleren met data van de brandhaard. Fabrikanten van rook detectoren geven een gevoeligheid op, meestal uitgedrukt in een optische dichtheid [m‐1] of een verzwakking per eenheid van lengte [% obs]. De gevoeligheid van een bepaald merk en type van detector is bepaald in labo omstandigheden bij een nauwkeurig bepaalde samenstelling van het testmedium. Dit betekent dat, binnen een bandbreedte van een minimum en maximum optische dichtheid, de gevoeligheid bepaald wordt voor één karakteristiek type rook en voor één geometrische testopstelling. Omdat de huidige optische punt detectoren werken volgens het principe van reflectie is het mogelijk dat men voor eenzelfde optische dichtheid van de rook toch een verschillende respons krijgt. De optische dichtheid is immers gerelateerd aan doorgaand licht dat wordt verzwakt, en dus niet aan reflectie van licht door partikels. De reflectie van licht grijs gekleurde partikels afkomstig van cellulosebranden (met vlammen) zal hoger zijn dan de reflectie van zwarte partikels afkomstig van bijvoorbeeld polyurethaan. De thermische opwaartse kracht van de rookpluim in de initiële fase van een brand is zwak ten opzichte van de natuurlijke en geforceerde luchtstromen in een ruimte. Dit betekent dat men bij het ontwerp van een detectie installatie de nodige aandacht moet besteden aan eventuele luchtstromen. De meest voorkomende rook detectoren zijn momenteel de optische punt detectoren die werken volgens het principe van reflectie. Ionische detectoren zijn minder populair wegens de aanwezige stralingsbron maar ze zijn daarom zeker niet minder valabel vanuit technisch oogpunt. Beam detectoren bestaan uit een zender die licht uitstraalt en een ontvanger die een gedeelte van het licht ontvangt. De verzwakking van het licht is maatgevend voor de rookdichtheid in het traject. Dit type van detectoren biedt economische voordelen bij de installatie ervan. Men kan immers een veel grotere oppervlakte bestrijken met één toestel in vergelijking met punt detectoren. Er is echter een belangrijk nadeel: de lichtstraal mag niet gehinderd worden door obstakels of thermische trillingen van de lucht op het traject dat soms tot 100m kan gaan. Voor lage parkeergarages zijn beam detectoren om deze reden niet bruikbaar. Een speciaal geval van rookdetectie is de aspiratie detector, waar de lucht afgezogen wordt uit de te beveiligen ruimte en op zekere afstand wordt bemonsterd.

6.5.1. Modellering van rook detectoren in FDS Om een model te maken van een optische detector dat geschikt is om te gebruiken in een CFD veldmodel zoals FDS19 zal men moeten vertrekken van de data die beschikbaar zijn in het gebruikte veldmodel. In het geval van FDS hebben we de beschikking over waarden voor rookdensiteit, snelheid en temperatuur in het veld. FDS biedt de keuze tussen twee modellen voor optische detectoren die gebruik maken van rookdensiteit en snelheid, namelijk het Heskestad model en het Cleary model. 19

Fire Dynamics Simulator, National Institute of Standards and Technology

69

H Heskestad Heskestad sugggereerde dat de variatie van n de densiteit van rook in dee meetkamer vertraagd tijd ten opzich v verloopt in de hte van de denssiteit in de luchtstroming rond de detecttor met een w waarde van met de snelheid vaan de luchtstro oming en een n karakteristieke lengte eigen n a aan een specif fieke detectoro opbouw. De veerandering van densiteit in n de meetkame er kan gevondeen w worden door o oplossing van vvolgende vergeelijking:

(6.7))

De detector zaal activeren wanneer de ingestelde alarm D mdrempel overrschrijdt. We m merken op dat e algoritmes van detectoren niet meegeno d de ingebouwd omen worden in het model. D Deze algoritmees w worden toegep past om ongew wenste detectie te voorkomeen en te compeenseren voor vvervuiling van d de m meetkamer do oor afzetting vaan roet en stoffdeeltjes tijden ns de levensduu ur.

Figuur 52:: driftcompensattie algoritme

E Experimenten tonen aan datt de karakteristtieke lengte L o op zich afhankeelijk is van: ‐ ‐

de aantredende sneelheid u ter hoo ogte van de deetector de afm metingen van d de rookpartikeels

Onderzoekers suggereren daat bij lage snelh O heden de karakkteristieke lenggte L correleerrt met het m momentum va an de aantredeende rook, dus dat de vertragging die de roo ok oploopt om in de m meetkamer te komen omgekkeerd evenredig is met het kw wadraat van de snelheid. [19 9]

Tabel 21 geeft richtwaarden voor L die nuttig kunnen bij een ontwerp met onbekende detectoren. Tabel 21: karakteristieke lengte (L) voor onbekende detectoren20

Cleary Het vier parameter Cleary model gebruikt twee vultijden om de vertraging te modelleren: (1) , de karakteristieke vultijd van het volledige door de behuizing omsloten volume en (2) , de karakteristieke vultijd van de meetkamer zelf. Cleary et al. suggereerde dat voorgaande vultijden functie zijn van de snelheid van de vrije ; luchtstroming rond de detector volgens de relatie: De α’s en de β’s zijn empirische factoren gerelateerd aan een specifieke geometrie van detector. De verandering van de massa fractie roet in de meetkamer kan gevonden worden door de oplossing van volgende vergelijking:

20

reproductie table 4‐1.15 SFPE handbook FPE 4th ed

71

(6.8)

6.5.2. Keuze parameters FDS detector model Literatuur Indien de parameters niet gekend zijn, worden voor FDS volgende waarden gesuggereerd [23]: Tabel 22: suggestie parameters FDS v5 handleiding

Cleary et al. [24] onderzocht of FDS (v5) in staat was om rookconcentraties, temperaturen en snelheden te voorspellen voor verschillende detector locaties. Men concludeerde dat de foutmarge binnen 15% van de experimentele metingen viel. Het model wordt onzeker voor lage snelheden in de ceiling jet. Voor snelheden lager dan 0,15m/s kunnen de empirische constanten α en β niet meer aangehouden worden voor eenzelfde detector geometrie. Experimenten tonen aan dat de karakteristieke vultijden dramatisch stijgen voor snelheden lager dan 0,15m/s. [19] De detectoren worden hier respectievelijk gemodelleerd volgens Heskestad en Cleary met keuze van volgende waarden: 1. 2.

Heskestad: Cleary:

L=15m (Tabel 18) 1.8 ; 1.0 ;

1.0 ;

0.8

De waarde gesuggereerd door Heskestad voor optische detectoren, L=15, ligt meer dan 8 keer hoger dan deze voor ionische detectoren, L=1.8. Dit verschil kan enkel verklaard worden door het verschil in werking van detectie, eerder dan een verschil in geometrie. In realiteit zijn ionische en optische detectoren ongeveer gelijk in afmetingen en constructie aan de buitenzijde. De waarden voor en zouden ongeveer gelijk moeten zijn. Echter, voor de waarde van en , die de vertraging in de meetkamer zelf beschrijven, is het begrijpelijk dat deze hoger zijn omdat het meetelement van een optische detector zich in volledige duisternis moet bevinden. Om dit te bereiken wordt een uitgestrekt labyrint gebruikt van smalle kanalen die voorzien zijn van ribbels om elke ongewenste reflectie tegen te gaan. De smalle kanalen, begrensd door een ruw oppervlak, betekenen een significante hindernis voor intredende rooklucht.

72

Experimenten Bovenstaande waarden voor het Cleary model werden door Gottuk et al. [25] gevalideerd voor FDS v5 op basis van experimenten in 2 geometriën: −

Type appartement met 4 corresponderende kamers o Polyurethane reactie (zetel brand) o Soot yield = 0.213 kg/kg o Tijdsafhankelijke HRR o Hoogte kamer ±2.5m

Figuur 53: validatie FDS Cleary detector model (geometrie type appartement)

−

Type gang o MMA reactie o HRR = 100kW constant o Soot yield = 0.022 o Hoogte 3.7m

Figuur 54: validatie FDS Cleary model (geometrie type gang)

73

De afwijking van de activatie tijden van de simulaties met optische detectoren ten opzichte van de activatie tijden tijdens experimenten bedragen: − −

Type appartement: 34s tot 163s Type gang: 6 tot 24s

De waarden resulterend uit FDS v5 zijn systematisch kleiner dan deze uit de experimenten. Dit kunnen we o.a. verklaren door de sedimentatie van roet tegen het plafond voordat het de detector kan bereiken, wat resulteert in een lagere waarde voor . Uit metingen van de roetlaag tegen het plafond ter hoogte van de invallende rookpluim bleek de afzetting van roet ongeveer 40% van de vrijgestelde roetmassa te bedragen. De relatief grote afwijking van de reactietijden voor de geometrie ‘appartement’ kan o.a. verklaard worden door toenemende onzekerheden in het Cleary model bij lage snelheden van de ceiling jet aan het begin van een traag ontwikkelende brand (sofa brand). In het detector model blijven de waarden van α en β echter constant, wat resulteert in een onderschatting van de vultijden δte en δtc. Cleary gebruikte dezelfde parameters voor optische en ionische detectoren in FDS. De resultaten van het eerste experiment geven duidelijk aan dat de reactietijden van de optische detectoren systematisch hoger liggen dan deze van de ionische detectoren. Nochtans wordt in dit experiment polyurethaan verbrand, wat typisch zwarte rook produceert met roetpartikels van gemiddelde grootte 0.5 µm. 21

Tabel 23: afmetingen roetpartikels van hout en plastics

De respons van een optische detector op deze afmetingen van partikels is ongeveer een factor 10 groter dan bij ionische detectoren (zie figuur p.65). De waarde van in FDS dient hoger te zijn dan de waarde vooropgesteld door Cleary. We gaan hier verder met de waarde gesuggereerd door Heskestad voor optische detectoren, namelijk =L=15m.

21

reproductie tabel 2‐13.3 SFPE handbook FPE 4th ed

74

Voor de geometrie ‘gang’ werd een ontwerp brandhaard met constante HRR van 100kW in FDS v5 gemodelleerd, wat snelheden oplevert die significant groter zijn dan de boven genoemde 0.15m/s.

6.5.3. Ceiling jet Via de vergelijkingen van Alpert [19] kunnen we de snelheid berekenen van de ceiling jet ter hoogte van de detectoren. We merken op dat de vergelijkingen geldig zijn voor steady state vermogens. Gezien de HRR aan het begin van de simulatie relatief vlak verloopt, gaan we ervan uit dat er een kleine vertraging zal te zien zijn voor de snelheid van de ceiling jet in de simulaties ten opzichte van de berekeningen die resulteren uit de momentane waarde van de HRR.

/

0.15:

/

0.15:

.

/

(6.9)

0.95

/

(6.10)

In de geometrie van de simulaties werd de hoogte van het plafond gekozen op 3m. De projectering van de rookmelders op het planzicht werd uitgevoerd conform de Belgische Norm NBN S21‐100. Er worden in het normdocument eisen gesteld met betrekking tot de plaatsing van optische rookmelders. Voor de afmetingen van het compartiment beschouwd in deze thesis zijn de relevante eisen als volgt: ‐ ‐ ‐ ‐ ‐ ‐

maximale oppervlakte van dekking bij een bepaalde hoogte van het plafond: te bewaken oppervlakte >80m² en H<6m => Smax=60m² minimale horizontale afstand tot muren,balken en obstakels: 0,5m maximale afstand tot muren, wanden, balken>0,15m: 6m maximale afstand tussen 2 rookmelders: 12m een detector in elk vak indien de balken hoger zijn dan 0,15m snelheid omgevingslucht maximum 5m/s

De maximale afstand van het centerlijn van de rookpluim en een rookmelder volgt uit:

60 ²

5.48

(6.11)

We kunnen de formules van Alpert nu gebruiken om, bij toepassing van het verloop van de HRR in de simulaties, na te gaan of de snelheid van de ceiling jet ter hoogte van de verst gelegen detector boven de kritische waarde van 0.15m/s ligt. De waarde dient overschreden te worden om binnen het domein van validatie van het Cleary model te blijven.

75

De correlaties van Alpert geldig zijn voor steady‐state brandhaarden. Het model veronderstelt dat de snelheid van de ceiling jet gerelateerd is aan de momentane waarde van de HRR waardoor de tijd voor transport van de gassen naar de detector niet in rekening wordt gebracht. De correlaties van Alpert zijn gebaseerd op de totale HRR. Wanneer de convectieve fractie van de beschouwde HRR afwijkt van deze in de experimenten waarop de correlaties gebaseerd zijn, zal een fout geïntroduceerd worden. Toepassing van de formule op de referentie curve voor 2 wagens uit de NBN conceptnorm geeft volgende resultaten:

Figuur 55: snelheid ceiling jet bij referentiecurve NBN voor HRR 2 wagens

In Figuur 55 is te zien dat snelheden direct oplopen vanaf 0.15m/s. Voor de grootte ordes van de HRR in de referentiecurve en een hoogte van 3m is de snelheid van de ceiling jet steeds groter dan de minimum grens voor validatie van de modellering van de detector in FDS. Het is echter niet mogelijk om vertrekkend vanuit de formules van Alpert de transporttijden van de rook te voorspellen. Laten we veronderstellen dat een gevoelige rookdetector quasi onmiddellijk reageert bij aantreden van de eerste rookpartikels afkomstig van de brandhaard. Dan bekomen we voor een gemiddelde snelheid van 0.25m/s tijdens de eerste tien seconden, (r=5.48m en H=3m), een tijd van 34 seconden. Uit de resultaten van het veldmodel zal blijken dat de tijd voor transport lager is. De correlaties zijn nuttig om de respons van thermische detectoren te voorspellen, maar voor het berekenen van transporttijden van de brandhaard naar optische detectoren zijn ze niet direct bruikbaar.

6.6 Invloed van de dagventilatie op de responstijd detectoren 6.6.1. Maatgevend vermogen We gaan de invloed na van dagventilatie op de responstijd van detectoren in geval van een brand in zijn beginstadium. Voor de het maatgevend vermogen vertrekken we van de curve van Joyeux voor 1 auto (Figuur 56). We herhalen dat de curve van Joyeux samenvalt met de curve van TNO, NBN en NEN gedurende de eerste 9 minuten. (zie figuur p.56) In Figuur 57 is een detail van de eerste 60 seconden van de vermogencurve afgebeeld.

76

HRRt [MW]

Ontwerp brandhaard 7 6 5 4 3 2 1 0

NBN 1 auto 0

20

40

60

tijd [min]

Figuur 56: respons rookdetectie: maatgevende vermogencurve

HRRt [MW]

Ontwerp brandhaard:eerste minuut 1 0,5 0

NBN 1 auto 0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

tijd [min]

Figuur 57: respons rookdetectie: detail maatgevende vermogencurve

6.6.2. Debiet dagventilatie Voor de bepaling van het debiet voor dagventilatie bekijken we drie regelmatig gebruikte richtlijnen voor installaties in België: België, regionale richtlijn BIM Richtlijn in België van toepassing in het Brussels Hoofdstedelijk Gewest, uitgevaardigd door het BIM (Brussels instituut voor Milieubeheer), die een minimum ventilatiedebiet eist van 60m³/uur/parkeerplaats. Dit betekent voor de geometrie g01 met 50 parkeerplaatsen een debiet van 3000m³/uur zijnde 0.833m³/s. Nederland, NEN 2443 §7.3 Richtlijn in Nederland beschreven in NEN 2443 – Parkeren en stallen van personenauto’s op terreinen en in garages ‐ §7.3 Ventilatie in parkeergarages [4]. De ventilatiecapaciteit dient bij permanent ventileren zonder CO detectie minimaal 3m³/s te bedragen voor een oppervlakte van 1000m². In geval de installatie met CO detectie is uitgerust, komt men via een uitgebreide berekening tot een ventilatiedebiet van minimaal 1.8m³/s. De aannames die we in de berekening gebruiken, sluiten aan bij de richtlijnen uit een syllabus van TVVL Nederland inzake tunnels en parkeergarages.22

22

Post‐hbo opleiding TVVL Nederland: Luchtbehandeling speciale ruimten – Tunnels / Parkeergarage ‐ Hoofdstuk 4 – Bepaling luchthoeveelheid om onder de toelaatbare concentratie CO te blijven

77

Duitsland, VDI 2053 Richtlijn in Duitsland beschreven in VDI2053 – Air treatment systems for car parks [5]. Via een uitgebreide berekening, die onder andere rekening houdt met een verschillende CO uitstoot van koude en warme motoren, komen we tot een ventilatiedebiet van minimaal 1.8m³/s. De richtlijn geeft ook een forfaitaire waarde in het geval er geen berekening voor CO wordt uitgevoerd. Men moet voldoen aan 12m³/h/m² wat resulteert in 12000m³/h of 3.33 m³/s.

6.6.3. Invloed van dagventilatie op rook detectoren We onderzoeken de invloed van de dagventilatie op de tijd tot reactie van een rook detector voor volgende waarden van het debiet: 0.811m³/s, 1.8m³/s en 3.6m³/s. Rekendomein De locatie van de detectoren tegen het plafond in de parkeergarage volgt de richtlijnen van NBN S21‐100 [22]. Het bewakingsoppervlak bedraagt maximaal 60m²/detector voor de beschouwde geometrie en randvoorwaarden van de parkeergarage. De minimum en maximum afstand van een optische detector tot een obstakel bedraagt respectievelijk 0.5m en 6m. Voor geometrie 01 betekent dit in totaal 18 detectoren met elk een bewakingsoppervlak van ongeveer 55.6m². Figuur 59 illustreert dat de opstelling van de brandhaard zodanig werd gekozen dat de centerafstand tussen brandhaard en detector de maximale waarde van 5.3m bereikt.

Figuur 58: g01: overzicht rekendomein respons rookdetectie vlak plafond

Figuur 59: g01: detail rekendomein respons rookdetectie vlak plafond

78

We houden een rekenraster aan van 25x25x12.5cm. De karakteristieke diameter D* voor de ontwerp brandhaard van Figuur 50 varieert van 0m tot ongeveer 0.96m in de eerste minuut van de ontwikkeling van de brand. Rekening houdend met de aanbevelingen in de validatie studies van FDS dienen de afmetingen van de cellen te variëren van 0cm tot 10cm à 20cm. De NUREG validatie studie toont aan dat FDS (v4) de rook concentratie ongeveer 50% overschat voor een gelijkaardige geometrie als de parkeergarage. Men geeft aan dat dit verschil kan resulteren uit experimentele onzekerheden en de opgegeven smoke yield in het model. Voor onze studie is een (perfecte) voorspelling van de concentratie van de rook doorheen het compartiment minder belangrijk dan een goede voorspelling van de transporttijd om tot aan de eerste detector te raken. De resultaten van de validatie van de ceiling jet temperatuur kunnen gebruikt worden om een beeld te krijgen van de resolvering van de stroming tegen het plafond. Niet zozeer de voorspelling van de temperatuur in de ceiling jet is belangrijk maar wel het verloop van de temperatuur in functie van de tijd. We zullen verder aantonen dat de rook concentratie in de aankomende ceiling jet voldoende hoog is om quasi onmiddellijk een detector te activeren wanneer deze wordt bereikt door de rook. De validatie studie toont aan dat in FDS (v4) het verloop van de temperatuur in de ceiling jet zeer goed aansluit bij de experimenten, bekeken op een tijdsschaal die relevant is voor dit onderzoek23. Resultaten rook detectoren Tabel 24: responstijden van rook detectoren bij dagventilatie

dagventilatie

Af [m²]

debiet [m³/s]

debiet [m³/h]

∆t [s]

0,811

2920

20,6

1,8

6480

19,8

3,6

12960

19,2

25

1

0,811

2920

13,9

1,8

6480

13,3

3,6

12960

12,4

We stellen vast dat bij toenemend debiet de responstijden afnemen voor de gekozen opstelling. De brandhaard is centraal opgesteld tussen 4 detectoren (Figuur 59). Op de plaats waar de rookpluim invalt op het plafond ontstaat een rooklaag met cirkelvormig front dat radiaal uitbreiding neemt. De impuls van het ventilatiedebiet verhoogt lichtjes de snelheid van het front van de ceiling jet dat zich stroomafwaarts van de brandhaard verplaatst. De impuls van de dagventilatie is echter niet voldoende om de uitbreiding van de rook in de breedte te beïnvloeden.

23

NUREG 1824 [29] – ICFMP BE#3 test series – tijdschaal 0 tot 1 minuut

79

Figuur 60: respons rook detectie: ontwikkeling rooklaag tegen plafond; links 0.811m³/s, midden 1.8m³/s, rechts 3.6m³/s

Het grootste verschil in responstijd,waargenomen voor de 3 waarden van het debiet, zijn voor een brandhaard van 25m² en 1m² respectievelijk 1.4s en 1.5s. De responstijd van de rook detectoren vermindert met ongeveer 33% wanneer de oppervlakte van de brandhaard Af van 25m² naar 1m² wordt gebracht. Door het verkleinen van de oppervlakte van de brandhaard bij eenzelfde vermogen verhoogt de snelheid in de centerlijn van de pluim. De toegenomen snelheid in de pluim resulteert in een hogere snelheid van het front van de ceiling jet. Onderstaande afbeeldingen illustreren het verschil in ontwikkeling van rookpluim en ceiling jet voor Af=25m² (links) en Af=1m² (rechts) gedurende de eerste 21 seconden van de brandcurve.

80

81

82

Figuur 61: respons rook detectoren: ontwikkeling rookpluim en ceiling jet; links Af=25m², rechts Af=1m²; ontwikkeling vanaf start brandcurve +5s tot +21s

Om ongewenste inschakelingen van een RWA installatie te vermijden, gebruikt men meestal een dubbele detectie als criterium om het systeem te activeren. Afgaand op de vorm van de ceiling jet in Figuur 60 is te verwachten dat de eerste detectie kort erna zal gevolgd worden door andere detectoren.

83

100 %/m SD_01 90

%/m SD_02 %/m SD_03

80

%/m SD_04 4 70

%/m SD_05

% obscuratie

%/m SD_06 60

%/m SD_07 %/m SD_08

50

%/m SD_09 40

%/m SD_10 0 %/m SD_11

30

%/m SD_12 20

%/m SD_13 %/m SD_14 4

10 Treshold 3.28%/m

%/m SD_15 %/m SD_16

0 0

20

stabilsatie vventilatie

40

60

80

100

1200

%/m SD_17

140

%/m SD_18

tijd [s]

startt brandcurve

F Figuur 62: respo ons rook detectoren, verduisterin ng in meetkamerr, dagventilatied debiet 0.811m³/s /s en Af=25m²

100 %/m SD_01 1 90

%/m SD_02 2 %/m SD_03 3

80

%/m SD_04 4

% obscuratie

70

%/m SD_05 5 %/m SD_06 6

60

%/m SD_07 7 %/m SD_08 8

50

%/m SD_09 9 40

%/m SD_10 0 %/m SD_11 1

30

%/m SD_12 2 %/m SD_13 3

20

%/m SD_14 4 10 Treshold 3.28%/m

%/m SD_15 5 %/m SD_16 6

0 0

20

40

60

80

100

1200

140

%/m SD_17 7 %/m SD_18 8

stabilsatie vventilatie

start b brandcurve

tijd [s]

F Figuur 63: respo ons rook detectoren, verduisterin ng in meetkamerr, dagventilatie 0 0.811m³/s en Aff=1m²

De helling van de kromme in Figuur 62 en Figuur 63 is maatgevend voor de snelheid waarmee de meetkamer zich vult met rook. De krommen lopen praktisch loodrecht op tot ±70% verduistering. Het aanspreekpunt van de rook detectoren ligt op 3.28% verduistering. Dit betekent dat de vertraging die gemodelleerd wordt in het Heskestad model van FDS geen relevante invloed heeft op de reactietijd van de rook detectoren in het bestudeerde geval. Wanneer we de reactietijden van Figuur 62 en Figuur 63 vergelijken, zien we dat het verschil in reactietijd bij een brandhaard van respectievelijk 25m² en 1m² steeds kleiner wordt naarmate we verder van de brandhaard verwijderd zijn. Uitgangspunt voor de simulaties was een referentiecurve voor het vermogen van de brandhaard. Bij de ontwikkeling van een autobrand is het echter moeilijk te bepalen hoe de oppervlakte van de brandhaard evolueert. De meeste full scale experimenten waarbij de brand in het compartiment wordt aangestoken, gebeuren met auto’s waarvan één of meerdere vensters of deuren open zijn om voldoende ventilatie toe te laten. Men kan hier stellen dat in de eerste minuut van de ontwikkeling van de brandhaard de oppervlakte eerder 1m² zal bedragen dan wel 25m². Wanneer we toch de oppervlakte van 25m² hanteren uit praktische overwegingen voor de invoer van het model in de software, introduceren we een verhoging van reactietijd van ±50%. Vergelijking met correlaties uit de literatuur Delichatsios et al. suggereerde een correlatie om de afstand te bepalen die het front van de ceiling jet aflegt in de functie van de tijd bij toenemend vermogen. De correlaties zijn gebaseerd op experimenten met brandhaarden waarvan het vermogen een kwadratisch groeiend verloop vertoont maar worden finaal in een vorm gezet die toepasbaar is op alle vermogens die groeien volgens een machtsverband (power law growing fires). [26] Men gebruikt in de formulering een lengte schaal, genaamd leading edge scale, die wordt gekarakteriseerd door het verloop van de vermogencurve. De lengteschaal is evenredig met de integratie van het vrijgestelde vermogen over de tijd. Figuur 64 geeft het verloop van de straal van het front van de ceiling jet weer, bij toepassing van voornoemde correlatie op ons rekendomein:

85

9

200

8

180

7

160 140

6

5.3m

120

5

100 4

80

3

60

2

HRR [kW]

straal ceiling jet [m]

straal HRR

40

1

20 20.6s

0 0

5

10

15

20

0 25

30

35

tijd [s]

Figuur 64: voortschrijding van het front van de ceiling jet volgens Delichatsios op basis van de referentiecurve in Figuur 42.

Bekijken we de tijd die nodig is om tot een straal van 5.3m te komen dan bekomen we een tijd van 20.6s. Deze tijd komt (exact) overeen met de tijd uit het rekenmodel voor een brandhaard met oppervlakte van 25m². Voor een brandhaard met een oppervlakte van 1m² zou de correlatie dus een overschatting geven van ±50% ten opzichte van de resultaten uit ons model. In voornoemde correlaties van Delichatsios is de oppervlakte van de brandhaard niet meegenomen. We kunnen de invloed van de oppervlakte van de brandhaard op het resultaat dus niet nagaan. Op basis van voorgaand vergelijk gaan we voor de beoordeling van de responstijden van de simulaties uit van een brandhaard van 25m².

86

Sensitiviteit van de responstijden aan het rekenrooster De gevoeligheid van de responstijden aan de afmetingen van het rekenrooster gaan we na door verschillende simulaties naast elkaar te zetten in Tabel 25. Tabel 25: responstijden rook detectoren in functie van de grid afmetingen simulatie

Af [m²]

Vext [m³/s]

grid [m] x

y

SD [s] z

G01_21

25

0,811

0.25

0.25

0.125

20,6

G01_21_1

25

0,811

0.125

0.125

0.125

20,4

G01_21_2

25

0,811

0.125

0.125

0.0625

20,2

G01_22

25

1,8

0.25

0.25

0.125

19,8

G01_22_1

25

1,8

0.125

0.125

0.125

21,2

G01_23

25

3,6

0.25

0.25

0.125

19,2

G01_23_1

25

3,6

0.125

0.125

0.125

20,2

G01_24

1

0,811

0.25

0.25

0.125

13,9

G01_24_1

1

0,811

0.125

0.125

0.125

13,6

G01_25

1

1,8

0.25

0.25

0.125

13,3

G01_25_1

1

1,8

0.125

0.125

0.125

12,9

G01_26

1

3,6

0.25

0.25

0.125

12,4

G01_26_1

1

3,6

0.125

0.125

0.125

12,8

We stellen vast dat bij verfijning van het grid in horizontale richting, de responstijd evolueert naar een grotere waarde voor de twee grootste waarden van het ventilatie debiet. Bij een verfijning van het grid in de verticale richting evolueert de responstijd naar een kleinere waarde. Op basis van de waarden uit Tabel 25 kunnen we besluiten dat een rekenrooster van 25x25x12.5cm ruim voldoet om de responstijden van de rook detectoren te beoordelen, rekening houdende met de tijdsschaal waarop een brandscenario in een parkeergarage zich afspeelt.

6.6.4. Invloed van dagventilatie op thermische detectoren We onderzoeken de invloed van de dagventilatie op de tijd tot reactie van een rook detector voor volgende waarden van het debiet: 0.811m³/s, 1.8m³/s en 3.6m³/s. In FDS wordt de opwarming van het meetelement van een thermische detector berekend door volgende differentiaalvergelijking:

| |

(6.12)

Met de temperatuur van het meetelement in de detector, de snelheid van de ceiling jet, de temperatuur van de rookgassen en 24 een experimenteel bepaalde factor die maatgevend is RTI: Response Time Index

24

87

vvoor de thermische inertie vaan het meetellement. Men b beschouwt de R RTI waarde als een constantee v voor een bepa alde detector. W We merken op p dat het modeel geen rekenin ng houdt met sstraling. IIn FDS beschou uwt men een tthermische dettector als een vvereenvoudigd d model van eeen sprinkler z zonder water, vandaar het ge ebruik van de RTI waarde diee eigenlijk ontsstaan is uit de ttechnologie vaan s sprinklers. Spr inkler technolo ogie gaat al heel wat jaren m mee in de werelld van de brand d beveiliging een d de kennis over r de technologiie is heel breed d. De Amerikaansse norm NFPA7 D 72 [27] eist bijvoorbeeld dat thermische deetectoren met hun RTI waard de g gemarkeerd w worden. FFM Approvals, notified body en dochter van de wereldwijjde verzekeraaar FM Global, h heeft een r richtlijn geschr reven om de RTTI waarde te b bekomen van th hermische detectoren. Op baasis van de RTI w waarde kan he et ontwerp van n de verdeling vvan thermische detectoren ttegen een plafo ond bepaald w worden. [28] F FM gebruikt de e methodologie voor de bepaaling van de ve erdeling van sp prinklers om dee verdeling van n t thermische de tectoren te beepalen. T Thermische de etectoren word den ingedeeld in een aantal kklassen op basiis van hun maxximale RTI w waarde in com mbinatie met dee aanspreek teemperatuur. O Op basis van d e RTI waarde w worden dan beepaalde afstanden tussen dettectoren toegeelaten. Hoe h hoger de RTI w waarde, hoe gro oter de thermiische traagheid d, dus hoe kleiner de toegelaaten afstand t tussen de dete ectoren. In Tab bel 26 is ter illustratie een oveerzicht gegeven van de eisen n voor de RTI w waarde terug t te vinden in dee FM richtlijnen n. TTabel 26: FM Ap pprovals: criteria a voor maximale RTI waarde ter classificatie van n detectoren van volgende types: f fixed temperatu ure (geel), rate co ompensated (gro oen) en rate‐of‐rrise (blauw). Hett getal dat het tyype volgt in de e eerste kolom is d de aanspreektem mperatuur in °F.

In het model van FDS voor thermische detectoren kunnen we twee parameters opgegeven, namelijk de activatie temperatuur en de RTI waarde. We nemen 57°C (= 135°F) voor de activatie temperatuur omdat deze waarde komt veel voor bij commerciële types. Omdat de RTI waarde meestal onbekend is voor de commerciële detectoren die in onze contreien gebruikt worden, nemen we twee verschillende waarden voor de RTI parameter om de invloed op de responstijden na te gaan, namelijk de waarde voor klasse ‘Quick’, 25 √ . klasse ‘Fast’, 3 √

en de waarde voor

Rekendomein De locatie van de detectoren tegen het plafond in de parkeergarage volgt de richtlijnen van NBN S21‐100 [22]. Het bewakingsoppervlak bedraagt maximaal 30m²/detector voor de beschouwde geometrie en randvoorwaarden van de parkeergarage. De minimum en maximum afstand van een thermische detector tot een obstakel bedraagt respectievelijk 0.5m en 5m. Thermische detectoren mogen niet meer dan 10m uit elkaar staan. Voor geometrie 01 betekent dit in totaal 34 detectoren met elk een bewakingsoppervlak van ongeveer 29.4m².

Figuur 65:g01: overzicht rekendomein respons thermische detectoren vlak plafond

89

Figuur 6 66: g01: detail reekendomein resp pons thermischee detector

We houden ee W en rekenraster aan van 25x25 5x12.5cm overr het volledige rekendomein. D De karakteristi ieke diameter D* voor de currve van de ontwerp brandhaard varieert vaan 0m tot o ongeveer 0.96 udend met de m in de eerstee minuut van de ontwikkelingg van de brand. Rekening hou a aanbevelingen n in de validatiee studies van FFDS dienen de aafmetingen van de cellen te variëren van 0 0cm tot 10cm à 20cm. [29] De validatie studie van NUREEG toont aan d D dat in FDS (v4) het verloop van de temperattuur in de ceilin ng j jet goed aansl uit bij de expeerimenten in co ompartimenten met een relaatief uitgestrekkt plafond zodaat d de ceiling jet v vrij tot ontwikkeling kan komeen25. IIn Figuur 67 is een overzicht gegeven van d de relatieve afw wijking van hett model ten op pzichte van voor de serie ttesten in comp e experimenten partiment ICFM MP BE#3. Dit co ompartiment h heeft een lengtte v van 21.7m, een n breedte van 7.1m en een h hoogte van 3.8m. De brandhaaarden in de teesten varieerdeen v van 350kW tot t 2.2MW. Van de compartimeenten die behaandeld worden n in de validatie studie sluit c compartiment het meest aan bij de geometrrie van een parrkeergarage. ICFMP BE#3 h

FFiguur 67: valida atie FDS: resulta aten van de ceilin ng jet temperatu uur voor test seriie ICFMP BE#3 (a aangeduid met 26 i index BE3‐x) ber rekend met een rrekenraster van 10cm

2 25

NUREG 1824 [29 9] – ICFMP BE#3 teest series

Resultaten thermische detectoren In Tabel 27 zijn de tijden opgelijst tot enkele en dubbele detectie bij variërend ventilatiedebiet, RTI waarde en oppervlakte van de brandhaard. Tabel 27: respons thermische detectoren: tijd tot dubbele detectie in functie van extractiedebiet, oppervlakte brandhaard en RTI waarde

SIM

Af [m²]

RTI [ms]‐ 1

g01_21_RTI1

25

g01_22_RTI1

eerste detectie

tweede detectie

Vex [m³/s]

tijd [s]

detector#

tijd [s]

detector#

25

0,811

165

6

175

23

25

25

1,8

178

6

190

23

g01_23_RTI1

25

25

3,6

197

23

200

7

g01_21_RTI2

25

3

0,811

147

6

153

23

g01_22_RTI2

25

3

1,8

137

6

153

23

g01_23_RTI2

25

3

3,6

177

7

179

23

g01_24_RTI1

1

25

0,811

99

6

102

23

g01_25_RTI1

1

25

1,8

103

7

104

24

g01_26_RTI1

1

25

3,6

101

7

103

6

g01_24_RTI2

1

3

0,811

75

6

79

7

g01_25_RTI2

1

3

1,8

79

6

80

23

g01_26_RTI2

1

3

3,6

82

23

82

6

Tijd tot dubbele detectie [s]

250 200 150

RTI=25,Af=25 RTI=3,Af=25

100

RTI=25,Af=1

50

RTI=3,Af=1 0 0

1

2

3

4

Vex [m³/s]

Figuur 68: respons thermische detectoren: tijd tot dubbele detectie in functie van extractiedebiet, oppervlakte brandhaard en RTI waarde

26

Reproductie uit NUREG 1824 FDS validation report, figure 6‐2: Summary of FDS predictions of ceiling jet temperature [29]

91

Temperatuur meetelement [°C]

75 C HD_04

65

C HD_05 55

C HD_06

45

C HD_07

35

C HD_08

25

C HD_21 C HD_22

15 20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

C HD_23

220

C HD_24

Simulatietijd [s]

Figuur 69: sim g01_21_RTI1: respons thermische detectoren met Af=25m², Vex=0.811m³/s, RTI=25(ms)

1/2


75 C HD_04

65

C HD_05 55

C HD_06

45

C HD_07

35

C HD_08

25

C HD_21 C HD_22

15 20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

C HD_23

220

C HD_24

Simulatietijd [s]


1/2


75 C HD_04

65

C HD_05 55

C HD_06

45

C HD_07

35

C HD_08

25

C HD_21 C HD_22

15 20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

220

Simulatietijd [s]

C HD_23 C HD_24


92

1/2


75 C HD_01

65

C HD_02 55

C HD_03

45

C HD_04

35

C HD_05

25

C HD_06 C HD_07

15 20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

C HD_08

220

C HD_09

Simulatietijd [s]



1/2

75 C HD_04

65

C HD_05 55

C HD_06

45

C HD_07

35

C HD_08

25

C HD_21 C HD_22

15 20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

220

C HD_23 C HD_24

Simulatietijd [s]

Figuur 73: sim g01_23_RTI1: respons thermische detectoren met Af=25m², Vex=3.6m³/s, RTI=25(ms)1/2


75 C HD_04

65

C HD_05 55

C HD_06

45

C HD_07

35

C HD_08

25

C HD_21 C HD_22

15 20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

220

C HD_23 C HD_24

Simulatietijd [s]

Figuur 74: sim g01_23_RTI2: thermische detectoren met Af=25m², Vex=3.6m³/s, RTI=3(ms)

93

1/2


75 C HD_04

65

C HD_05 55

C HD_06

45

C HD_07

35

C HD_08

25

C HD_21 C HD_22

15 20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

C HD_23

220

C HD_24

Simulatietijd [s]


Figuur 75: sim g01_24_RTI1: respons thermische detectoren met Af=1m², Vex=0.81m³/s, RTI=25(ms)1/2 75 C HD_04

65

C HD_05 55

C HD_06

45

C HD_07

35

C HD_08

25

C HD_21 C HD_22

15 20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

C HD_23

220

C HD_24

Simulatietijd [s]


1/2


75 C HD_04

65

C HD_05 55

C HD_06

45

C HD_07

35

C HD_08

25

C HD_21 C HD_22

15 20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

220

Simulatietijd [s]

C HD_23 C HD_24

Figuur 77: sim g01_25_RTI1: respons thermische detectoren met Af=1m², Vex=1.8m³/s, RTI=25(ms)1/2

94

temperatuur meetelement [°C]

75 C HD_04

65

C HD_05 55

C HD_06

45

C HD_07

35

C HD_08

25

C HD_21 C HD_22

15 20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

C HD_23

220

C HD_24

Simulatietijd [s]

1/2



75 C HD_04

65

C HD_05 55

C HD_06

45

C HD_07

35

C HD_08

25

C HD_21 C HD_22

15 20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

C HD_23

220

C HD_24

Simulatietijd [s]

1/2

Figuur 79: sim g01_26_RTI1: respons thermische detectoren met Af=1m², Vex=3.6m³/s, RTI=25(ms) 1/2 Figuur 80: sim g01_26_RTI2: respons thermische detectoren met Af=1m², Vex=3.6m³/s, RTI=3(ms)

6.6.5. Detectie tijd versus interventie tijd In plaats van de voorgeschreven normering te volgen voor de plaatsing van de rookmelders, zouden we aan de hand van handberekeningen en simulaties kunnen werken. Dit is mogelijk indien door de bevoegde autoriteit een bepaalde maximum tijd wordt opgegeven voor respons van de detectie installatie op de veronderstelde ontwikkeling van de brandhaard. Deze tijd, tdetectie, zal dan deel uitmaken van het volledig tijdsbestek van detectie tot inzet van de blusmiddelen ter plaatse.

tinterventie=tdetectie+talarmcentrale+tuitruk+trijden+tinzet In de praktijk ligt het moeilijk om een eenduidige eis te krijgen van de bevoegde autoriteit inzake bovenstaande tijden. Om alvast een eerste inschatting te maken van de tijd tot interventie, kunnen we beroep doen op rapporten van statistische gegevens. In een rapport van de Federale Overheidsdienst Binnenlandse Zaken [30] zijn de resultaten

95

weergegeven van een onderzoek in de provincie Antwerpen naar de opkomsttijden van de vrijwillige‐ en beroepskorpsen.

Figuur 81:uitgangspunt ‘snelste adequate hulp’ (wet van 15 mei 2007)

Volgens de hypothese van de wet van 15 mei 2007 inzake de toepassing van het principe ‘snelste adequate hulp’ gaat men uit dat een beroepskorps en een vrijwilligerskorps respectievelijk 2 minuten en 5 minuten na de alarmmelding van de 100 centrale uitrukt. [30] In 2002 werd onderzoek gedaan naar de interventietijden van de korpsen op basis van de inventarisatie van manuele registraties. De resultaten waren als volgt:

Figuur 82: manuele registratie interventietijden brandweer

De auteur van het rapport geeft aan dat de onregelmatigheid in voorgaande grafiek volgt uit het feit dat manueel ingevoerde gegevens, langere tijd na de feiten, niet accuraat kunnen zijn en menselijkerwijze afgerond worden naar 5,10 en 15 minuten. Uit het rapport blijkt dat de gemiddelde opkomsttijd van de Snelste Adequate Hulpoproepen 12 minuten bedraagt voor de provincie Antwerpen, dit op basis van recentere gegevens uit de relatief korte periode van juli 2009 tot november 2009.

96

Ter volledigheid nog een overzicht van de gemiddelde waarden van alle registraties in de periode van juli 2009 tot mei 2010:

Figuur 83: registraties alarm‐ en uitruktijden brandweerkorpsen Antwerpen juli 2009 tot mei 2010

Men zou voor een bepaald ontwerp van parkeergarage het kritische vermogen van de brand, , kunnen bepalen waarbij de brandweer nog tot op 15m van de brandhaard kan komen zonder gehinderd te worden door de rookontwikkeling. De ‘beschikbare’ tijd vanaf het ontstaan van de brand tot het moment dat het vermogen van de brand kritisch wordt, laat ons dan toe om de detectie installatie te dimensioneren zodat:

Deze redenering ligt allicht moeilijk voor de publieke opinie. Bij weinig voorkomende incidenten op publieke plaatsen, zoals brand in een ondergrondse parkeergarage, verlaagt de tolerantie van de gemeenschap ten aanzien van veiligheid aanzienlijk. Het ligt niet voor de hand dat men een vertraging van de detectie zal aanvaarden maar het blijft een mogelijk uitgangspunt voor een brandveilig ontwerp vanuit een performance based fire safety strategy. In het kader van dit proefschrift volgen we voor de projectering van de detectoren de regel van goed vakmanschap in België, namelijk NBN S21‐200 en zijn addenda.

97

Hoofdstuk 7

Rookverspreiding en zicht in rook

7.1 Prestatie eisen gesteld aan RWA in gesloten parkeergebouwen Vanuit het oogpunt van evacuatie na detectie van een brand of vanuit het oogpunt van de mogelijkheid tot benaderen van een brandhaard door de brandweer worden eisen opgelegd aan het RWA systeem om de veiligheid te waarborgen. In afwachting van een Europese norm bestaan er diverse nationale normen die een vertaling maken van deze eisen naar eenduidige een meetbare prestatiecriteria. In de Belgische norm [3] gebruikt men criteria voor rookverspreiding op basis van zones die rookvrij moeten blijven. De toegangsweg voor de brandweer dient ‘rookvrij’ te zijn om een interventie mogelijk te maken. Men gaat uit van een zelfstandige evacuatie van gebruikers voorafgaand aan de inschakeling van het systeem. Men legt een vertragingstijd op van 2 minuten tussen het moment van detectie (onmiddellijk gevolgd door evacuatiesignalen in de parking) en het moment van inschakeling van de RWA installatie. De norm legt geen eisen op aan zichtbaarheid en rookverspreiding tijdens evacuatie maar wel na evacuatie en dit ten dienste van de interventie door de brandweerdiensten. De brandhaard moet tot op 15m benaderbaar zijn via een rookvrije toegangsweg vanaf de openbare weg. De toegangsweg wordt rookvrij beschouwd indien de densiteit van de rook 0,02 / ³.

7.2 Zichtlengte in rook Criteria voor zichtlengte zijn van groot belang voor de veiligheid van personen die moeten vluchten uit het compartiment of voor de veiligheid van interventiediensten die zich in het compartiment moeten begeven op zoek naar een brandhaard en eventuele aanwezige mensen in het gebouw. Zichtlengte hangt af van vele factoren, zoals reflectie en absorptie van licht door de rook partikels, de permanente verlichting in het compartiment, objecten die al dan niet zelf licht uitstralen, de golflengte van het licht, maar ook van individuele factoren zoals scherpte van het zicht, aanpassing van de ogen aan ‘licht’ en ‘donker’ en irritatie van de ogen door rook.

98

Onderzoek door Jin et al. [31] heeft aangetoond dat er een lineair verband bestaat tussen de zichtbaarheid van objecten en de extinction coefficient K. De zichtbaarheid wordt uitgedrukt in [m] en geformuleerd door de letter ‘S’. , met KS=3 voor licht reflecterende objecten en KS=8 voor licht gevende objecten

Figuur 84: zichtlengte versus light extinction coefficient voor niet‐verlichte (KS=3) en verlichte (KS=8) evacuatie borden27

Figuur 85: zichtlengte versus light extinction coefficient 28 voor lichtgevende evacuatie borden

Voor een gekende brandstof en een gekende ventilatieconditie kan de extinction coefficient K berekend worden uit de densiteit van de rook [kg/m³] en de mass extinction coefficient ²/ . .

27

reproductie figuur 2‐13.6 SFPE handbook FPE 4th ed reproductie figuur 2‐4.2 SFPE handbook FPE 4th ed

28

99

(7.1)

(7.2)

.

De waarde van is afhankelijk van de geometrische verdeling van de roetpartikels (size distribution, Figuur 48 p. 64) en de optische eigenschappen van de rook. Deze eigenschappen worden op hun beurt bepaald door voornamelijk de brandstof, de modus van verbranding en de ventilatiecondities aan de brandhaard. [20] Mulholland & Croarkin [32] hebben een overzicht gemaakt van data over vlambranden (flaming fires) in de literatuur. De onderzoekers suggereren voor Km een waarde van 8.7 ± 1.14 m²/g voor rood licht met golflengte 0.649 µm. Men kan ervan uitgaan dat een ontwikkelde brand van een auto gepaard gaat met vlammen die de volledige hoogte van de ondergrondse parkeergarage innemen. In dit geval is het gebruik van de waarde KS=8 voor de hand liggend. In realiteit biedt een opgelegde roetdensiteit in een bepaald punt weinig informatie over de zichtlengte in een bepaalde richting vanuit dit punt. Het is zinvoller om een integratie te doen van de verduistering in elke doorkruiste gridcel in het traject tussen waarnemer en brandhaard. 1

,

∆

. 100%

(7.3)

Beam detectoren werken op het principe van de verduistering over de padlengte. FDS begroot dit met de parameter ‘PATH OBSCURATION’, gedefinieerd tussen twee eindpunten. Rookdensiteit kan worden omgerekend naar verduistering en omgekeerd:

1

.

1

.

%

(7.4)

Met I0 de intensiteit van de lichtbron en Ix de intensiteit op het einde van het pad. Indien de rookdichtheid een constante waarde van 0.02g/m³ zou hebben over een padlengte van 15m, betekent dit in termen van verduistering:

1

. .

1

.

92,6%

(7.5)

In werkelijkheid is de rookdichtheid niet constant over de padlengte. Het is zinvoller om, bij het gebruik van CFD veldmodellen, te werken met een criterium van verduistering over een padlengte om de ‘zichtlengte’ te beoordelen. In de literatuur drukt men verduistering regelmatig uit in optische densiteit. Men gebruikt beter de term demping in plaats van verduistering, gezien de rook het licht kan absorberen, reflecteren of afbuigen. Bij het interpreteren van waarden in de literatuur voor optische densiteit moet men de gebruikte logaritmische schaal indachtig zijn. Er zijn namelijk twee benaderingen om de gevoeligheid van het oog op variatie van lichtintensiteit uit te drukken in termen van optische densiteit:

100

Optische densiteit per eenheid van lengte volgens een tiendelig logaritme: 1

log

(7.6)

Optische densiteit per eenheid van lengte volgens een natuurlijk logaritme: 1

ln

(7.7)

Tussen beide uitdrukkingen zit een factor 2.303 verschil, met /2.3 . Bij berekeningen is het handig om gebruik te maken van optische densiteit omdat dit toelaat om over een niet homogeen (rook) traject eenvoudig de sommatie te maken van de verschillende optische densiteiten. De uitdrukking volgens het natuurlijk logaritme is gekend als de wet van Bouguer, die geldig is voor een constante golflengte λ, met K gedefinieerd als de light extinction coefficient. K is een veelomvattende parameter die de verschillende fenomenen van demping, optredend bij interactie tussen licht en een massa roetpartikels in een volume, tracht te vatten in één getal. De light extinction coefficient K kan worden uitgedrukt als het product van de massa aan roetpartikels in een volume en een specific extinction coefficient . (7.1) is afhankelijk van de brandstof en de ventilatie condities van de brandhaard, die op zich bepalend zijn voor de statistische verdeling van de afmetingen van de individuele roetpartikels en hun optische eigenschappen volgens volgende relatie : 1 Δ Δ

3

2

,

(7.8)

Mulholland & Croarkin [32] onderzochten in 2000 de toen beschikbare data van experimenten met flaming fires en suggereerden een best passende waarde voor diverse brandstoffen:

8.7

m

1.14

(7.9)

De waarde is geldig voor rood licht (λ=0.649µm) en varieert nominaal met 1/ voor andere golflengtes. De waarde Km = 8.7 m²/g wordt momenteel als default waarde gebruikt in het zonemodel CFAST en het veldmodel FDS. NBN S21‐208‐2 bijlage A vraagt een rookvrije zone tot op 15m op de brandhaard. Deze eis wordt wel eens verkeerdelijk geïnterpreteerd als zijnde 15m zichtlengte tot op de brandhaard. Concept NBN S21‐208‐2 bijlage B geeft een maximum waarde op voor de densiteit van roet als zijnde ‘rookvrij’ :

101

0,02

Deze waarde van bijlage B komt goed ongeveer overeen met een zichtlengte van 15m volgens de experimenten van Jin indien C=3 en =8700m²/kg29 We merken op dat bij het gebruik van C=8 de zichtlengte voor een densiteit van 0,02g/m³ oploopt tot: 8 8700.2.10

46

(7.10)

Of voor een zichtlengte van 15m en het gebruik van C=8, bedraagt de toegelaten densiteit: .

8 15.8700

0,06 / ³

(7.11)

We merken op in parkeergarages de gradiënt van de rookdichtheid meestal zeer steil verloopt van minimum naar maximum over een relatief korte padlengte in het domein. Er tekent zich dus een smal grensgebied af tussen de rookvrije zone en een zone met een grote rookdichtheid. Bij plaatselijke versmallingen in het gebouw of door effecten van impulsventilatoren zal de gradiënt minder groot worden.

Figuur 86: sim g01_235: effect versmallingen op gradiënt rookdensiteit HRR=8MW, Vex=96m³/s, schaal rookdichtheid=0.06g/m³

29 research Mulholland & Croarkin: most flaming fuels 102

8700

1100

²/

Figuur 87: sim g01_234: effect versmallingen op gradiënt rookdensiteit HRR=8MW, Vex=96m³/s, schaal rookdichtheid=0.06g/m³

Hoofdstuk 8

CFD simulaties rookverspreiding

8.1 Parameterstudie Voor de geometrie worden telkens berekeningen uitgevoerd met variatie van één van de volgende parameters: -

Warmtevrijstelling brandhaard :1MW tot 8MW Extractiedebiet : 50% 100% in m³/s , Hoogte van transversale balken: 0.25m en 0.5m Hoogte van longitudinale balken: 0.5m Muren aan de ingang van de zone, resulterend in een breedte inlaat: 6, 11,16m

van de opening aan de

De waarde voor 100% , [m³/s] volgt uit de waarde van de vereiste inlaatsnelheid [m/s] om de terugstroming van rookgassen tegen de ventilatierichting in te verhinderen. Om te verhinderen dat de rookgassen in de ceiling jet zich stroomopwaarts kunnen verplaatsen dient het opgelegde ventilatiedebiet ervoor te zorgen dat de snelheid van de aantredende lucht ter hoogte van de ceiling jet even groot is als de snelheid die de ceiling jet stroomopwaarts zou ontwikkelen zonder gehinderd te worden door dit ventilatiedebiet [33]. Met de correlaties van Alpert [19] kan de snelheid in de ceiling jet direct berekend worden op basis van het totale vermogen, de hoogte en de afstand tot het middelpunt van de brandhaard. Deze correlaties zijn geldig voor radiaal ongehinderde ceiling jets, 26% stralingsfractie.

/

0.15:

/

0.15:

.

/

(6.9)

0.95

Met: [m] 103

/

(6.10)

[kW] [m] Voor het rekendomein kijken we na of de correlaties geldig zijn: 8

,

8 ,

8 3

2,67

3 1,22

/

In het geval van een centraal opgestelde brandhaard zijn de snelheden ter hoogte van de wanden nog groter dan 1 m/s. We kunnen dus niet spreken van een ongehinderde stroming, bijgevolg zijn de correlaties niet zonder meer geldig voor onze opzet. Tilley en Merci [18] geven op basis van CFD berekeningen, een analytische uitdrukking aan voor de kritische snelheid die nodig is om de terugstroming van rookgassen stroomopwaarts van de brandhaard tegen te gaan voor een typische garage geometrie. De berekeningen zijn uitgevoerd in een configuratie met volgende maximale afmetingen: lengte 32m; breedte =16m; hoogte=2.4m.

0,196 "

,

,

,

,

(8.1)

[m/s]

In deze studie wordt aangetoond dat de terugstroming [m] van de rookgassen een lineair verband vertoont met het verschil tussen de aanvoersnelheid van de lucht [m/s] en de voorgaande kritische snelheid [m/s] volgens volgend lineair verband:

[m]

(8.2)

De waarde [s] in de uitdrukking is nagenoeg onafhankelijk van: -

: oppervlakte brandhaard : hoogte van de parking : breedte van de parking

1 1,8 12

26 3 32

[m²] [m] [m]

, zodat 111. " [s] (8.3) met " [kW/m²] het convectieve deel van de HRR per eenheid oppervlakte warmte vrijstelling.

Voor de bepaling van de waarde van 100% uitdrukking.

,

in het CFD model gaan we uit van voorgaande

We merken op dat in voorgaande studie de brandhaard in het midden van de ruimte stond. Bij adiabate condities in het rekendomein en een uniforme temperatuur over de extractie opening kan het kritisch extractiedebiet , afgeleid worden van de kritische snelheid :

,

,

.

.

,

. .

.

.

[m³/s]

(8.4)

met

104

1,226

,

1

.

8.2 CFD model De CFD simulaties worden uitgevoerd met FDS v5.5.3. Het turbulentie model is een standaard Smagorinsky LES model.

8.2.1. Parameters in het standaard Smagorinsky LES model van FDS v5.5.3 In de simulaties worden de standaard waarden voor de Smagorinsky constante 0.2 , het turbulent Prandtl getal 0.5 en het turbulent Schmidt getal 0.5 aangehouden. Een juiste keuze van deze parameters is belangrijk omdat ze rechtstreeks gerelateerd zijn aan de berekeningen van het stromingsveld en de locatie van de vlam van de brandhaard. De Smagorinsky constante is een parameter die gebruikt wordt voor de modellering van kleine schaal turbulentie in LES, de zogenaamde sub‐grid scale. De lengteschaal in LES is onvoldoende klein om alle wervels te resolveren. Men is uiteraard vrij om zeer kleine lengteschalen te gebruiken maar dan worden de rekentijden al snel onaanvaardbaar voor praktische toepassingen. Het Smagorinsky sub‐grid turbulentie model behandelt de wervels die kleiner zijn dan de gebruikte lengteschaal in LES. Het model introduceert een turbulente viscositeit (dynamic flow viscosity) die maatgevend is voor de dissipatie van de turbulente energie van de wervels kleiner dan de lengteschaal ∆ in het domein. Het model gaat er impliciet van uit dat kinetische energie steeds van de geresolveerde wervels naar de kleine sub‐grid wervels gaat om daarna gedissipeerd te worden. Δ ²| |

(8.5)

Met ∆ de lengteschaal van het LES model, een parameter | | die functie is van snelheidsgradiënten in een cel, ρ de plaatselijke densiteit en CS de constante van Smagorinsky.

| |

2 2 3

(8.6)

Het verhogen of verlagen van voor een bepaald grid heeft rechtreeks impact op de turbulente viscositeit. De turbulente viscositeit wordt ook gebruikt bij de berekening van het turbulent Pradtl getal en het turbulent Schmidt getal die respectievelijk de conductie en de massa diffusie in het model bepalen. Laatstgenoemde getallen hebben op hun beurt invloed op de temperatuursverdeling en de locatie van de vlammen in de nabijheid van de brandhaard. Een keuze van een ideale waarde voor kan pas gebeuren als het karakter van de stroming gekend is. Kim [34] citeert waarden voor uit de literatuur voor een aantal stromingen: 105

0.23 voor simulaties met afnemende turbulentie 0.12 à 0.14 voor mixing layer flows

-

0.1 voor channel flows

Een universele waarde voor bestaat dus niet, temeer zal het karakter van de stroming voor één beschouwd geval verschillend zijn op verschillende plaatsen in het domein, in het geval van een parkeergarage bijvoorbeeld het gebied stroomopwaarts van de brand, een gebied in de nabijheid van de brand en een gebied stroomafwaarts van de brand. Ervaring tot op vandaag heeft aangetoond dat het standaard Smagorinsky LES model in FDS de beste resultaten oplevert wanneer de Smagorinsky constante zo laag mogelijk gekozen wordt maar hoog genoeg blijft om geen numerieke onstabiliteit te veroorzaken. Dit impliceert dat de meest realistische stromingsvelden worden bereikt wanneer geresolveerde wervels niet gedempt worden door excessieve hoeveelheden artificiële viscositeit. [35] In een studie van Kim [34] over de validatie van FDS (v4) voor de modellering van kritische ventilatiesnelheden in tunnels wordt geconcludeerd dat de keuze van 0.20 het beste compromis betekent tussen de terugstroomlengte van de rook en grootheden (voornamelijk snelheid en temperatuur) stroomafwaarts van de brandhaard. In deze studie werden resultaten van FDS vergeleken met experimentele data van de Memorial tunnel. De studie legt de focus op de sensitiviteit van het model aan parameters als rekenraster afmetingen en de constanten voor de modellering van turbulente viscositeit, conductie en massa diffusie. Kim kwam tot de vaststelling dat de terugstroomlengte in FDS veel groter was dan in werkelijkheid bij een keuze van 0.20 voor transiënte waarden van de ventilatiesnelheid. Echter, voor steady‐state situaties waren de resultaten aanvaardbaar voor de onderzoekers. Hoewel de geometrie van een tunnel niet kan vergeleken worden met een parkeergarage, geven de bevindingen van Kim aan dat er in FDS voorzichtig moet omgesprongen worden met transiënte snelheden die opgelegd worden aan het model. Kim concludeerde dat het inschakelen van de baroclinic torque correction in het FDS model een significante verbetering betekende voor de resultaten van terugstroming van rookgassen. Dit kon verklaard worden door het optreden van vortexen in de ceiling jet die de menging van de hete rookgassen met de koude ventilatielucht bevorderen. De vortexen kunnen optreden op plaatsen waar de druk‐ en densiteitsgradiënten niet overeenstemmen ten gevolge van de snelheid. [23] We merken op dat de optie voor baroclinic torque correction standaard ingeschakeld is vanaf FDS versie 5.5 terwijl dit in vorige versies niet het geval was.

8.2.2. Parameters verbrandingsmodel De verbranding wordt gemodelleerd door een mengfractie model dat vertrekt van de veronderstelling dat verbanding louter door de samenstelling van het mengsel wordt gecontroleerd dus niet door (vertraging) van de onderliggende tussenstappen in de chemische processen die bij verbranding optreden. FDS lost in het mengfractie model de transportvergelijkingen op voor één gasvormige brandstof en de vooraf gedefinieerde verbrandingsproducten. De standaard koolwaterstof brandstof in FDS is 106

. De reactie van een andere gasvormige brandstof kan via de invoer van de basis propaan stochiometrie voor deze brandstof ingevoerd worden. Voor het onderzoek van rookbeweging is de thermische energie van de brandhaard de primaire grootheid zodat we genoegen nemen met propaan als surrogaat brandstof voor de wagen. De rookproductie in FDS wordt gemodelleerd door een vaste massa fractie van de verbruikte brandstof om te zetten in roet partikels, ingevoerd via de parameter ‘soot yield’. De aangenomen waarde voor de simulaties is 0.22kg/kg, een waarde die ook wordt voorgeschreven in de NBN [3]. De verbruikte brandstof wordt door FDS berekend uit de HRR via de verbrandingswaarde, ingevoerd via de parameter ‘heat of combustion’. De aangenomen waarde voor de simulaties is 24MJ/kg. Straling wordt niet berekenend in de simulaties. Het convectief vermogen wordt opgelegd als zijnde een vaste fractie (66%) van het totale vermogen. Warmte verliezen naar de wanden worden uitgeschakeld door adiabate randvoorwaarden op te leggen.

8.2.3. Bepaling van de geometrie voor de simulaties We onderzoeken de invloed van de HRR en het ventilatiedebiet op de terugstroming van rookgassen in het compartiment. Hiervoor beschouwen we een veel voorkomende geometrie met een oppervlakte van 62,5 m x 16 m en een hoogte van 3m. Een rechthoekige vorm met parkeerplaatsen van 5mx2,5m en een centraal rijvak met breedte 6m. Een vrije hoogte van 3m is een vrij grote waarde voor een ondergrondse parking maar deze keuze wordt gemaakt om later ook de invloed van balken te kunnen nagaan zonder de basisgeometrie te moeten wijzigen. De oppervlakte van 1000m² stemt overeen met de maximale grootte van een RWA zone in de NBN. [2] Het rekendomein is uitgebreid met 6m aan de ingang en met 6m aan de uitgang om de invloed van de grens van het rekendomein op de stroming te voorkomen. De keuze voor een hoogte h=3m is conservatief in relatie tot de terugstroming van rookgassen. Bij stijgende hoogte zal het momentum van de rookpluim boven de vuurhaard toenemen door de thermiek (buoyancy). Het overgedragen momentum naar de ceiling jet vereist een hogere kritische snelheid om deze tegen te houden. We zitten dus aan de veilige kant. . . Voor een bereik h=1.8m tot h=3.0m betekent dit dat de Tilley & Merci [18] vonden dat kritische snelheid maximum 13% lager wordt wanneer de hoogte afneemt van 3m tot 1.8m..

De brandhaard situeert zich in een vlak van 5m x 5m op vloerniveau, tegen de muur. We gaan ervan uit dat de brand gepaard gaat met verlies van brandstof, gesmolten plastics of rubber die zich op het niveau van de vloer bevinden en daar deelnemen aan de brand. In relatie tot de kritische snelheid is dit een conservatieve aanname want de opstijghoogte van de pluim is dan maximaal.

107

Figuur 88: geometrie parkeergarage

De NBN limiteert het vloeroppervlak van een RWA zone tot 1000m². [2] Voor de definitie van een ‘RWA zone’ verwijzen we naar enkele paragrafen uit de norm: RWA zone §3.10: ‘Zone van de parking waar de brandende wagen zich bevindt en waarvan de toegang vanaf de openbare weg door het RWA‐systeem rookvrij wordt gehouden’. Opmerking: volgens deze definitie zou een brandhaard in het geval van bovenstaande geometrie op 62,5m van de toegang tot de zone kunnen liggen en bijgevolg niet bereikbaar zijn voor de brandweer.

Rookvrije toegangsweg §3.7: ‘Traject, binnen het parkeergebouw, vanaf de openbare weg tot in de nabijheid van de brandhaard, dat rookvrij wordt gehouden en dat de tussenkomst van de hulpdiensten in veilige omstandigheden toelaat’. Nabijheid van de brandhaard § 5.2.2: In het geval van RWA met horizontale ventilatie wordt het criterium ‘nabijheid van de brandhaard’ gedefinieerd als maximaal 15m. In een nota wordt aangegeven dat de afstand van minder dan 15m nodig is om de brandhaard met de waterstraal van de brandweerlans te kunnen bereiken.

Door randvoorwaarden te stellen aan de situering van inlaat‐ en uitlaatopeningen wordt nagestreefd dat de brandhaard voldoende zal aangestroomd worden door het opgelegde ventilatiedebiet om terugstroming van rookgassen te beperken. Om later in deze studie een vergelijking mogelijk te maken tussen de resultaten van de berekeningen en de prescriptieve eisen werd voor een rechthoekige geometrie gekozen met dezelfde oppervlakte als de maximale oppervlakte in de NBN, namelijk 1000m². In bijlage A van de NBN [2] worden de prescriptieve voorwaarden vermeld waaraan een ontwerp met horizontale mechanische ventilatie moet voldoen om verondersteld te worden aan de functionele vereisten te voldoen (deemed tot satisfy solution).

108

8.2.4. Bepaling van het rekenraster Het rekendomein wordt verdeeld in rechthoekige cellen van 25x25x12.5 cm met een totaal aan 457728 cellen.

Figuur 89: rekenraster g01 volledig compartiment (457728 cellen van 25x25c12.5 cm)

Boven de brandhaard liggen 24 cellen. Langs elke zijde van de brandhaard liggen 20 cellen. We benoemen bovenstaande geometrie verder in dit werk met g01. Bij de keuze van een geschikt rekenraster voor het simuleren van thermisch gedreven rookpluimen (buoyant plumes) vertrekken we van de karakteristieke diameter van de brandhaard: /

∞.

.

∞.

(8.7)

De verhouding van de karakteristieke diameter van de brandhaard op de afmeting van de cellen in het rekenraster geeft aan hoe goed het stromingsveld wordt geresolveerd. [23] De verhouding van de karakteristieke diameter op de afmeting van een zijde van een cel is een maat voor het aantal cellen langs de omtrek van de (karakteristieke) brandhaard. Om de inmenging van lucht in de rookpluim goed te resolveren zijn er voldoende cellen nodig. In opdracht van de U.S. Nuclear Regulatory Commission zijn in 2006 een uitgebreide reeks experimenten uitgevoerd in ruimten die typisch zijn voor een kerncentrale [29]. In de studie werden de experimentele resultaten vergeleken met simulaties in FDS v4.06 teneinde het model te valideren voor de geometrie van de ruimten. De resultaten zijn opgenomen in de validatie gids van FDS. De gevoeligheid van de simulaties voor de afmetingen van de rekencellen werden in detail bekeken voor uiteenlopende geometrie en dito brandhaarden. In dit document wordt geconcludeerd dat een ratio van 5 à 10 voor een aanvaardbaar compromis is tussen rekentijden en aanvaardbare resultaten. bepaalde richting. 109

staat voor de afmeting van een cel in een

Tabel 28 geeft voor het gebruikte rekenraster in g01 een overzicht van de verhoudingen in de verschillende richtingen x,y en z. Voor onze keuze van celafmetingen voldoen we aan de richtlijn voor vermogens vanaf 2MW. Tabel 28: verhouding van karakteristieke diameter op rekencel afmeting x

y

z 0,125

HRR

D*

0,25

0,25

1

1,0

4

4

8

2

1,3

5

5

10

3

1,5

6

6

12

4

1,7

7

7

13

5

1,8

7

7

15

6

2,0

8

8

16

7

2,1

8

8

17

8

2,2

9

9

18

Figuur 90: detail rekenraster g01 brandhaard, 25cmx25cmx12.5cm (x‐y‐z)

Er worden berekeningen gedaan voor 8 verschillende waarden van de HRR, gaande van 1MW tot 8MW totaal. Voor elke waarde van de HRR worden minimaal 10 berekeningen uitgevoerd telkens voor een waarde van het extractie debiet gaande van 50% tot 150% van een schatting van het kritisch extractiedebiet. Het extractiedebiet wordt telkens berekend door de convectieve warmtevrijstelling in het compartiment in rekening te brengen. In totaal worden ongeveer 80 CFD berekeningen uitgevoerd met een simulatietijd die ligt tussen 120s tot 150s. Waar nodig worden nog meer berekeningen uitgevoerd met tussenliggende waarden voor het extractiedebiet om betere correlaties te bekomen. De HRR en het extractiedebiet worden bij elke simulatie lineair opgevoerd in de eerste 10 seconden tot hun maximum waarde om onstabiliteit van het rekenschema door plotse energievrijstellingen te vermijden. 110

We gebruiken het criterium ‘rookdensiteit’ om de grens te bepalen van de terugstroming. Refererend naar de NBN [3] nemen we als criterium dat de massafractie van roet in lucht kleiner moet zijn dan 0.02g/m³: De grens van terugstroming ligt dus op

0.02 / ³ .

De terugstroming wordt per simulatie visueel beoordeeld, zoals aangegeven in Figuur 91 tot Figuur 97. De snede ligt op een zichthoogte van 1.75m. Op de figuren is duidelijk te zien dat de grens zich pas stabiliseert na 100s . Voor grotere vermogens is nog meer tijd nodig om tot een stabiele situatie te komen. We gebruiken Smokeview 5.5.3 (rev 7051) voor de visualisaties van de resultaten van de berekeningen.

111

Figuur 91: sim g01_289 na 4s







8.3 Configuratie met vlak plafond

112

8.3.1. Terugstroming versus extractiedebiet De resultaten van alle simulaties in geometrie 01 met een vlak plafond zijn weergegeven in Figuur 98 tot Figuur 105. HRRt=2MW

30 25 20 15 10 5 0

40 30 d [m]

d [m]

HRRt=1MW

20 10 0

20,00

30,00

40,00

50,00

20,00

30,00

Vex [m³/s] y = ‐0,9137x + 44,571 d*

40,00

50,00

60,00

Vex [m³/s] y = ‐1,1152x + 65

Lineair (h 1.75)

d*

Lineair (h 1.75)

Figuur 98: g01 geen balken HRR=1MW d/Vex


HRRt=4MW

50 40 30 20 10 0 30,00

d [m]

d [m]

HRRt=3MW

40,00

50,00

60,00

50 40 30 20 10 0 40,00

70,00

50,00

70,00

80,00

Vex [m³/s] y = ‐1,2667x + 96,638

Vex [m³/s] y = ‐1,0084x + 69,048 d*

60,00

d*

Lineair (h 1.75)

Lineair (h 1.75)



HRRt=6MW

40

40

30

30 d [m]

d [m]

HRRt=5MW

20

20

10

10

0

0

50,00

60,00

70,00

80,00

90,00

60,00

70,00

Vex [m³/s] y = ‐1,5062x + 121,14 d*

80,00

90,00

Vex [m³/s] y = ‐1,4512x + 124,71

Lineair (h 1.75)

d*

Lineair (h 1.75)


113


HRRt=8 MW

50 40 30 20 10 0

40 30 d [m]

d [m]

HRRt=7MW

20 10 0

60,00

70,00

80,00

90,00

100,00

70,00

80,00

Vex [m³/s] y = ‐1,373x + 126,38 d*

90,00

100,00

Vex [m³/s] y = ‐1,4832x + 143,67

Lineair (h 1.75)

d*

Lineair (h 1.75)



Voor elke waarde van de HRR passen we lineaire regressie toe om tot een uitdrukking te komen van de vorm . In een tweede stap wordt terug lineaire regressie toegepast voor alle bekomen waarden van a en b om tot een uitdrukking te komen van de vorm:

Tabel 29: lineaire regressie d* g01 geen balken a

b

HRRt

HRRc

a1

b1

a2

-0.9137086

44.5714286

1

0.66 -0.1234324 -0.8981138

-1.1152416

65

2

1.32

-1.0084133

69.047619

3

1.98

-1.2667

96.638

4

2.64

-1.5062

121.14

5

3.3

-1.4512

124.71

6

3.96

-1.373

126.38

7

4.62

-1.4832

143.67

8

5.28

21.502149

b2 35.033248

We komen tot volgende uitdrukking voor d na lineaire regressie:

35

21.5

0.12

0.9

(8.8)

is het convectief deel van de totale HRR uitgedrukt in MW. De fractie straling bedraagt 34% en is een constante waarde voor alle berekeningen.

114

6.000

0,45

HRR [kW]

0,35

4.000

0,30 0,25

3.000

0,20

2.000

0,15 0,10

1.000

massaverlies [kg/s]

0,40

5.000

HRR RAD_LOSS CONV_LOSS BURN_RATE

0,05

0

0,00 0

20

40

60

80

100

120

140

simulatietijd [s]

Figuur 106: g01 verloop energiewaarden en massaverlies in een simulatie met HRR=5MW

Het verloop van d stemt na de regressie nog goed overeen met de resultaten van de simulaties voor d zoals te zien in Figuur 98 tot Figuur 105 (rode lijn voor d na regressie).

8.3.2. Kritisch extractiedebiet Het kritisch extractiedebiet uitgezet in functie van de convectieve HRR geeft volgend machtsverband:

,

55.8

.

(8.9)

Het kritisch extractiedebiet , (d*=0) volgt de convectieve warmtevrijstelling volgens een 1/3 macht met een voorfactor van 55.8. Voor een terugstroming van maximum 15m bekomen we een machtverband met een kleinere voorfactor en een grotere exponent:

15

,

41.13

.

(8.10)

Figuur 107 geeft het grafische verloop van het extractiedebiet voor verschillende terugstroomlengtes in functie van de convectieve warmtevrijstelling

115

120 100

y = 55,831x0,317 R² = 0,9944

Vex [m³/s]

80

0

60 40

y = 41,126x0,4416

5

R² = 0,9984

10

20

15

0 0

1

2

3

4

5

6

HRRc [MW]

Figuur 107: g01: vereist extractie debiet in functie van de HRRc voor een terugstroming d van max 0, 5, 10 en 15m

8.3.3. Terugstroming versus snelheid stroomopwaarts van de brandhaard In de literatuur zijn voor tunnels vele correlaties terug te vinden die een verband uitdrukken tussen de kritische snelheid en de fysische eigenschappen van de brandhaard, met als voornaamste eigenschap het vrijgestelde vermogen. Om een vergelijking te maken tussen de resultaten van de parkeergarage geometrie 01 en de correlaties voor tunnels zetten we de terugstroom uit ten opzichte van de snelheid stroomopwaarts van de brandhaard. De snelheid wordt omgerekend uit het gemeten debiet in het CFD model aan de ingang van de RWA zone (x=6m). Het verloop van de energiewaarden en het ventilatiedebiet voor een HRR van 5MW zijn weergegeven in Figuur 71. 6.000

100 80 70

HRR [kW]

4.000

60 3.000

50 40

2.000

30 20

1.000

ventilatie debiet [m³/s]

90 5.000

HRR CONV_LOSS V_in V_out

10 0

0 0

20

40

60

80

100

120

140

simulatietijd [s]

Figuur 108: g01 verloop energiewaarden en ventilatiedebiet bij HRR=5MW

We passen opnieuw de werkwijze toe van paragraaf 8.3.1 om tot een uitdrukking te komen voor de terugstroom lengte d. 116

HRRt=2MW

30 25 20 15 10 5 0

d [m]

d [m]

HRRt =1MW

0,40

0,60

0,80

1,00

30 25 20 15 10 5 0 0,40

1,20

0,60

0,80

vin [m/s]

1,20

vin [m/s]

y = ‐40,403x + 40,672 d*

1,00

y = ‐48,68x + 55,908

Lineair (h 1.75)

d*

Lineair (h 1.75)

Figuur 109: g01 geen balken HRR=1MW d/vin


HRRt=4MW

35 30 25 20 15 10 5 0

40 30 d [m]

d [m]

HRRt=3MW

20 10 0

0,60

0,80

1,00

1,20

1,40

0,80

1,00

vin [m/s]

vin [m/s] d*

Lineair (h 1.75)


HRRt=6MW

30 25 20 15 10 5 0

d [m]

d [m]

HRRt=5MW

1,20

1,30

1,40

1,50

Lineair (h 1.75)

117

1,20

1,30

1,40

1,50

vin [m/s]

y = ‐68,909x + 101,81


30 25 20 15 10 5 0 1,10

vin [m/s] d*

Lineair (h 1.75)


1,10

1,40

y = ‐69,826x + 97,841

y = ‐50,376x + 65,417 d*

1,20

y = ‐69,548x + 107,81 d* Lineair (h 1.75)


1,60

HRRt=8MW

30 25 20 15 10 5 0

d [m]

d [m]

HRRt=7MW

1,20

1,30

1,40

1,50

1,60

35 30 25 20 15 10 5 0

1,70

1,20

1,30

1,40

vin [m/s]

1,50

1,60

1,70

vin [m/s] y = ‐80,382x + 134,84

y = ‐76,103x + 123,01 d* Lineair (h 1.75)

d*

Figuur 115:g01 geen balken HRR=7MW d/vin

Lineair (h 1.75)

Figuur 116:g01 geen balken HRR=8MW d/vin

Na lineaire regressie wordt een uitdrukking gevonden voor d in functie van vin: 30.6

20.31

8.54

37.66

(8.11)

8.3.4. Kritische snelheid Figuur 80 geeft het verloop van de oplossing van deze vergelijking voor d=0. d=0

y = 1,11x0,2417 R² = 0,9979

1,8

vin [m/s]

1,6 1,4 1,2 1 0,8 0

1

2

3

4

5

6

HRRc [MW]

Figuur 117: g01 geen balken: kritische snelheid v_in,cr / HRR

We vinden een machtsverband van de vorm:

1.11

.

/

(8.12)

De terugstroom uitgezet in functie van het verschil tussen de kritische snelheid en de aangelegde snelheid geeft een lineair verband van de vorm . Figuur 118 geeft aan dat de helling van de rechte toeneemt met toenemende HRR. 118

De waarde voor a is dus afhankelijk van het vermogen en neemt toe met toenemend vermogen (Figuur 119). We bekomen voor a een uitdrukking van de vorm: 37.66

8.542

Waaruit volgt dat 8.54

(8.13)

37.66

(8.14)

35

0,66

30 1,32

d [m]

25

1,98

20 15

2,64

10

3,3

5

3,96

0

4,62 0,00

0,10

0,20

0,30

0,40

0,50

0,60 5,28

vcr‐vin [m/s]

Figuur 118: terugstroom in functie van (v_cr ‐ v_in) bij verschillende HRR

90

y = 8,542x + 37,659

a [s]

80 70 60 50 40 0

1

2

3

4

5

6

HRRc [MW]

Figuur 119: helling rechte voor terugstroom (waarde voor a) in functie van HRRc

8.3.5. Conclusie We hebben de relatie onderzocht tussen de terugstroming van rookgassen enerzijds en het extractiedebiet en de kritische snelheid anderzijds in een typische geometrie van een gesloten parkeergarage met vlak plafond. De brandhaard in het model simuleert 2 brandende wagens die tegen de muur geparkeerd staan over een totale oppervlakte van 5m bij 5m. Voor het kritisch extractiedebiet vonden we dat

119

,

55.8

.

³/

.

Voor een extractiedebiet waarbij de terugstroom maximaal 15m bedraagt vonden we dat 41.13

.

³/

,

.

We hebben de relatie onderzocht tussen de terugstroming van rookgassen en de ventilatiesnelheid in een typische geometrie van een gesloten parkeergarage. We vonden een lineair verband tussen de terugstroming d en het verschil tussen kritische snelheid en ventilatiesnelheid van de vorm: . .

Voor de kritische snelheid vonden we dat 1.11 / Voor de waarde van a vonden we een afhankelijkheid van de HRR volgens 37.66 .

. 8.542

v_in,cr [m/s]

We vergelijken onze resultaten met het kritisch extractiedebiet volgens Tilley: 1,80 1,70 1,60 1,50 1,40 1,30 1,20 1,10 1,00 0,90 0,80

y = 1,0686x0,28 vin,cr vrij (Tilley) vin,cr muur y = 1,11x0,2417 0

2

4

6

HRRc

Figuur 120: kritische snelheid voor een vlak plafond, vergelijking met correlatie van Tilley

De correlatie van Tilley is bepaald op basis van een brandhaard in het midden van het domein. Wanneer we deze uitzetten ten opzichte van onze resultaten in Figuur 120 zien we dat de curven zeer dicht bij elkaar liggen. De ligging van de brandhaard heeft duidelijk een invloed op de kritische snelheid. Beide curven vallen samen bij een convectieve HRR van 2.64MW. Door de brandhaard tegen de muur te plaatsen bekomen we een hogere kritische snelheid bij lage vermogens. Wanneer we naar grote vermogens gaan, bekomen we een lagere kritische snelheid.

120

8.4 Kritische snelheid en terugstroming in tunnels 8.4.1. Literatuur Eerder hebben we aangegeven dat we de resultaten in dit onderzoek voor de kritische snelheid vergelijken met de correlaties uit de literatuur voor tunnels. Thomas Thomas kwam in zijn studie over terugstroming in tunnels tot de definitie van een kritisch Froude getal: ∆

(8.15)

1 en suggereerde een vergelijking voor de

Thomas stelde dat er geen terugstroom was bij kritische snelheid:

/

(8.16)

Kennedy Kennedy stelde een formule voor gelijkaardige aan deze van Thomas:

/

met

(8.17)

Men vond in experimenten van Lee dat waarde voor het kritisch Froudegetal in de vergelijking van Kennedy tussen de grenzen 4.5 6.7 moest begrepen zijn om tot een aanvaardbare overeenkomst te komen met experimentele vaststellingen. Kennedy stelde voor om de waarde 4.5 te nemen in zijn vergelijking. Deberteix Deberteix suggereerde, op basis van experimenten op een schaalmodel van de metro in Parijs, dat de terugstroming verdween wanneer het kritisch Richardson nummer kleiner werd dan 1 met 121

∆

(8.18)

We merken het verband op tussen het kritisch Froude getal en het kritisch Richardson nummer:

∆

1

(8.19)

Deberteix stelde een dimensieloze terugstroomlengte voor (backlayering length l*) die functie was van het Richardson nummer:

/

7.5

1

(8.20)

Gezien de experimenten van Deberteix uitgevoerd zijn met telkens dezelfde hoogte is er evenwel geen experimentele basis om deze vergelijking te gebruiken voor andere hoogtes. Oka & Atkinson Oka en Atkinson stelden na een aantal kleine schaal experimenten een vergelijking op voor de dimensieloze kritische snelheid :

0.12

0.12

(8.21)

0.12

8

met

/

/

(8.22)

(8.23)

(8.24)

en 0.22

0.38

varieert met de locatie van de brandhaard en de geometrie van de doorsnede van de tunnel. Li et al. Li voerden experimenten uit op 2 schaalmodellen: een tunnel met vierkant doorsnede en een tunnel met deels afgeronde wanden. Ze vonden volgende dimensieloze relaties geldig voor beide schaalmodellen: Dimensieloze kritische snelheid

122

: 0.81

/

, 0.43,

0.15 0.15

(8.25)

Voor de bepaling van het kritisch Froude getal stelde Li volgende vergelijking voor:

1.15

1.15, 3.7

0.15 0.15 ,

0.15

(8.26)

De relatie voor het kritisch Froude getal is geldig voor 70% convectieve fractie van het totaal vermogen. Dimensieloze terugstroom lengte (dimensionless backlayering length):

/ 18.5 ln 0.81 / 18.5 ln 0.43/

, ,

0.15 0.15

(8.27)

Li definieerde een dimensionless confinement velocity:

Men dient dit getal te verstaan als de verhouding van de actuele snelheid op de kritische snelheid in hun dimensieloze vorm. Bij een verhouding kleiner dan 1 zal er dus terugstroming zijn tot op een zekere afstand van de brandhaard. Men zou de term kunnen vertalen naar het Nederlands als dimensieloze begrenzing snelheid. De onderzoekers vonden voor hun experimenten een correlatie tussen de dimensieloze terugstroming en de waarde voor : .

(8.28)

Wu & Bakar Wu & Bakar stelden dat de theorieën gebaseerd op het behoud van het Froude getal een tekortkoming hadden omdat ze essentieel één dimensionaal zijn, met de tunnel hoogte als karakteristieke lengte, en bijgevolg geen rekening houden met de breedte van de tunnel. Een variante voor de dimensieloze kritische snelheid en de dimensieloze HRR werd voorgesteld met de ‘hydraulische hoogte’ als karakteristieke lengte:

4.

(8.29)

V

V gH

(8.30)

123

Q

Q ρ C T

gH

(8.31)

Wu & Baker vonden na het gebruik van de hydraulische diameter eenzelfde vorm voor de correlatie tussen en . De vorm was gelijk voor experimenten met 5 verschillende tunnels op schaal, elk met een verschillende hoogte/breedte verhouding variërend van 1.84 tot 0.25. Men stelde vast dat het verloop van ten opzichte van en een constant gedeelte, met een drempelwaarde voor de waarde van constant.

0.40 0.20

/

/

, 0.40 ,

opgedeeld was in een stijgend gedeelte 0.20 . Vanaf de drempelwaarde blijft

20 20

(8.32)

De reden voor het bestaan van een constante ‘super kritische snelheid’ bij waarden 20 wordt door de onderzoekers verklaard door een beschouwing van de vorm van de vlammen en de rookpluim boven de brandhaard in functie van het vermogen. Naar analogie met de vrije pluimtheorie van McCaffrey [36] wordt de regio van de brandhaard ingedeeld in 3 zones: persistente vlammen, intermitterende vlammen en rookpluim. De drempelwaarde zou optreden wanneer de intermitterende vlammen het plafond bereiken. Op dat moment zou de snelheid in de ceiling jet een constante waarde aannemen gelijk aan de snelheid in de intermitterende vlam. Tegelijkertijd zou de snelheid van de aangevoerde verse ventilatielucht ter hoogte van de brandhaard toenemen met toenemende HRR door ‘verkleining’ van de doorsnede te wijten aan thermische blokkering. (Figuur 121:sim g01_174 versnelling ventilatielucht boven brandhaard, p124) Bij kritische ventilatie condities kan de tunnel longitudinaal verdeeld worden in drie secties: verse lucht sectie, brandhaard sectie en stroomafwaartse rook sectie. In elke sectie is de gemiddelde hydraulische hoogte de karakteristieke lengte voor de stroming. Deze laatste bevinding was de aanleiding voor het gebruik van een hydraulische hoogte in de formuleringen van Wu en Bakar. [37]

Figuur 121:sim g01_174 versnelling ventilatielucht boven brandhaard door thermische blokkering tegen het plafond

124

8.4.2. Vergelijking parking met tunnel Li De experimenten van Li zijn uitgevoerd op een 2 schaalmodellen met een typische tunnel geometrie. Met behulp van Froude modellering zijn de data van snelheden en vermogen omgezet in dimensieloze groepen met de hoogte als karakteristieke lengte. De werkwijze bestaat erin dat het Froude getal bij de schaling behouden blijft zonder behoud van het Reynolds getal maar dat men het Reynolds getal voldoende hoog houdt zodat de stroming turbulent blijft. Het Froude getal karakteriseert de verhouding van de impuls op de thermiek in de pluim. Om de vergelijkingen uit het experiment van Li te vergelijken met de resultaten van de parking brengen we ze eerst in dezelfde vorm. De kritische snelheid in de parking wordt dimensieloos gemaakt door volgende bewerking:

(8.33)

Daarna maken we het vrijgestelde vermogen dimensieloos door volgende bewerking: /

(8.34)

We nemen voor de parking het totale vermogen omdat de vergelijkingen van Li ook op het totale vermogen gebaseerd zijn. Het rapport van Li geeft aan dat de onderzoekers uitgaan van een convectieve fractie van ongeveer 70%, hetgeen nauw aansluit met het simulatiemodel waar de convectieve fractie 66% bedraagt. In Figuur 122 is het verloop aangegeven van de dimensieloze kritische snelheid ten opzichte van het dimensieloos vermogen, zowel voor de parking als voor de resultaten van Li. We vinden voor de parking een verband van de vorm

0.37

.

(8.35)

Het verschil met de resultaten van Li varieert van 40% tot 80% voor vermogens in het bereik van 1MW tot 8MW. De waarden van Li zijn systematisch groter dan deze van de parkeergarage. Deze trend zou kunnen resulteren uit de het grote verschil in geometrische verhoudingen. De ratio hoogte/breedte van de tunnel is ongeveer gelijk aan één waar de ratio van de parking 0.19 bedraagt. De pluim heeft bij de parkeergarage relatief meer zijdelings ruimte om uit te spreiden dan in de tunnel waardoor het resulterend momentum van de ceiling jet tegengesteld aan de ventilatierichting lager zal zijn . 125

De gebruikte Froude modellering heeft in de literatuur zeer goede resultaten opgeleverd voor vrije pluimen zoals in atria [38]. We vermoeden dat het verband minder sterk is voor situaties waar de pluim sterk wordt gehinderd door lage plafonds en wanden. We merken op dat we voor de parkeergarage geen drempel waarnemen. In de vergelijking van Li bestaat er een drempelwaarde voor bij 0.15.

dimensieloze kritische snelheid

0,5 0,45 0,4 0,35 0,3 0,25 0,2 0,15 0,1 0,05 0 0,000

y = 0,3682x0,2417 R² = 0,9979 g01 (Li et al)

0,100

0,200

0,300

0,400

0,500

dimensieloze HRR

Figuur 122: g01: dimensieloze kritische snelheid versus dimensieloze HRR (Li et al)

Li vond een correlatie (correlatie coëfficiënt =0.948) tussen de dimensieloze terugstroming en de waarde voor

:

. In Figuur 123 trachten we eenzelfde correlatie te vinden voor de parkeergarage. De vette lijn geeft de relatie van Li aan.

Voor de parkeergarage houdt de exponentiële relatie voor de verschillende vermogens redelijk stand echter met een dalende exponent bij stijgend vermogen. De relatie van Li lijkt op de figuur ongeveer het midden te houden tussen de 2 extreme vermogens van 1MW en 8MW met een beste overeenkomst bij een vermogen van 3MW.

126

dimensieloze begrenzing snelheid

1,0 1MW 0,9 2 0,8

3

0,7

4

0,6

5 y = e‐0,054x

0,5

6 7

0,4

8 0

5

10

15

y = 1,0126e‐0,102x R² = 0,9945 y = 0,9934e‐0,069x R² = 0,9878

y = 1,0206e‐0,06x R² = 0,9965 y = 1,0139e‐0,037x R² = 0,9515 y = 1,002e‐0,033x R² = 0,9718 y = 0,9995e‐0,031x R² = 0,9881 y = 1,0025e‐0,027x R² = 0,9838 y = 1,0146e‐0,026x R² = 0,9821

V**

dimensieloze terugstroom lengte

Figuur 123: g01: ‘dimensionless confinement velocity’ geformuleerd door Li (V**) versus dimensieloze terugstroom lengte in het model van de parkeergarage g01

Thomas In de formule van Thomas voor de kritische snelheid komt de (gemiddelde) temperatuur van de rook voor. De temperatuur van de rook is op zich afhankelijk van het ventilatiedebiet en dus ook van de snelheid. We berekenen iteratief de waarde van Thomas voor de vermogens van 1MW tot 8MW rekening houdende met een convectieve fractie van 66%. Figuur 124 geeft het verloop van de formule van Thomas toegepast op de doorsnede van de parkeergarage tegenover de CFD resultaten van de parkeergarage. De waarden van Thomas liggen systematisch hoger, gaande van 2% tot 20% voor een HRRc gaande van respectievelijk 660kW tot 5280kW. We vinden voor het verloop van de kritische snelheid volgens de formule van Thomas toegepast op geometrie 01:

1.18

.

(8.36)

Om de invloed na te gaan van de verhouding van de afmetingen van de doorsnede zetten we nu het verloop uit voor een doorsnede met een breedte van 3m in plaats van 16m. We nemen voor de hoogte terug 3m omdat het opwaarts momentum van de pluim niet zou wijzigen.

127

3,50

y = 2x0,2836 R² = 0,999

kritische snelheid [m/s]

3,00 2,50

y = 1,1827x0,3159 R² = 0,9999

2,00

Vc (Thomas) 16x3

1,50

y = 1,11x0,2417 R² = 0,9979

1,00

g01 v_cr Vc (Thomas) 3x3

0,50 0,00 0

2

4

6

HRRc [MW]

Figuur 124: g01: kritische snelheid versus convectieve HRR (Thomas)

.

We vinden een verband: 2 . De voorfactor is bijna dubbel zo groot met een iets lagere waarde voor de exponent. De vergelijking van Thomas brengt het toenemende momentum stroomopwaarts van de ventilatierichting in rekening bij een smallere doorsnede. We merken op dat we verwachten dat de resultaten van de simulaties bij een smallere geometrie ook hogere waarden voor de kritische snelheid opleveren. Wu & Bakar In Figuur 125 is het verloop uitgezet van de dimensieloze kritische snelheid volgens de definitie van Wu&Bakar van de parkeergarage. De correlatie van Wu&Bakar ligt 19% tot 45% hoger voor vermogens van respectievelijk 1MW tot 8MW totaal. Met de correlatie van Heskestad kunnen we de hoogte van de vlam berekenen: 0.235 / 1.02 met [kW] het totale vermogen en [m] de diameter van de brandhaard.

(8.37)

Tabel 30: berekening dimensieloze kritische snelheid volgens Wu&Bakar voor een tunnel en de parkeergarage

128

Hhydr

5,05

Q

Q*

Wu&Bakar

g01

1000

0,016

0,17

0,14

dimensieloze kritische snelheid

vlamlengte Heskestad

diff 119%

2000

0,032

0,22

0,17

3000

0,047

0,25

0,18

0,68

134%

130%

4000

0,063

0,27

0,20

1,38

137%

5000

0,079

0,29

0,21

1,99

139%

6000

0,095

0,31

0,22

2,53

141%

7000

0,110

0,33

0,23

3,01

143%

8000

0,126

0,34

0,24

3,46

145%

De relatie van Heskestad geeft aan dat de vlammen het plafond bereiken vanaf een vermogen van 7MW met een diameter van de brandhaard gelijk aan 5m. De brandhaard staat echter tegen de muur opgesteld. De gemiddelde vlamhoogte zal groter zijn voor een gebonden pluim dan voor een ongebonden symmetrische pluim omdat minder lucht kan inmengen en daardoor de gassen een langere weg moeten afleggen om te verbranden. Zukoski [36] suggereerde dat het verloop van het massadebiet van een gebonden pluim van een brandhaard die vlak tegen de muur wordt geplaatst (halve cirkel) zich gedraagt als de helft van het massadebiet van een vrije pluim met een dubbel vermogen. 1 2

2.

(8.38)

In werkelijkheid zal er een steeds een ruimte van enkele tientallen cm bestaan tussen de geparkeerde wagen en de muur. Williamson et al. [36] onderzocht het gedrag van pluimen van brandhaarden in functie van de afstand tot een wand of een hoek. Men kwam tot de vaststelling dat het gedrag van gebonden pluimen overgaat naar het gedrag van ongebonden pluimen vanaf relatief kleine afstanden van de wand. We gaan ervan uit dat we in werkelijkheid voor een auto die met de neus tegen de muur geparkeerd staat eerder met een ongebonden pluim te maken krijgen.

0,40

4,0

0,35

3,5

0,30

3,0

0,25

2,5

0,20

2,0

0,15

1,5

0,10

1,0

0,05

0,5

0,00

0,0

vlamlengte Heskestad [m]

dimensieloze kritische snelheid Wu&Bakar

Tijdens de ontwikkeling van de brand zal de diameter D kleiner zijn dan 5m, wat betekent dat de vlamhoogte in werkelijkheid groter zal uitvallen.

Wu&Bakar g01 vlamlengte Heskestad

0,000 0,020 0,040 0,060 0,080 0,100 0,120 0,140 dimensieloze HRR Wu&Bakar

Figuur 125: g01 dimensieloze kritische snelheid volgens Wu&Bakar versus parkeergarage g01

De overschatting door de correlatie van Wu&Bakar is te verklaren door de kleine hoogte/breedte verhouding van de parkeergarage. De zijwanden hebben minder invloed op de rookpluim en de stroming gedraagt zich minder uniform over de breedte van de doorsnede dan in het geval van een tunnel.

129

We zien op de grafiek van Figuur 125 dat de helling van de kromme van de parkeergarage steeds kleiner wordt bij toenemend vermogen. Wanneer de vlamhoogte het plafond bereikt (3m) zal de kritische snelheid nog weinig toenemen met stijgend vermogen. In deze situatie strekken de vlammen zich uit onder het plafond waardoor de inmenging van lucht in de rookpluim boven de brandhaard ongeveer constant zal blijven. In de ceiling jet zelf zal wel nog inmenging van lucht optreden. Dit zou een verklaring kunnen zijn voor de nog lichtjes toenemende kritische snelheid bij grotere vermogens.

130

8.5 Configuratie met dwarse balken. Hoogte balken 0.5m, hartafstand 7.5m. De balken liggen 3 parkeervakken uit elkaar, overeenstemmend met een hart afstand van 7.5m. Kolommen ondersteunen de balken links en rechts van de rijbaan ter hoogte van de grens tussen rijbaan en parkeervakken.

Figuur 126: g01: overzicht rekendomein dwarse balken met 50cm hoogte en hartafstand 7.5m

De balken hebben een breedte van 0.5m, de kolommen een doorsnede van 0.5m bij 0.5m. De hoogte van het plafond tussen de balken is terug 3m zodat de afstand tussen de onderzijde van de balken en de vloer 2.5m bedraagt. Door de keuze van eenzelfde hoogte van het plafond zal het momentum in de opwaartse pluim ter hoogte van het plafond vergelijkbaar zijn aan de situatie met een vlak plafond, zodat we de invloed van de balken kunnen nagaan op de situatie zonder balken. We gaan op dezelfde manier tewerk als in paragraaf 0 om tot het kritische extractiedebiet en de kritische snelheid te komen.

131

Figuur 127:g01: binnenzicht rekendomein dwarse balken met 50cm hoogte en hartafstand 7.5m

8.5.1. Kritisch extractiedebiet We stellen vast dat voor een configuratie met balken een exponentiële functie beter correleert met de data dan een machtverband.

Vex,cr [m³/s]

95,0 90,0 85,0 80,0 75,0 70,0 65,0 60,0

y = 51,293e0,1078x R² = 0,9986

2

2,5

3

3,5

4

4,5

5

5,5

HRRc [MW]

Figuur 128: g01 dwarse balken hoogte 50cm hartafstand 7.5m kritisch extractiedebiet

Het kritisch extractiedebiet uitgezet in functie van de convectieve HRR geeft volgend exponentieel verband:

132

,

51.3

.

(8.39)

8.5.2. Terugstroming versus snelheid stroomopwaarts van de brandhaard De waarde van a neemt af in functie van het vermogen, in tegenstelling tot de configuratie met een vlak plafond. y = ‐0,3116x + 51,433 R² = 0,9907

a 50,8 50,6 50,4 50,2 50

a

49,8 49,6 0

1

2

3

4

5

6

HRRc

Figuur 129: g01 dwarse balken hoogte 50cm hartafstand 7.5m, waarde voor a

51.43

0.31

.

(8.40)

8.5.3. Kritische snelheid 1,60 1,55 y = 1,0099e0,0832x R² = 0,9992

v_in,cr [m/s]

1,50 1,45 1,40 1,35 1,30 1,25 1,20 2

2,5

3

3,5

4

4,5

5

5,5

HRRc [MW]

Figuur 130: g01 dwarse balken hoogte 50cm hartafstand 7.5m kritische snelheid

133

,

1

.

(8.41)

8.6 Configuratie met dwarse balken. Hoogte balken 0.5m, hartafstand 2.5m.

Figuur 131: g01 overzicht rekendomein dwarse balken hoogte 50cm hartafstand 2.5m

8.6.1. Terugstroming versus extractiedebiet

d [m]

30 25

8 y = ‐1,0341x + 89,333 R² = 0,9868

20

7

15

y = ‐0,9802x + 80 R² = 0,9643

6

y = ‐1,2121x + 90,833 R² = 0,9992

5

y = ‐1,358x + 92,333 R² = 0,9891

10 5

4 y = ‐1,2032x + 76,667 R² = 0,9959

0 30,00

40,00

50,00

60,00

70,00

80,00

90,00

Vex [m³/s]

Figuur 132: g01: dwarse balken hoogte 50cm hartafstand 2.5m, terugstroom lengte in functie van het extractiedebiet voor HRR=4MW tot 8MW

134

8.6.2. Kritisch extractiedebiet 90,0

y = 51,088e0,1006x R² = 0,9993

Vex,cr [m³/s]

85,0 80,0 75,0 70,0 65,0 60,0 2

2,5

3

3,5

4

4,5

5

5,5

HRRc [MW]

Figuur 133: g01: balken hoogte 50cm hartafstand 2.5m, kritisch extractiedebiet

Het kritisch extractiedebiet uitgezet in functie van de convectieve HRR geeft volgend exponentieel verband:

51.1

,

.

(8.42)

8.6.3. Terugstroming versus snelheid stroomopwaarts van de brandhaard y = ‐0,9029x + 53,816 R² = 0,99

a 52 51,5 51 50,5 50

a

49,5 49 48,5 0

1

2

3

4

5

6

HRRc

Figuur 134: g01 dwarse balken hoogte 50cm hartafstand 2.5m, waarde van a in vergelijking voor d=a(vcr‐vin)

135

53.82

0.9

.

(8.43)

8.6.4. Kritische snelheid 1,6

y = 1,0062e0,0746x R² = 0,9998

v_in,cr [m/s]

1,5 1,5 1,4 1,4 1,3 1,3 1,2 2

2,5

3

3,5

4

4,5

5

5,5

HRRc [MW]

Figuur 135: balken hoogte 50cm hartafstand 2.5m, kritische snelheid

136

,

1.01

.

(8.44)

8.7 Configuratie met dwarse balken. Hoogte balken 0.25m, hartafstand 7.5m. Voor een overzicht van het rekendomein verwijzen we naar voorgaande Figuur 126 (p.131).

Figuur 136: g01 binnenzicht rekendomein dwarse balken hoogte 25cm hartafstand 7.5m

8.7.1. Kritisch extractiedebiet

kritisch extractiedebiet [m³/s]

Vex,cr

y = 48,411e0,1438x R² = 0,9996

110,0 100,0 90,0 80,0 70,0 60,0 2

2,5

3

3,5

4

4,5

5

5,5

HRRc [MW]

Figuur 137: balken hoogte 25cm hartafstand 7.5m, kritisch extractiedebiet

137

,

48.4

.

(8.45)

8.7.2. Terugstroming versus snelheid stroomopwaarts van de brandhaard a

y = ‐4,5034x + 62,447 R² = 0,9981

55 50 45 40 a 35 30 2

2,5

3

3,5

4

4,5

5

5,5

HRRc [MW]


62.45

4.5

.

(8.46)

8.7.3. Kritische snelheid


vin,cr

y = 0,9347e0,1281x R² = 0,9992

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

2,5

3

3,5

4

4,5

5

5,5

HRRc [MW]

Figuur 139: balken hoogte 25cm, hartafstand 7.5m, kritische snelheid

138

,

0.94

.

(8.47)

8.8 Configuratie met dwarse balken. Hoogte balken 0.25m, hartafstand 2.5m. 8.8.1. Kritisch extractiedebiet


b2 72 70 68 66 64 62 60 2,00

2,50

3,00

3,50

4,00

HRRc [MW]

Figuur 140: balken hoogte 25cm hartafstand 2.5m, kritisch extractiedebiet

.

55.01

,

(8.48)

8.8.2. Terugstroming versus snelheid stroomopwaarts van de brandhaard y = ‐1,2419x + 64,889 R² = 0,998

a 62 61,5 61 60,5 60 59,5 59 58,5 58

a

2

2,5

3

3,5

4

4,5

5

5,5

HRRc


139

64.89

1.24

.

(8.49)

8.8.3. Kritische snelheid vin,cr

y = 1,0948e0,0726x R² = 0,9999


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

2,5

3

3,5

4

4,5

5

5,5

HRRc [MW]

Figuur 142: balken hoogte 25cm, hartafstand 2.5m, kritische snelheid

140

,

1.10

.

(8.50)

8.9 Configuratie met langs‐ en dwarsbalken. Hoogte balken 0.5m.

Figuur 143: g01 overzicht geometrie langs‐ en dwarsbalken 50cm

Figuur 144: g01 binnenzicht geometrie langs‐ en dwarsbalken

8.9.1. Kritisch extractiedebiet


Vex,cr

y = 61,263e0,0751x R² = 1

92,0 90,0 88,0 86,0 84,0 82,0 80,0 78,0 76,0 2

2,5

3

3,5

4

4,5

5

5,5

HRRc [MW]

Figuur 145: dwars‐ en langsbalken hoogte 50cm, kritische extractiedebiet

141

.

61.26

,

(8.51)

8.9.2. Terugstroming versus snelheid stroomopwaarts van de brandhaard y = ‐1,9644x + 54,279 R² = 1

a 48 47,5 47 46,5 46 45,5 45 44,5 44 43,5

a

3

3,5

4

4,5

5

5,5

HRRc

Figuur 146: : g01 dwars‐ en langsbalken hoogte 50cm, waarde van a in vergelijking voor d=a(vcr‐vin)

54.28

1.96

.

(8.52)

8.9.3. Kritische snelheid


vin,cr

y = 1,2023e0,0491x R² = 0,9999

1,58 1,56 1,54 1,52 1,50 1,48 1,46 1,44 1,42 1,40 2

2,5

3

3,5

4

4,5

5

5,5

HRRc [MW]

Figuur 147: dwars‐ en langsbalken hoogte 50cm, kritische snelheid

142

,

1.20

.

(8.53)

8.10

Configuratie met langsbalken. Hoogte balken 0.5m.

Figuur 148: g01: overzicht rekendomein met langs balken

Figuur 149: g01: binnenzicht rekendomein met langs balken

143

Figuur 150: sim g01_414: rookdensiteit contouren 0.02g/m³ op 1.75m hoogte, HRR=6MW, Vex=69.3m³/s

Figuur 151: sim g01_414: rookdensiteit contouren 0.06g/m³ op 1.75m hoogte, HRR=6MW, Vex=69.3m³/s

144

8.10.1.Kritisch extractiedebiet Vex,cr

y = 77,241e0,0728x R² = 0,9995

115,0 Vex,cr [m³/s]

110,0 105,0 100,0 95,0 90,0 2

2,5

3

3,5

4

4,5

5

5,5

HRRc [MW]

Figuur 152: balken langs 50cm, kritisch extractiedebiet

.

77.24

,

(8.54)

8.10.2.Terugstroming versus snelheid stroomopwaarts van de brandhaard y = ‐0,2676x + 33,8 R² = 0,9834

a 33,2 33,1 33 32,9 32,8 32,7 32,6 32,5 32,4 32,3

a

2

2,5

3

3,5

4

4,5

5

5,5

HRRc [MW]

Figuur 153: g01 langsbalken hoogte 50cm, waarde van a in vergelijking voor d=a(vcr‐vin)

145

33.80

0.26

.

(8.55)

8.10.3.Kritische snelheid vin,cr

y = 1,5547e0,0489x R² = 0,9998

2,05 v_in,cr [m/s]

2,00 1,95 1,90 1,85 1,80 1,75 2

2,5

3

3,5

4

4,5

5

5,5

HRRc [MW]

Figuur 154: balken langs 50cm, kritische snelheid

8.11

,

1.56

.

(8.56)

Discussie en conclusie over de impact van balken op de kritische snelheid, het kritisch extractiedebiet en de terugstroomlengte

In voorgaande paragrafen werd voor verschillende configuraties van balken telkens het kritisch extractiedebiet en de kritische snelheid bepaald. Daarnaast werd voor elke configuratie een correlatie gevonden voor de terugstroomlengte van rookgassen. We groeperen al de gevonden correlaties voor de kritische snelheid in Figuur 155. Uit de grafiek vinden we dat, voor het beschouwde bereik van vermogens, dwarse balken in het algemeen de terugstroming van rookgassen aanzienlijk beperken. Er is echter een uitzondering voor kleine balken (in hoogte) die relatief ver uit elkaar liggen. Voor de configuratie met balken van 25cm hoog met een hartafstand van 7.5m zien we dat vanaf 4MW convectief vermogen de situatie slechter wordt dan in het geval er geen balken zijn. In Figuur 156 zien we dat de kleine balken niet genoeg hoogte hebben om rooklaag over de volledige dikte te blokkeren. De hete rook gaat onder de balk door en versnelt daarna net onder het plafond. Daarnaast breekt de balk stroomopwaarts de impuls van het ventilatiedebiet waardoor de ceiling jet minder hinder ondervindt dan in het geval van een plafond zonder balken.

146

2,10

geen balken

y = 1,0962x0,2522 R² = 0,9997

balken 0.5m dwars hart 7.5

y = 1,0099e0,0832x R² = 0,9992


y = 1,0062e0,0746x R² = 0,9998


y = 0,9347e0,1281x R² = 0,9992


y = 1,0948e0,0726x R² = 0,9999


2,00 1,90 1,80 1,70 1,60 1,50 1,40 1,30

balken langs 0.5m y = 1,5547e0,0489x R² = 0,9998

1,20

0,0485x

2,5

3

3,5

4

4,5

5

5,5

y = 1,2055e balken langs/dwars 0.5m R² = 0,9998

HRRc [MW]

Figuur 155: synthese correlaties kritische snelheid bij toepassing van balken in parking geometrie

Figuur 156: sim g01_266: grotere terugstroom van rookgassen door aanwezigheid van kleine (lage) balken

We merken op dat de kritische snelheid voor een plafond zonder balken een machtsverband vertoont met het vermogen maar dat deze relatie niet stand houdt voor een configuratie met balken. In dit laatste geval vertoont de kritische snelheid een exponentieel verband met het vermogen met een exponent die groter wordt bij toenemend vermogen. Langsbalken hebben een nefaste invloed op de terugstroom van rookgassen. De kritische snelheid ligt 20 à 30% hoger voor een configuratie met langsbalken ten opzichte van een vlak plafond. Dit is te verklaren door de kanalisering van de rook (chanelled flow) waardoor de impuls van de rookpluim zich niet vrij radiaal kan uitspreiden en er meer impuls in de stroom‐opwaartse richting terecht komt. De terugstroom lengte kan uitgedrukt worden met

.

Figuur 157 geeft een overzicht van de waarde van a voor al de onderzochte configuraties. Zoals boven aangegeven is de waarde van a afhankelijk van het vrijgestelde convectieve vermogen. We stellen vast dat balken een positieve invloed hebben op de gevoeligheid van de terugstroming aan het deficit in snelheid ten opzichte van de kritische waarde.

147

Voor alle configuraties met dwarse balken neemt de gevoeligheid af bij toenemend vermogen. Let wel,de kritische snelheid zal steeds toenemen met toenemend vermogen. a 90 80 geen balken

70 a [s]

balken 0.5m dwars hart 7.5 60

balken 0.5m dwars hart 2.5 balken 0.25m dwars hart 7.5

50

balken 0.25m dwars hart 2.5 40

balken langs/dwars 0.5m balken langs 0.5m

30 2

2,5

3

3,5

4

4,5

5

5,5

HRRc [MW]

Figuur 157: synthese waarde van a in vergelijking voor d=a(vcr‐vin)

148

8.12

Sensitiviteit CFD model

De resultaten bekomen voor de terugstroom van rookgassen zijn gebaseerd op een CFD model met rekenraster met afmetingen 25cmx25cmx12.5cm (xyz) en met een Smagorinsky constante=0.2. Om de gevoeligheid van het gebruikte CFD model te beoordelen, voeren we een aantal simulaties uit met behoud van vermogen en extractiedebiet, terwijl het rekenraster en de Smagorinsky constante worden gevarieerd. Tabel 31 geeft een overzicht van de simulaties die beoordeeld worden. Voor elke simulatie bekijken we in onderstaande figuren de voornaamste temperatuur‐ en snelheidsprofielen. Tabel 31: overzicht simulaties voor beoordeling van de sensitiviteit van het CFD model aan celafmeting en Smagorinsky constante rho_soot= 0.02g/m³ grid

d 1.8

d 0.9

rho_soot= 0.06g/m³ d 1.8

d 0.9

SIM

Af

HRRt

HRRc

G01_286

25

0,25x0,25x0,125

12

8

10

0

5

3,3

72,90

63,30

0,20

G01_337

25

0,125x0,125x0,125

25

16

24

2

5

3,3

72,90

63,20

0,20

G01_341

25

0,5x0,5x0,25

2

0

2

0

5

3,3

72,90

67,40

0,20

G01_353

25

0,125x0,125x0,0625

28

10

27

6

5

3,3

72,90

63,30

0,20

G01_346

25

0,25x0,25x0,125

20

12

20

0

5

3,3

72,90

63,40

0,15

G01_351

25

0,25x0,25x0,125

4

0

4

0

5

3,3

72,90

63,30

0,25

8.12.1.Temperatuursverloop in het domein, verticale longitudinale doorsnede

Figuur 158:sim g01_286, temperatuursverloop in een verticale longitudinale doorsnede over het midden van de brandhaard, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.2, schaal tot 200°C

149

Vex

Vin

SMAG

Figuur 159: sim g01_337, temperatuursverloop in een verticale longitudinale doorsnede over het midden van de brandhaard, grid 0.125x0.125x0.125, Cs=0.2, schaal tot 200°C



150



151

8.12.2.Temperatuur in de omgeving van de brandhaard

Figuur 164: sim g01_286, temperatuur verticale longitudinale doorsnede brandhaard detail, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.2, schaal tot 500°C


152



Figuur 168: sim g01_346, temperatuur verticale longitudinale doorsnede brandhaard detail, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.15,schaal tot 500°C

153


8.12.3.Snelheid in de omgeving van de brandhaard

Figuur 170: sim g01_286, snelheid (x richting) verticale longitudinale doorsnede brandhaard detail, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.2, schaal tot 5m/s

154

Figuur 171: sim g01_337, snelheid (x‐richting) verticale longitudinale doorsnede brandhaard detail, grid 0.125x0.125x0.125, Cs=0.2, schaal tot 5m/s

Figuur 172:sim g01_341, snelheid (x‐richting) verticale longitudinale doorsnede brandhaard detail, grid 0.5x0.5x0.25, Cs=0.2, schaal tot 5m/s


155

Figuur 174: sim g01_346, snelheid (x‐richting) verticale longitudinale doorsnede brandhaard detail, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.15,schaal tot 5m/s


156

8.12.4.Detail van het front van de ceiling jet Temperatuur van het front van de ceiling jet

Figuur 176: g01_286, temperatuur front ceiling jet, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.2, schaal tot 120°C

Figuur 177: sim g01_337, temperatuur front ceiling jet, grid 0.125x0.125x0.125, Cs=0.2, schaal tot 120°C


157

Figuur 179: g01_353, temperatuur front ceiling jet, grid 0.125x0.125x0.0625, Cs=0.2, schaal tot 120°C

Figuur 180: g01_346, temperatuur front ceiling jet, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.15,schaal tot 120°C


158

Snelheid van het front van de ceiling jet

Figuur 182: g01_286, snelheid front ceiling jet, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.2, schaal tot 2.5m/s

Figuur 183, g01_337, snelheid front ceiling jet, grid 0.125x0.125x0.125, Cs=0.2, schaal tot 2.5m/s


159

Figuur 185: sim g01_353, snelheid front ceiling jet, grid 0.125x0.125x0.0625, Cs=0.2, schaal tot 2.5m/s

Figuur 186: g01_346, snelheid front ceiling jet, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.15,schaal tot 2.5m/s


160

8.12.5.Rookdichtheid in het horizontale vlak Op 1.8m hoogte

Figuur 188: sim g01_286, rookdichtheid op 1.8m hoogte, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.2, schaal tot 0.02g/m³

Figuur 189: g01_337, rookdichtheid op 1.8m hoogte, grid 0.125x0.125x0.125, Cs=0.2, schaal tot 0.02g/m³


161

Figuur 191:g01_353, rookdichtheid op 1.8m hoogte, grid 0.125x0.125x0.0625, Cs=0.2, schaal tot 0.02g/m³

Figuur 192: g01_346, rookdichtheid op 1.8m hoogte, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.15,schaal tot 0.02g/m³


162

Op 0.9m hoogte




163




164

8.12.6.Temperatuur in het horizontale vlak Op 2m hoogte

Figuur 200: sim g01_286, temperatuur op 2m hoogte, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.2, schaal tot 250°C



165




166

Op 3m hoogte

Figuur 206: sim g01_286, temperatuur tegen plafond op 3m hoogte, grid 0.25x0.25x0.125, Cs=0.2, schaal tot 250°C



167




168

8.12.7.Discussie en conclusie over de invloed van het rekenraster en de Smagorinsky constante op de resultaten De resultaten voor de kritische snelheid en terugstroom van rookgassen werden in deze studie bepaald op basis van een rekenraster van 25cmx25cmx12.5cm met een Smagorinsky constante van 0.2. Onderstaande bevindingen zijn geldig voor het onderzocht bereik van variatie. Voor de temperaturen in het veld vinden we dat ten opzichte van dit standaard rekenraster een verfijning van het rekenraster meer dynamiek geeft aan de temperaturen in het veld. De terugstroom van rookgassen is tot meer dan 2 maal groter voor het fijnste rekenraster (g01_353). De rooklaag stroomopwaarts en stroomafwaarts van de brandhaard wordt dunner en heeft een hogere temperatuur. De Smagorinsky constante heeft geen noemenswaardige invloed op de temperaturen in het veld. De temperaturen over de brandhaard vertonen dezelfde afhankelijkheid als de temperaturen in het veld. De Smagorinsky constante heeft geen noemenswaardige invloed op de temperaturen over de brandhaard. De temperatuur in het front van de ceiling jet vertoont de scherpste gradiënten voor het fijnste grid. Het grootste verschil is waarneembaar bij een verfijning in de verticale richting (g01_337 tov g01_353). De temperatuur ligt ongeveer 20°C hoger dan de standaard situatie. Een lagere Smagorinsky constante leidt tot een slanker front met iets scherpere temperatuurgradiënten. Het snelheidspatroon in aan het front van de ceiling jet vertoont meer wervels naarmate het rekenraster kleiner wordt. De aankomende koude lucht stroming duikt onder de ceiling jet om kort daarna quasi horizontaal verder te gaan voor alle gevallen behalve bij een hoge Smagorinsky constante. Hier wordt de aankomende stroming als het ware naar beneden geduwd door de ceiling jet tot op halve hoogte van de geometrie.

169

De Smagorinsky constante heeft geen noemenswaardige invloed op de rookdichtheid in het horizontale vlak op 1.8m. In het vlak op 0.9m is meer dynamiek te zien in de waarde van de rookdichtheid. Temperaturen in het horizontale vlak vertonen hetzelfde verloop en gevoeligheid aan de parameters dan deze in het verticale vlak. Temperaturen tegen het plafond zijn gelijkaardig voor alle onderzochte waarden van rasterafmeting en Smagorinsky constante. We kunnen uit het voorgaande een aantal conclusies trekken: Een grotere resolutie van het domein leidt tot grotere lokale waarden van de temperatuur. Echter de maximum temperaturen die optreden tegen het plafond zijn gelijkaardig voor alle gevallen. Een grotere resolutie van het domein leidt tot belangrijke verschillen in lengte van terugstroming van rookgassen. We stelden een verdubbeling vast voor het fijnste rekenraster. Een lagere Smagorinsky constante heeft relatief weinig invloed op de temperaturen in het veld. We zien vooral een invloed op de snelheden in het veld. Een lagere waarde leidt tot meer dynamiek terwijl een hogere waarde meer ‘viscositeit’ aan de stroming geeft. Een lagere waarde leidt ook tot een grotere terugstroomlengte van rookgassen. De vraag is nu of we met het rekenraster van 25x25x12.5cm en een Smagorinsky constante van 0.2 betrouwbare resultaten hebben bereikt. Het enig sluitend antwoord op die vraag is de vergelijking van het model met experimenten met een identieke geometrie en randvoorwaarden, de experimentele onzekerheden buiten beschouwing gelaten. Zolang dit niet mogelijk is moeten we ons beroepen op validatie rapporten van situaties die nauw aansluiten bij het onderzochte thema. We verwijzen hiervoor naar 8.2 eerder in dit proefschrift.

170

Referenties 1. BRE. BD2552 Fire spread in car parks. London. 2010. 2. NBN. NBN S21‐208‐2 Brandbeveiliging in gebouwen ‐ Ontwerp van rook‐en warmteafvoersystemen (RWA) in gesloten parkeergebouwen. Brussel: Bureau voor Normalisatie, 2006. 3. NBN. NBN S21‐208‐2/pr A1:2010 Brandbeveiliging in gebouwen Ontwerp van rook‐ en warmteafvoersystemen in gesloten parkeergebouwen. [S.l.]. 2010. 4. WIJNSTRA‐FOKKINGA, C. P. /. D. E. NEN 2443: 2000 Parkeren en stallen van personenauto's op terreinen en in garages. [S.l.]: NEN, 2000. 5. (TGA), V.‐G. T. G. VDI 2053 Air treatment systems for car parcs. [S.l.]: Verein Deutscher Ingenieure, 2004. 6. SAVE, O. Beheersbaarheid van brand. NL‐Deventer: Ministerie van Binnenlandse Zaken en Koninkrijksrelaties, Directie Brandweer en GHOR, 2007. 7. NVBR/LNB. Praktijkrichtlijn gelijkwaardigheid brandveiligheidseisen van het bouwbesluit voor mechanisch geventileerde parkeergarages met een gebruiksoppervlakte groter dan 1000m². Nederlandse Vereniging voor Brandweerzorg en Rampenbestrijding. [S.l.]. 2002. 8. NNI. NEN 6098 ‐ Rookbeheersingssystemen voor mechanisch geventileerde parkeergarages ‐ 2e ontwerp. Nederlands Normalisatie‐instituut. [S.l.]. 2010. 9. NNI. NEN 2535: 2009+C1:2010 Brandveiligheid van gebouwen ‐ Brandmeldinstallaties ‐ Systeem‐ en kwaliteitseisen en projectierichtlijnen. [S.l.]: Nederlands Normalisatie‐instituut, 2010. 10. THE Building Regulations 2000, Fire Safety, Approved Document B, Volume 2 ‐ Buidings other than dwellinghouses, 2006 edition incorporating amendmends 2007. [S.l.]: Communities and Local Government. 11. BRE. Report BR 368 Design mtehodologies for smoke and heat exhaust ventilation. [S.l.]. 1999. (ISBN 0 11300 095 2). 12. BSI. BS 7346‐7 ‐ Components for smoke and heat control systems. Code of practice on functional recommendations and calculation methods for smoke and heat control systems for covered car parks. UK: BSI, 2006. 13. FSH/24, B. C. PD 7974‐2:2002 Application of fire safety engineering principles to the design of buildings. Spread of smoke and toxic gases within and beyond the enclosure of origin (Sub‐ system 2). [S.l.]. 2002. (ISBN 0 580 40168 5). 14. JANSSENS, M. L. Development of a database of full scale calorimeter tests of motor vehicle burns. Southwest Research Institute. San Antonio USA. 2008.

171

15. OKAMOTO, K. Burning behavior of sedan passenger cars. Fire Safety Journal, Japan, n. 44, p. 301‐310, 2009. 16. JOYEUX, D. Natural Fires in Closed Car Parks. CTICM. France, p. 31. 1997. 17. VANOERLE. Effectiviteit van stuwkrachtventilatie in gesloten parkeergarages, brandproeven en simulaties. TNO Nederland. Delft, p. 67. 1999. 18. TILLEY, N.; MERCI, B. Relation between horizontal ventilation velocity and backlayering distance in large closed car parks. Gent. 19. CUSTER, L. P.; MEACHAM, B. J.; SCHFILITI, R. P. Design of Detection Systems. In: DINENNO, P. J. SFPE Handbook of Fire Protection Engineering. Fourth Edition. ed. Massachusetts: NFPA, v. Section 4, 2008. Cap. 1. 20. MULHOLLAND, G. W. Smoke Production and Properties. In: DINENNO, P. J. SFPE Handbook of Fire Protection Engineering. Quincy, Massachusetts: NFPA, v. 2, 2008. Cap. 13, p. 2‐291/2‐302. 21. KITTELSON, D. Engines and Nanoparticles: A Review. Journal of Aerosol Science, Miineapolis, n. 29, p. 575‐588, 5/6 1998. 22. NBN, C. 3. NBN S21‐100 + addenda: opvatting van algemene installaties voor automatische branddetectie door puntdetector. [S.l.]: NBN, 1986. 23. MCGRATTAN, K.; HOSTIKKA, S.; FLOYD, J. Fire Dynamics Simulator (Version 5.5) User's Guide. Maryland, USA: NIST, 2010. 24. MCGRATTAN, K.; HOSTIKKA, S.; FLOYD, J. Fire Dynamics Simulator (version 5), Technical Reference Guide. [S.l.]: NIST, v. Volume 3:Validation, 2010. 25. GOTTUK, D.; MEALY, C.; FLOYD, J. Smoke Transport and FDS Validation. Fire Safety Science ‐ Proceedings of the 9th International Symposium. Kralsruhe, Germany: International Association of Fire Safety Science. September 2008. p. 129‐140. 26. DELICHATSIOS, M. A. Propagation of axisymmetric ceiling jet front produced by power law time growing fires. Fire Safety Journal, v. 38, p. 535‐551, 2003. 27. NFPA. NFPA72 ‐ National Fire Alarm and Signaling Code. [S.l.]: National Fire Protection Association, 2010. 28. FM. FM 3210 ‐ Approval Standard for Heat Detectors for Automatic Fire Alarm Signaling. FM Global. [S.l.]. 2007. 29. NUREG. Verification and Validation of Selected Fire Models for Nuclear Power Plant Applications, Volume 6: Fire Dynamics Simulator (FDS). U.S. Nuclear Regulatory Commission, Office of Nuclear Regulatory Research (RES). Rockville. 2005. 30. DE FRÉ, M.‐F. een meetinstrument voor de performantie voor de hulpdiensten: een pilootproject in de provincie Antwerpen. FOD Binnenlandse Zaken. Antwerpen, p. 13. 2010.

172

31. JIN, T. Visibility and Human Behaviour in Fire Smoke. In: DINENNO, P. SFPE Handbook of Fire Protection Engineering 4th ed. Quincy, Massachusetts: NFPA, v. 2, 2008. Cap. 4, p. 2‐54 ‐ 2‐66. 32. MULHOLLAND, G. W.; CROARKIN, C. Specific Extinction Coefficient of Flame Generated Smoke. Fire and Materials,24, p. 227‐230, 2000. 33. MORGAN, H. P.; VANHOVE, B.; DESMEDT, J.‐C. Extending the principles of impulse ventilation in tunnels to apply smoke control in car parks. [S.l.]. 34. KIM, E. Fire Dynamics Simulator v4 ‐ Simulation for Tunnel Fire Scenarios with Forced Transient Longitudinal Flows. Fire Technology, US, n. 44, p. 137‐166, 2008. 35. MCGRATTAN, K.; HOSTIKKA, S.; FLOYD, J. Fire Dynamics Simulator (version 5.5), Technical Reference Guide. Maryland, USA: NIST, 2010. 36. KARLSSON, B.; QUINTIERE, J. G. Enclosure Fire Dynamics. Florida,US: CRC Press, 2000. 37. WU, Y.; BAKAR, M. Z. A. Control of Smoke Flow in Tunnel Fires using Longitudinal Ventilation Systems ‐ A Study of Critical Velocity. Fire Safety Journal, Sheffield UK, v. 35, n. 4, p. 363‐390, November 2000. 38. MILKE, J. Smoke Management by Mechanical Exhaust or Natural Venting. In: DINENNO, P. SFPE Handbook of Fire Protection Engineering. 4. ed. Massachusetts, US: NFPA, v. 4, 2008. Cap. 15, p. 4‐389. 39. HUSTED, B.; CARLSSON, J.; GÖRANSSON, U. Visibility through inhomogeneous smoke using CFD. Interflam 2004 proceedings of the 10th conference. Edinburgh: Interscience communications. 2004. p. 697‐703. 40. POPE, S. B. Ten questions concerning the large‐eddy simulation of turbulent flows. New Journal of Physics 6, 2004. 41. FERNANDES, R.; HENRIQUES, D. Indoor Car Parks ‐ CFD application. V European Conference on Computational Fluid Dynamics proceedings. Lisbon, Portugal: J. C. F. Pereira and A. Sequeira (Eds). 2010. 42. CHOW, W. K. On safety systems for underground car parks. Tunnelling and Underground Space Technology, Vol 13, No 3, p. 281‐287, 1998. 43. VIEGAS, J. C. The use of impulse ventilation for smoke control in underground car parks. Tunnelling and Underground Space Technology 25, p. 42‐53, 2010. 44. VIEGAS, J. C. Impulse ventilation in underground car parks: The influence of parked cars in smoke control. V European Conference on Computational Fluid Dynamics. Lisbon, Portugal: J. C. F. Pereira and A. Sequeira (Eds). 2010. 45. FORNEY, G. P. Smokeview (version 5) Vol I User's Guide. Maryland, USA: NIST, 2010. 46. LEA, C.; GOBEAU, N. C. H. How to undertake a smoke movement analysis in complex enclosed spaces using CFD. UK: NAFEMS, 2007.

173

47. MCGRATTAN, K.; HOSTIKKA, S.; FLOYD, J. Fire Dynamics Simulator (version 5), Technical Reference Guide. Maryland, USA: NIST, v. Volume 1:Mathematical model, 2010. 48. WIJNHOVEN, P.; NAUS, C.; ZEILER, W. Invloedfactoren en risico's bij brand in parkeergarages. Technische Universiteit Eindhoven. [S.l.]. 2008.

174

wikkeling g van me arkeerga arages

Recommend Documents