Kategoriarkiv: Analytisk dimensionering

Funderar du på att köpa “Principles of Fire Risk Assessments in Buildings”?

0470854022

I det senaste numret av SFPE:s “Fire Protection Engineering” finns min recension av David Yungs “Principles of Fire Risk Assessment in Buildings”.

Performance-based codes are developing throughout the world, and countries are continuously being added to those who already have adopted this procedure of regulating fire safety. Many of the countries that introduced functional requirements in the mid-’90s are now revising the codes and using design methods to incorporate gained experience, as well as filling gaps where knowledge has been insufficient in the past. Such gaps exist, e.g., in design fires and in treatment of variability and uncertainty in the design of fire safety in structures. The book by David Yung serves a clear purpose in providing useful information on how to work with the concept of risk assessment when using a performance-based approach in the design and assessment of building fire safety.

Missa inte den…

Bokrecension: “Principles of Fire Risk Assessments in Buildings” av David Yung

Jag skrev tidigare att jag fått förmånen att recensera en bok åt SFPE och nu är det gjort. David Yungs “Principles of Fire Risk Assessment…” får tummen upp. Boken har en tydlig röd tråd och introducerar tidigt ett antal barriärer som finns mellan brandens uppkomst och den skada som kan inträffa:

image

För dessa barriärer behandlas sedan ett antal scenarier relaterat till förebygga brandens uppkomst, kontrollera brandens tillväxt och spridning av brandgaser samt möjliggöra utrymning och räddningsinsats. Jag gillar boken och tycker att den är riktigt användbar när en brandskyddslösning ska tas fram. Den ger också värdefull information som är intressant när de olika scenarierna ska analyseras och utvärderas.

Läs mer i den fullständiga recensionen som dyker upp i SFPE:s Fire Protection Engineering under våren.

Kvantitativa riskanalyser vid projektering av brandskydd

image

Under 1999-2001 gjorde jag ett omfattande arbete åt danska Boverket (By- og Boligministeriet) om säkerhetsnivån i deras dåvarande byggregler Br95. Jag använde mig av en händelseträdsbaserad riskanalys teknik för att kvantifiera viktiga riskmått som individrisk, riskprofil och medelrisk för att undersöka bl.a. om förenklad dimensionering gav byggnader med likvärdig säkerhet. Jag skulle också reflektera om det var nödvändigt med krav på riskanalyser vid projektering och om det fanns förutsättningar att införa acceptanskriterier i bygglagstiftningen. Här kommer några slutsatser från det danska projektet som är högaktuella idag då arbetet med BBR 20XX pågår för fullt.

Det rekommenderas att det införs krav på genomförande av riskanalyser vid brandteknisk dimensionering av vissa objekt. Dessa objekt är de där det föreligger en hög personrisk och stor tänkbar maximal konsekvens

Användandet av riskanalyser vid dimensionering av brandskydd bör inte ses som ett alternativ utan snarare en förutsättning för att uppföra vissa byggnader då brandskyddet frångår förenklad dimensionering. De främsta fördelarna med riskanalysen är inte de precisa värden som den genererar utan den omfattande analysen av brandskyddslösningens prestanda vid olika förhållanden. Det är möjligt att se var de svaga länkarna i brandskyddet finns samtidigt som man kan identifiera eventuell överkapacitet. Effekten av olika brandskyddsalternativ tydliggörs och det är möjligt att finna den lösning på brandskyddet som verkligen minskar risken.

Det rekommenderas att det inte förnärvarande införs acceptanskriterier i byggreglerna.

Det är svårt att motivera införandet av acceptanskriterier. Anledningen till detta är främst att metodiken kräver en kalibrering och standardisering för att dels resultatet från analyser skall gå att översätts till ”verkliga” förhållanden och för att säkerställa kvaliteten. Det är nödvändigt att styra upp vilka modeller och indata som används på ett sätt som är ogynnsamt för metodutvecklingen.

Träkonstruktioner vid brand

Det snackas en del om träkonstruktioner och deras bärande förmåga vid brand. Träets fördel vid brand är att det förkolade skiktet isolerar den opåverkade delen och uppvärmningen av obrännt trä går riktigt långsamt och därmed är det endast inbränningshastigheten och lastpåverkan som avgör när ett brott sker. Men, träets fördel blir också en nackdel. I och med att materialet brinner så kan en trä konstruktion aldrig dimensioneras för att motstå ett fullständigt naturligt brandförlopp, utan förr eller senare så kommer konstruktionen ha brunnit upp.

charingRate 

Nuvarande formulering i BKR avsnitt 10:1 ställer krav på att bärverkets delar, inklusive upplag, fogar, förband o.d., skall utföras antingen så att kollaps inte inträffar:

  1. under en given tidsperiod enligt kraven på brandteknisk klass för byggnadsdelar i avsnitt 5:82 i BBR, (BFS 1998:39)
  2. under ett fullständigt brandförlopp eller
  3. under del av ett fullständigt brandförlopp, om det genom särskild utredning kan påvisas att utrymningssäkerheten inte försämras och att riskerna för räddningstjänstpersonalen och påverkan på omgivningen inte ökar.

För träkonstruktioner går alternativ 2 helt bort, medan alternativ 1 är fullt möjligt med metoder angivna i SS-EN 1995-1-2:2004. Alternativ 3 som jobbar med del av ett fullständigt brandförlopp, vilket även inkluderar möjligheten för byggnadsdelar som skall vara utförda i lägre klass än R 60 att dimensioneras för påverkan av ett fullständigt brandförlopp (exkl. avsvalning) under under den tid som klassbeteckningens tal anger. I SS-EN 1995-1-2:2004 finns också metoder för dimensionering av trä för en påverkan upp till 40 min.

Sammanfattningsvis:

  • Träkonstruktioner kan ALDRIG dimensioneras för att klara ett fullständigt brandförlopp (inkl. avsvalning).
  • En modell för naturligt brandförlopp kan endast användas för träkonstruktioner om kravet är R 30 eller lägre.
  • Dimensionering för brandpåverkan enligt avsnitt 4.2 i SS-EN 13501-2 (standardbrandkurvan) är alltid möjlig för träkonstruktioner, åtminstone upp till ett krav på R 90.
  • Spana in University of Mancesters sida om träkonstruktioner och brand för mer info.

Ny bok om brandriskanalyser i byggnader

0470854022

David Yung har nyss kommit ut med en ny bok “Principles of Fire Risk Assessment in Buildings” och jag har fått möjlighet att recensera den på uppdrag av SFPE. Min recision ska vara inne om en månad och dyker troligen upp i Fire Protection Engineering under våren.

PS / Om inte mitt minne sviker mig så dissade Dr. Yung ett paper som jag och Håkan Frantizich skrev till Journal of Fire Protection Engineering för snart tio år sedan. Nu kanske det är dags att ge igen :-) / DS

Nyttigt om trycksättning av trapphus

Jag hittade denna på SFPE:s hemsida…

m_ferreira_Page_01

En slutsats är att ett “dilution system”, dvs. användning av utspädning, är ett effektivt alternativ till traditionell trycksättning genom att frisk luft tillförs, brandgaser och rök förs bort samt då dimensioneringen inte är lika känslig för skorstenseffekter.

Denna teknik har visserligen förespråkats av Lars Jensen sedan många år och det är också den teknik som används i trycksättningen av trapphus och hisschakt i Turning Torso. Men jag är glad att utvecklingen går framåt med fler FoU-insatser. Det har varit ganska magert på trycksättningsfronten under många år.

Felräknat i “Estimating Room Temperatures and the Likelihood of Flashover…”

estimating

I tidigare inlägg har jag flaggat för att det är någon oegentlighet i MQH-metoden, närmare bestämt de beräkningar som redovisas i "Estimating Room Temperatures and the Likelihood of Flashover". Det hela började med att jag tyckte det var ruskigt knäppt att materialparametrar som ρck skulle spela så pass stor för den effekt som krävs för att orsaka övertändning i ett rum. Nedanstående räkneexempel talar för sig själv.

Om vi antar att 1 000 kW är en tillräckligt stor brand för att orsaka övertändning i ett rum med en viss storlek och omgivande ytor är av betong. Då skulle det endast krävas kring 130 kW för att orsaka övertändning om omgivande ytor är av mineralull. På samma sätt skulle det krävas 3 600 kW om väggarna var av aluminium. Beräkningarna är gjorda för karakteristiska värden på ρck för de olika materialen och ekvationen:

image6

I artikeln redovisas följande figur där den effektutveckling som krävs för att orsaka övertändnig (ΔT=500 C) plottas för olika material och öppningsförhållanden.

clip_image002

Beräkningarna gäller för ett rum på 4 m x 6 m x 2,4 m och en karakteristisk tid på 1 000 s, vilken används för att beräkna h(k) med hjälp av nedanstående ekvation:
image
Beräknade värden på hk anges i figuren ovan:

”Brick wall”                     1,3 kW/m2K
”Fibre board”                0,12 kW/m2K

Värdena på h(k) sägs vara beräknade med de materialdata (ρck) som anges i artikeln. Angivet ρck för “brick wall” är 1,7 (kW)^2 s/m^4/K^2 och för “fibre board” är det 0,015 (kW)^2 s/m^4/K^2. Om dessa värden skulle användas för att beräkna h(k) blir resultatet inte det samma som de värden på h(k) som anges i figuren ovan.

Material

ρck

h(k), beräknat med ρck

h(k), figuren

Brick wall

1,7 (kW)^2 s/m^4/K^2

0,041 kW/m2K

1,3 kW/m2K

Fibre board

0,015 (kW)^2 s/m^4/K^2

0,0039 kW/m2K

0,12 kW/m2K

Så här långt in i felsökningen kände jag för att dela med mig av mina “misstankar” och i ett snällt mail till Daniel Gojkovic, min f.d. kollega på ØSA bad jag honom gräva lite djupare. Det visade sig att lösningen på problemet inte var särskilt svår att finna. Om ni tittar på värdena i tabellen ovan för “brick wall” och “fibre board” så ser man att kvoten mellan h(k), figur och h(k) beräknat är c:a 31, dvs. samma som 1000^0,5.

Det finns åtminstone två tänkbara förklaringar till räknefelet. Antingen har författarna “glömt” att dividera med t (= 1 000 s) eller så har det blivit fel i övergången från (kW)^2 till W^2. Att använda 1000^2 hade varit korrekt, men man kan misstänka att författarna använt 1000^3. Oavsett vilket så har h(k) överskattats med en faktor 1000^0,5. vilket i slutändan blir en överskattning av Q med en faktor (1000^0,5)^0,5 = 5,6. Figuren ovan kan nu ritas om för att grafiskt visa betydelsen av “räknefelet”

clip_image002[12]
Tyvärr tar det inte slut här. Det verkar vara ganska oklart hur A(w) i ekvationen ovan egentligen ska beräknas. Antingen omfattar A(w) alla ytor i rummet (inkl. öppningar) undantaget golvet, eller så är A(w) =
A(T) och omfattar alla ytor i rummet (inkl. öppningar och golvet).

Författarnas analys av data från de mer än 100 experiment som använts görs för två fall – med eller utan värmeledning via golvet. Uttrycket som sedan ligger till grund för ekvationen för Q utgörs av sammanviktning av regressionsanalyserna med- och utan hänsyn till värmeledning in i golvet. Skillnaden blir märkbar. Redan i ett mindre rum blir skillnaden påtaglig, se figuren nedan.
clip_image002[17]
Skillnaden mellan den effekt (Q) som krävs för övertändning bestäms av kvadratroten av kvoten mellan den totala omslutningsytan A(T) och omslutningsytan undantaget golvet A(w), dvs (A(T)/A(w))^0,5. För lokalen i figuren ovan blir skillnaden en faktor 1,16. Om lokalen i stället skulle haft måtten 10 m x 20 m x 3 m blir skillnaden 1,24. Betydelsen av definitionen på omslutningsytan faller visserligen inom modellosäkerheten, men ett förtydligande hade trots detta varit intressant. En liten notis är att författarna inte tar med golvytan när det ritar figurerna i artikeln.

Slutsats

Nu är det bevisat att det finns räknefel i figurerna i artikeln "Estimating Room Temperatures and the Likelihood of Flashover". Den stora frågan är om detta räknefel också begåtts vid beräkning av h(k) för de experimentiella data som ligger bakom MQH-metoden. Om så är fallet så är det givet att MQH-metoden överskattar den effekt som krävs för övertändning med en faktor 5 till 6. Jag tror det är läge att försöka få en respons från författarna där bland Quintiere.